Kazık Taşıma Gücü Hesabı — Statik Formüller

Özet

Kazık taşıma gücü iki bileşenden oluşur:

1. Uç direnci (tip resistance / $Q_b$): Kazık ucundaki taban direnci.
2. Çevre sürtünmesi (shaft friction / $Q_s$): Kazık gövdesi boyunca zemin sürtünmesi.

Toplam nihai taşıma gücü şu temel bağıntıyla ifade edilir:

$$Q_{ult} = Q_s + Q_b = \sum_i (f_{s,i} \cdot A_{s,i}) + q_b \cdot A_b$$

Türkiye'de fore kazıklar çap 0,40–2,00 m, derinlik 8–35 m aralığında uygulanmaktadır. Tasarım TS 3168 EN 1536 (fore kazık yapımı), TS EN 12699 (çakma kazıklar) ve TS EN 1997-1:2012 (Eurocode 7) çerçevesinde gerçekleştirilir; deprem etkisi TBDY 2018 Bölüm 16 kapsamında değerlendirilir.

Saha Notu: Türkiye'de büyük çaplı fore kazıklar (Ø80–120 cm) özellikle İstanbul, İzmir ve Kocaeli gibi yumuşak alüvyon zemin bölgelerinde yaygın şekilde kullanılmaktadır. Deprem bölgesi ve zemin sınıfı, tasarım parametrelerini doğrudan belirler.

1. Alpha (α) Yöntemi — Kohezyonlu Zeminler (Tomlinson)

1.1 Çevre Sürtünmesi

$$f_s = \alpha \cdot c_u$$

Burada $\alpha$ = adhezyon faktörü (Tomlinson, 1971):

Tomlinson (1971) analitik bağıntısı:

$$\alpha = 0{,}5 \cdot \psi^{-0{,}5} \quad (\psi < 1{,}0)$$ $$\alpha = 0{,}5 \cdot \psi^{-0{,}25} \quad (\psi \geq 1{,}0)$$

Burada $\psi = c_u / P_a$ ($P_a = 101{,}3$ kPa atmosfer basıncı).

API (2011) $\alpha$ değerleri:

$$\alpha = \min\left(0{,}5\psi^{-0{,}5};\; 1{,}0\right) \quad (\psi \leq 1{,}0)$$ $$\alpha = \min\left(0{,}5\psi^{-0{,}25};\; 1{,}0\right) \quad (\psi > 1{,}0)$$

Saha Notu: Türkiye'de özellikle İstanbul Boğazı çevresi ile Marmara kıyı bölgelerindeki yumuşak kil zeminlerde ($c_u$ = 20–50 kPa) α katsayısı genellikle 0,80–1,00 aralığında alınmaktadır. Zemin kıvamı arttıkça α değeri azalır; sert killerde ($c_u > 100$ kPa) α = 0,45–0,55 seçilmelidir.

Dikkat: Fore kazıklarda, kazık delme işlemi sırasında zemin bozulması (remolding) α değerini azaltabilir. Çakma kazıklara kıyasla fore kazıklarda çevre sürtünmesi %10–30 daha düşük çıkabilmektedir (TS 3168 EN 1536).

1.2 Uç Direnci

$$q_b = N_c \cdot c_{u,tip} \leq 9 c_{u,tip}$$

Burada $N_c = 9$ (derin kazıklar için standart değer; $L/d \geq 4$ koşulunda geçerlidir).

$$A_b = \frac{\pi d^2}{4}$$ $$Q_b = q_b \cdot A_b = 9 \cdot c_{u,tip} \cdot \frac{\pi d^2}{4}$$

Saha Notu: Kazık tabanının temizlenmesi uç direncini belirleyen en kritik faktördür. TS 3168 EN 1536 Madde 6.7.3'e göre, fore kazıklarda kuyu dibi temizliği zorunludur; temizlenmemiş uçlar için $Q_b = 0$ kabul edilmesi önerilir.

Dikkat: $N_c = 9$ değeri yalnızca "derin kazık" koşulunda geçerlidir ($L/d > 4$). Kısa kazıklarda $N_c$ değerinin derinlik faktörüyle azaltılması gerekir.

2. Beta (β) Yöntemi — Efektif Gerilme Yöntemi

2.1 Çevre Sürtünmesi (Hem Kum Hem Kil için)

$$f_s = \beta \cdot \sigma'_{v0}$$ $$\beta = K_s \cdot \tan\delta_s$$

Pratik $\beta$ aralıkları:

$$\beta = 0{,}25 \sim 0{,}45 \quad \text{(Normal konsolide kil, NC)}$$ $$\beta = 0{,}30 \sim 0{,}75 \quad \text{(Kum)}$$

Referans: Burland (1973), TS EN 1997-1:2012 Madde 7.6.2.

