7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 147 -
GELENEKSEL TAŞ DOLGU DALGAKIRANLARIN SİSMİK
DAVRANIŞI
Kubilay CİHAN1 , Yalçın YÜKSEL2
Yıldız Teknik Üniversitesi, Dr, [email protected]
1
2
Yıldız Teknik Üniversitesi, Prof. Dr., [email protected]
Özet
Taş dolgu dalgakıranlar genellikle küçük taşlardan oluşan çekirdek malzemesi ile daha büyük
taşlardan oluşan ve çekirdek tabakasını koruyan bir ya da daha fazla tabakadan oluşmaktadır. Taş dolgu dalgakıranların dalga etkisindeki göçme durumu koruyucu birimlerin yerinden
ayrılması ya da hasar görmesi, üstten aşma, topuk erozyonu, çekirdek malzemesindeki kayıp,
zemin problemleri şeklinde olabilir. Bununla birlikte, sismik yükleme altındaki göçme oldukça az bilinmektedir. Yüksek sismik aktivite büyük oturmalara hatta dalgakıranın göçmesine
neden olabilmektedir. Kıyı yapılarının tasarımında sismik yükleme hesaba katılmalıdır. Bu çalışmanın amacı, rijit taban üzerine yerleştirirlmiş geleneksel bir taş dolgu dalgakıranın göçme
mekanizmasını anlamaktır. Bu amaçla, topuklu ve topuksuz geleneksel taş dolgu dalgakıran
modellerini, bir sarsma tankı içinde farklı frekans ve genliklerde dinamik yüklemeye maruz
bırakan bir deneysel çalışma gerçekleştirilmiştir. Geleneksel dalgakıranların çevrimsel yük
altındaki davranışını incelemek için tek serbestlik dereceli bir sarsma tankı oluşturulmuştur.
Çekirdek malzemesinin her test için aynı sıkılık ve poroziteye sahip olabilmesi için otomatik
serme sistemi kullanılmıştır. Yapının ivmeleri ve deformasyon fazları görüntü işleme yöntemi ve
very toplama sistemi ile ölçülmüştür. Modeler rijit taban üzerine yerleştirilmiştir. Model ölçeği
1/50’dir. Topuklu ve topuksuz dalgakıranların çevrimsel yük altındaki davranışı ayrı ayrı incelenmiş ve karşılaştırılmıştır. Sonuçlar ayrıca sayısal model ile tartışılmış ve malzeme özellikleri
ve hasar modları tanımlanmıştır.
Anahtar kelimeler: taş dolgu dalgakıran, deprem, sismik davranış, Plaxis
Seismic Response of Conventional Rubble Mound Breakwater
Abstract
Rubble-mound breakwaters usually consist of a core of small quarry-run rock protected by one
or more intermediate layers or underlayers that separate the core from the cover layers, which
are composed of large armor units. Failure of rubble-mound breakwaters may be due to effects
such as removal or damage of the armor units, overtopping leading to scouring, toe erosion, loss
of the core material, or foundation problems under waves. However, whether rubble mounds
fail under seismic loads is unknown. High seismic activity can lead to large settlements and
even to failure of the breakwaters. The design of coastal structures should take into account
the most relevant factors in each case, including seismic loading. The objective of this study is
to understanding the failure mechanisms of conventional breakwater structures under seismic
loads on rigid foundations. Hence, an experimental study was carried out on conventional bre-
- 148 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
akwater structures with and without toes, subjected to different dynamic loadings of variable
frequencies and amplitudes, in a shaking tank. A shaking tank with a single degree of freedom
was developed to study the simple responses of conventional rubble-mound breakwaters under
cyclic loads. For each test, an automatic raining crane system was used to achieve the same
relative density and porosity of the core material. The input motion induced horizontal accelerations of different magnitudes during the tests. The accelerations and the deformation phases
of the model were measured by a data acquisition system and an image processing system. The
experiments on the conventional rubble-mound type breakwater model were performed under
rigid-bottom conditions. The model’s scale was 1:50. Cyclic responses of breakwaters with toes
and without toes were examined separately, and their behaviors were compared. The results
were compared with a numerical study, and the material properties and failure modes were
thus defined.