2.2 Uç Direnci (Kum)

$$q_b = N_q \cdot \sigma'_{v,tip} \leq q_{b,lim}$$

Meyerhof (1976) kum için sınır uç gerilmesi:

$$q_{b,lim} = 50 N_q \tan\phi' \quad \text{(kPa)}; \quad q_{b,lim} \approx 10{,}0 \text{ MPa (pratik üst sınır)}$$

Saha Notu: Türkiye'nin iç bölgelerinde yaygın olan kum-çakıl alüvyon tabakalarında ($\phi' = 30°–38°$) β = 0,30–0,60 aralığı pratikte güvenilir sonuçlar vermektedir. Deprem bölgelerinde, sıvılaşma potansiyeli olan kum tabakalarında β yöntemi uygulanmamalı; TBDY 2018 Madde 16.6 kapsamında sıvılaşma analizi öncelikli yapılmalıdır.

Dikkat: Efektif düşey gerilme ($\sigma'_{v0}$) yeraltı su tablasına göre hesaplanmalıdır. Yeraltı suyu seviyesinin mevsimsel değişimi (Türkiye'de tipik olarak ±1,5 m) tasarım hesabına dahil edilmelidir.

3. Meyerhof Kazık Formülleri

3.1 Kumlu Zeminler

Çevre sürtünmesi:

$$f_s = K_s \cdot \sigma'_{v0} \cdot \tan\phi' \leq 100 \text{ kPa}$$

Uç direnci:

$$q_b = \sigma'_{v,tip} \cdot N_q^* \leq 50 N_q^* \tan\phi' \quad \text{(kPa)}$$

Burada $N_q^* = e^{\pi\tan\phi} \tan^2(45° + \phi/2)$ taşıma gücü katsayısıdır.

3.2 Killi Zeminler

Sürtünme:

$$f_s = \alpha \cdot c_u$$

Uç:

$$q_b = N_c \cdot c_u = 9 c_u$$

3.3 SPT Korelasyonu ile Meyerhof Yöntemi (Kumlu Zeminler)

Saha koşullarında SPT (Standart Penetrasyon Deneyi) değerlerinden doğrudan kazık taşıma gücü tahmini için Meyerhof (1976) aşağıdaki ampirik bağıntıları önermiştir:

Fore (delme) kazıklar için:

$$q_b \text{ (MPa)} = 0{,}012 \cdot N_b$$ $$q_s \text{ (kPa)} = 1{,}0 \cdot N_s$$

Çakma kazıklar için:

$$q_b \text{ (MPa)} = 0{,}04 \cdot N_b$$ $$q_s \text{ (kPa)} = 2{,}0 \cdot N_s$$

Burada:

• $N_b$: Kazık tabanından 10D yukarı – 5D aşağı SPT ortalaması (fore); $N_b \leq 50$ uygulanır
• $N_s$: İlgili katman boyunca ortalama SPT değeri

Dikkat: Bu bağıntılar yalnızca iri daneli (kumlu/çakıllı) zeminler için geçerlidir; killi zeminlerde uygulanmamalıdır. SPT değeri 60 kJ enerji oranına göre düzeltilmeli ($(N_1)_{60}$ kullanılmalıdır).

Saha Notu: Türkiye'deki geoteknik uygulamalarda SPT ile kazık taşıma gücü tahmini Türkiye koşulları için Sivrikaya ve Toğrol (2003) düzeltme bağıntısı kullanılarak $N_{60} = 0{,}75 \cdot C_R \cdot N$ şeklinde uygulanmaktadır.

4. EN 1997-1 Yaklaşımı (Eurocode 7)

Türkiye'de TS EN 1997-1:2012 (Eurocode 7 Geoteknik Tasarım) yürürlüktedir.

4.1 Karakteristik Direnç

$$R_k = R_{s,k} + R_{b,k}$$ $$R_{s,k} = \sum_i (f_{s,k,i} \cdot A_{s,i}) \quad ; \quad R_{b,k} = q_{b,k} \cdot A_b$$

4.2 Tasarım Direnci

$$R_d = \frac{R_{s,k}}{\gamma_s} + \frac{R_{b,k}}{\gamma_b}$$

Kontrol: $F_{c;d} \leq R_d$

Referans: TS EN 1997-1:2012 Madde 7.6.2.2 ve Ek A, Tablo A.6.

Saha Notu: Türkiye'de Tasarım Yaklaşımı 1 (DA1) tercih edilmektedir; DA1-K1 ve DA1-K2 kombinasyonlarının her ikisi de kontrol edilmeli, elverişsiz olanı belirleyici hesap olarak alınmalıdır.

Dikkat: TS EN 1997-1:2012 bağlamında $\xi_3$ (zemin araştırma sonuçlarına dayalı) ile $\xi_4$ (yük testlerine dayalı) faktörleri birbirinden farklıdır. Yük testi yapıldığında $\xi_4 = 1{,}3$, yapılmadığında $\xi_3 = 1{,}5$ uygulanır.

5. Taşıma Gücü Emniyet Katsayıları (Geleneksel Yöntem)

$$Q_{all} = \frac{Q_{ult}}{FS}$$

Saha Notu: TBDY 2018 kapsamında tasarım yapılırken geleneksel FS yöntemi yerine TS EN 1997-1:2012 kısmi güvenlik faktörü yaklaşımı (LRFD/LSD) tercih edilmelidir. Yük kombinasyonlarında G + Q + E (deprem dahil) durumu TBDY 2018 Madde 16.9.2'ye göre kontrol edilir.

6. Negatif Sürtünme (Negative Skin Friction / Downdrag)

Negatif sürtünme (downdrag), konsolide olmakta olan zemin katmanlarının kazıktan daha fazla oturması durumunda zemin-kazık arasındaki sürtünmenin aşağı yönlü kuvvet oluşturmasıdır. Bu durum kazığın taşıma gücünü etkin biçimde azaltır.

Negatif sürtünme nedenleri:

• Kazık çevresindeki yumuşak kil/silt üzerine dolgu yapılması
• Yeraltı su seviyesinin düşürülmesi sonucu konsolidasyon
• Komşu parsellerdeki sürşarj yükleme

Hesap bağıntısı (β yöntemi):

$$Q_{n} = \beta \cdot \overline{\sigma'_v} \cdot A_{s,neg}$$

Kohezyonlu zeminler için:

$$Q_{n} = \alpha \cdot c_u \cdot A_{s,neg}$$

Tasarım yükü kontrolü:

$$P_{tasarım} + Q_{n} \leq R_d$$

Referans: TS EN 1997-1:2012 Madde 7.3.2.1; EN 1997-1:2004 Madde 7.3.2.

Saha Notu: Türkiye'de İstanbul, İzmit ve Adapazarı gibi yumuşak kil – dolgu birlikteliğinin yaygın olduğu bölgelerde negatif sürtünme ihmal edilmemelidir. Yüzeye yakın (h ≤ 3 m) dolgu katmanları için $Q_n$ hesabı zorunludur.

Dikkat: Yeni inşa edilen bölgelerde dolgu ağırlığı, zemin konsolidasyonunu tetikleyerek negatif sürtünmeyi aktive eder. Kazık izolasyon kaplaması (örn. bitümle kaplama) uygulanarak negatif sürtünme azaltılabilir.

7. Kazık Grup Etkisi

Birden fazla kazık yan yana çalıştığında, bireysel kazıkların taşıma güçleri toplamı grup taşıma gücünden büyük olabilir. Buna "grup etkisi" denir.

7.1 Converse-Labarre Grup Etkinlik Katsayısı

$$\eta = 1 - \theta \cdot \frac{(n_1 - 1) \cdot n_2 + (n_2 - 1) \cdot n_1}{90 \cdot n_1 \cdot n_2}$$ $$\theta = \tan^{-1}\left(\frac{d}{s}\right) \quad (\text{derece})$$

Burada:

• $n_1$ = sıra sayısı, $n_2$ = sütun sayısı
• $d$ = kazık çapı, $s$ = kazık aralığı (m)

$$Q_{grup} = \eta \cdot n \cdot Q_{tek}$$

Kontrol: $s/d \geq 3$ (minimum; TS EN 1997-1:2012 önerir $s \geq 2{,}5d$).

Saha Notu: Türkiye'de standart kazık kafası tasarımı özellikle yüksek katlı binalarda genellikle 3–4 kazık içermektedir; $s/d = 3{,}0$ değeri pratikte en yaygın kullanılan aralıktır.

Dikkat: Sürtünme kazıklarında grup etkisi uç kazıklarına göre çok daha belirgindir ($\eta < 1{,}0$). Kaya veya çok sıkı tabakaya oturan uç kazıklarında grup etkisi ihmal edilebilir ($\eta \approx 1{,}0$).

8. Kazık Yükleme Deneyleri

Statik formülle hesaplanan kazık taşıma gücü, sahada gerçekleştirilen yükleme deneyleriyle doğrulanmalıdır.

8.1 Standartlar

8.2 Yük-Oturma Eğrisinin Yorumu

Nihai göçme yükü çeşitli yöntemlerle belirlenir:

• Chin-Kondner (1970): $Q_{ult} = 1/C_1$
• Davisson Kriteri: $\delta_{göçme} = Q \cdot L / (A \cdot E) + d/120 + 4{,}0$ mm
• TBDY 2018 Madde 16.9.3: Statik yükleme deney sonuçları önceliklidir

Saha Notu: Türkiye'deki uygulamalarda statik kazık yükleme deneyi genellikle tasarım yükünün 2 katı yükle gerçekleştirilmektedir. EN ISO 22477-1 uyarınca test kazığı sayısı; 5 kazığa kadar 1 adet, sonraki her 20 kazıkta 1 ilave deney önerilmektedir.

9. TBDY 2018 ve Türkiye Mevzuatı

9.1 TBDY 2018 Kazıklı Temel Hükümleri

TBDY 2018 Bölüm 16, kazıklı temel tasarımının deprem etkisi altında nasıl gerçekleştirileceğini düzenlemektedir.

9.2 Türkiye Standartları

9.3 Türkiye Zemin Koşulları

9.4 Mevzuat ve Yasal Çerçeve

• 4708 Sayılı Yapı Denetimi Kanunu: Kazık imalatında yapı denetim firması denetimi zorunludur.
• 3194 İmar Kanunu: Zemin etüdü hazırlanmadan ruhsat verilmez.
• 6331 İş Sağlığı ve Güvenliği Kanunu: Kazık imalatında İSG planı hazırlanmalıdır.

10. Tasarım Akış Diyagramı

11. Teknik Kesit Detayı

12. Örnek Problemler

Problem 1 — Kolay

Veriler:

• Kazık tipi: Fore (drilled shaft), beton
• Çap $d$ = 0,60 m, Boy $L$ = 12 m
• Zemin: Tek tabakalı, homojen kil, $c_u$ = 60 kPa
• Yöntem: α-yöntemi (Tomlinson)
• Güvenlik katsayısı: FS = 2,5

İstenen: Güvenli (izin verilen) taşıma gücü $Q_{all}$

Çözüm:

Adım 1: $\psi = c_u / P_a = 60 / 101{,}3 = 0{,}593 < 1{,}0$

$$\alpha = 0{,}5 \times \psi^{-0{,}5} = 0{,}5 \times 0{,}593^{-0{,}5} = 0{,}5 \times 1{,}298 = 0{,}649$$

Adım 2: Çevre alanı:

$$A_s = \pi \times d \times L = \pi \times 0{,}60 \times 12 = 22{,}62 \text{ m}^2$$

Adım 3: Çevre sürtünmesi:

$$Q_s = \alpha \cdot c_u \cdot A_s = 0{,}649 \times 60 \times 22{,}62 = 880 \text{ kN}$$

Adım 4: Taban alanı ve uç direnci:

$$A_b = \pi \times 0{,}30^2 = 0{,}283 \text{ m}^2$$ $$Q_b = 9 \times c_{u,tip} \times A_b = 9 \times 60 \times 0{,}283 = 153 \text{ kN}$$

Adım 5: Toplam ve güvenli yük:

$$Q_{ult} = 880 + 153 = 1033 \text{ kN}$$ $$Q_{all} = \frac{Q_{ult}}{FS} = \frac{1033}{2{,}5} = 413 \text{ kN}$$

Sonuç: Güvenli taşıma gücü $Q_{all} = 413$ kN

Kontrol: FS = 2,5 → $Q_s/Q_{ult} = 880/1033 = 0{,}85$ → Kazık ağırlıklı sürtünme tipidir ✓

Problem 2 — Orta

Veriler:

• Kazık tipi: Fore (kum içinde), d = 0,45 m, L = 15 m
• Zemin: Kum, $\phi' = 35°$, $\gamma_{sat} = 19$ kN/m³, Su tablası yüzeyde
• $K_s = 1 - \sin\phi' = 1 - \sin 35° = 0{,}426$; $\delta_s = 0{,}8 \phi' = 28°$
• Yöntem: β-yöntemi (efektif gerilme)
• Bağıl sıkılık: $D_r \approx 70\%$ (orta sıkı kum)
• Güvenlik katsayısı: FS = 3,0

İstenen: $Q_{ult}$ ve $Q_{all}$

Çözüm:

Adım 1: β katsayısı:

$$\beta = K_s \cdot \tan\delta_s = 0{,}426 \times \tan(28°) = 0{,}426 \times 0{,}532 = 0{,}227$$

Adım 2: Ortalama efektif düşey gerilme (su tablası yüzeyde, $\gamma' = \gamma_{sat} - \gamma_w = 9{,}19$ kN/m³):

$$\overline{\sigma'_v} = \frac{\gamma' \cdot L}{2} = \frac{9{,}19 \times 15}{2} = 68{,}9 \text{ kPa}$$

Adım 3: Birim sürtünme ve toplam sürtünme:

$$f_s = \beta \cdot \overline{\sigma'_v} = 0{,}227 \times 68{,}9 = 15{,}7 \text{ kPa}$$ $$A_s = \pi \times 0{,}45 \times 15 = 21{,}21 \text{ m}^2$$ $$Q_s = f_s \cdot A_s = 15{,}7 \times 21{,}21 = 333 \text{ kN}$$

Adım 4: Uç direnci ($N_q = e^{\pi \tan 35°} \tan^2(62{,}5°) = 33{,}3$):

$$\sigma'_{v,tip} = \gamma' \times L = 9{,}19 \times 15 = 137{,}9 \text{ kPa}$$ $$q_b = N_q \cdot \sigma'_{v,tip} = 33{,}3 \times 137{,}9 = 4592 \text{ kPa}$$

Sınır kontrolü: $q_{b,lim} = 50 N_q \tan\phi' = 50 \times 33{,}3 \times 0{,}700 = 1165$ kPa → $q_b = 1165$ kPa (sınır aktif!)

$$A_b = \frac{\pi \times 0{,}45^2}{4} = 0{,}159 \text{ m}^2$$ $$Q_b = 1165 \times 0{,}159 = 185 \text{ kN}$$

Adım 5:

$$Q_{ult} = 333 + 185 = 518 \text{ kN}$$ $$Q_{all} = \frac{518}{3{,}0} = 173 \text{ kN}$$

Sonuç: $Q_{all} = 173$ kN

Kontrol: $q_b$ sınır kontrolü devreye girdi → güvenli taraf ✓. Kumda $q_b$ sınırı ihmal edilmesi halinde $Q_{ult} = 333 + 730 = 1063$ kN olurdu — %105 hata!

Problem 3 — Zor

Veriler:

• Kazık tipi: Fore (drilled shaft), Ø80 cm, L = 18 m
• Beton: C25, BÇ-III donatı (TS 3168 EN 1536)
• Zemin profili (3 tabaka):
  • Tabaka 1: Yumuşak kil, h₁ = 5 m, $c_{u1}$ = 35 kPa → α-yöntemi
  • Tabaka 2: Orta sert kil, h₂ = 8 m, $c_{u2}$ = 75 kPa → α-yöntemi
  • Tabaka 3: Ayrışmış kaya, h₃ = 5 m, $f_{s,lim}$ = 120 kPa → Broms sınır değeri
• Zemin suyu tablası: Yüzeyden 2 m aşağıda
• Uç zemini: Ayrışmış kaya, $c_{u,tip}$ = 120 kPa
• Tasarım: TS EN 1997-1:2012 DA1, kısmi faktörler

İstenen: TS EN 1997-1:2012 DA1-K2 yaklaşımıyla $R_d$ hesabı

Çözüm:

Adım 1: Her tabaka için α ve fs hesabı:

Tabaka 1 ($c_{u1} = 35$ kPa, $\psi_1 = 35/101{,}3 = 0{,}346 < 1$):

$$\alpha_1 = 0{,}5 \times 0{,}346^{-0{,}5} = 0{,}5 \times 1{,}699 = 0{,}850$$ $$f_{s1} = 0{,}850 \times 35 = 29{,}75 \text{ kPa}$$

Tabaka 2 ($c_{u2} = 75$ kPa, $\psi_2 = 75/101{,}3 = 0{,}741 < 1$):

$$\alpha_2 = 0{,}5 \times 0{,}741^{-0{,}5} = 0{,}5 \times 1{,}162 = 0{,}581$$ $$f_{s2} = 0{,}581 \times 75 = 43{,}6 \text{ kPa}$$

Tabaka 3 (Ayrışmış kaya):

$$f_{s3} = 120 \text{ kPa} \quad \text{(Broms ve ark., 1988 sınır değeri)}$$

Adım 2: Çevre alanları:

$$A_{s1} = \pi \times 0{,}80 \times 5 = 12{,}57 \text{ m}^2$$ $$A_{s2} = \pi \times 0{,}80 \times 8 = 20{,}11 \text{ m}^2$$ $$A_{s3} = \pi \times 0{,}80 \times 5 = 12{,}57 \text{ m}^2$$

Adım 3: Toplam çevre direnci:

$$R_{s,k} = (29{,}75 \times 12{,}57) + (43{,}6 \times 20{,}11) + (120 \times 12{,}57)$$ $$R_{s,k} = 374 + 877 + 1508 = 2759 \text{ kN}$$

Adım 4: Uç direnci:

$$A_b = \frac{\pi \times 0{,}80^2}{4} = 0{,}503 \text{ m}^2$$ $$q_{b,k} = 9 \times c_{u,tip} = 9 \times 120 = 1080 \text{ kPa}$$ $$R_{b,k} = 1080 \times 0{,}503 = 543 \text{ kN}$$

Adım 5: TS EN 1997-1:2012 DA1-K2 tasarım direnci ($\gamma_s = 1{,}3$; $\gamma_b = 1{,}3$; $\xi_4 = 1{,}3$ yükleme deneyi yok):

$$R_d = \frac{R_{s,k}}{\gamma_s \cdot \xi_4} + \frac{R_{b,k}}{\gamma_b \cdot \xi_4} = \frac{2759}{1{,}3 \times 1{,}3} + \frac{543}{1{,}3 \times 1{,}3}$$ $$R_d = \frac{2759}{1{,}69} + \frac{543}{1{,}69} = 1633 + 321 = 1954 \text{ kN}$$

Adım 6: TBDY 2018 Madde 16.9.3 uyarınca kontrol:

$$Q_{ult,hesap} = R_{s,k} + R_{b,k} = 2759 + 543 = 3302 \text{ kN}$$ $$FS_{eşdeğer} = 3302 / 1954 = 1{,}69 \approx \gamma_s \times \xi_4 = 1{,}69 \quad \checkmark$$

Sonuç: $R_d = 1954$ kN (TS EN 1997-1:2012 DA1-K2)

Kontrol: Sınır değer kontrolü ($f_{s3} = 120$ kPa) uygulandı ✓; $\xi_4 = 1{,}3$ (yük testi yok) uygulandı ✓

Not: Statik yük testi yapılması halinde $\xi_4 = 1{,}0$ alınarak $R_d = 2543$ kN bulunur; bu +30% kapasite artışı demektir. Kritik projelerde yükleme deneyi yapılması hem güvenlik hem de ekonomi açısından zorunludur.

13. Sık Yapılan Hatalar

Kaynakça

1. İlgili Türk Standartları (TS) ve Avrupa Normları (EN)
2. TBDY 2018 — Türkiye Bina Deprem Yönetmeliği
3. İlgili ders kitapları ve teknik kaynaklar

Not: Bu makale eğitim amaçlıdır. Projelerde güncel yönetmelik ve standartlara başvurunuz.

Kaynaklar

1. TS EN 1997-1:2012 — CEN — Avrupa Standardizasyon Komitesi (Eurocode). https://eurocodes.jrc.ec.europa.eu
2. TBDY 2018 — AFAD / T.C. Çevre, Şehircilik ve İklim Değişikliği Bakanlığı. https://www.resmigazete.gov.tr/eskiler/2018/03/20180318M1-2.htm
3. TS 3168 EN 1536 — TSE — Türk Standardları Enstitüsü. https://www.tse.org.tr
4. TS EN 12699 — TSE — Türk Standardları Enstitüsü. https://www.tse.org.tr
5. EN ISO 22477-1 — ISO / TSE — Türk Standardları Enstitüsü. https://www.tse.org.tr

İlgili Hesaplama Araçları

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

• Zemin Taşıma Gücü Hesaplama
• Temel Boyutlandırma Hesaplama
• Şev Stabilitesi Hesaplama
• İstinat Duvarı 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). Kazık Taşıma Gücü Hesabı — Statik Formüller. Yapıdan — İnşaat Mühendisliği Bilgi Portalı. https://yapidan.com/kategoriler/tm/kazik-tasima-gucu-hesabi-statik-formuller