Key Words: rubble mound breakwater, earthquake, seismic response, plaxis
Giriş
Son 20 sene içinde birçok liman yapısı deprem etkisinde hasara uğramıştır. 1994 Los Angeles,
1995 Kobe, 1999 Kocaeli, 1999 Atina, 1999 Taiwan ve 2003 Güneydoğu Asya depremleri örnek
olarak verilebilir. Bununla birlikte bu depremler liman yapılarının sismik davranışı hakkında
daha fazla bilgi edinilmesini sağlamıştır. Bir limanın yakınında depremin oluşması, fırtına oluşmasına kıyasla daha nadir görünmektedir. Fakat depremin ulusal ve uluslararası ekonomiye
etkisi daha yıkıcı olabilmektedir. Örneğin, dalgakıranda oluşan oturmalar,liman basenine dalga iletimini arttırabilmekte ve liman operasyonlarını etkilemektedir.
Dalgakıranlar genel olarak tasarım fırtına koşullarında sınırlı dalga girişine ve dalga aşmasına
müsade edecek şekilde tasarlanmaktadır. Aynı zamanda tasarım dalga koşullarına direnç göstermeleri istenmektedir. Tasarım dalga koşulları ile büyük bir depremin eş zamanlı oluşması
beklenmez, çünkü bu iki olay birbirleriyle ilişkili değildir. Sonuçta bu iki durum yapıya etkiyen
birbirinden bağımsız iki yükleme durumu olarak düşünülmektedir.sadece ortalama bir deniz
durumu ile tasarım depremi birlikte düşünülmelidir. Deniz durumu hakkındaki karar, uzun
dönem dalga istatistiğine göre belirlenmelidir. Taş dolgu dalgakıranların sismik etki altındaki davranışı çok fazla dikkat çekmemiştir. Bununla birlikte, PIANC (2001) taş dolgu dalgakıranların sismik yükleme altındaki performansları hakkında kısa bir bilgi vermektedir. PIANC
(2001)’de deprem etkisinde oluşan hasar modları şu şekilde verilmektedir;
 Dolgu malzemesinin titreşiminden dolayı kret seviyesinde düşme, üst yapı elemanlarının
farklı oturması (Şekil 1a)
 Oturmadan ya da zemin malzemesinin sıvılaşmasından dolayı kret seviyesinde azalma ve
yanal yayılma, üst yapı elemanlarının farklı oturması (Şekil 1b)
Sıvılaşmadan dolayı zeminde göçme. Kret seviyesinin düşmesi sonucunda üstyapı elemanlarında olası dönme ve yer değiştirme (Şekil 1c)
Sismik yükleme sonucunda hasar gören taş dolgu dalgakıranlar, özellikle zayıf zemin üzerine
inşa edilmiş olanları çeşitli araştırmacılar tarafından incelenmiştir (Memos vd., 2000, Yüksel
vd., 2003, 2004). Taş dolgu dalgakıranların sismik davranışını inceleyen sınırlı sayıda yayın
mevcuttur. Yayınların çoğu toprak dolgu barajların şevlerindeki hidrodinamik basınçları belirlemeye yöneliktir. Bununla birlikte, barajlar taş dolgu dalgakıranlar ile oldukça benzer olmasına rağmen, bu iki tip yapı arasında bazı farklılıklar bulunmaktadır. Ana farklılıklar, barajların
oldukça sıkı ve geçirimsiz yapılmasına karşın dalgakıranların daha gevşek malzeme ile yapılması ve geçirimli olmasıdır. Barajlar bir tarafında suyu tutarken, dalgakıranların her iki tarafında da su bulunmaktadır. Aynı zamanda barajlar sert zeminler üzerine yerleştirilirken, dalgakıranlar yumuşak zeminler üzerine de inşa edilebilirler. Çekirdek malzemesi gibi dalgakıranı
oluşturan dolgu malzemesi de barajlardakinden farklıdır. Ayrıca bazı durumlarda ağır vinçler
dalgakıranın üstyapı elemanlarında liman operasyonlarında kullanılabilmektedir. Çoğunlukla
dalgakıranlarda sınırlı miktarda üstten aşmaya izin verilirken, ileitmin çoğunluğu dalgakıran
gövdesinde gerçekleşmektedir. Buna karşılık barajlarda iletime asla müsaade edilmemektedir.
Barajlar kuru ortamda inşa edilirken, dalgakıran inşası su içinde yapılmaktadır.
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 149 -
(a)
(b)
(c)
Şekil 1 Taş dolgu dalgakıranların hasar modları (PIANC, 2001)
Taş dolgu dalgakıranların sismik yükleme altındaki davranışını inceleyen deneysel ve sayısal
çalışmalar oldukça az sayıdadır. Bu çalışmalardan bazıları Wang vd.,(1978), Memos ve Protonotarios (1992), Memos vd., (2003) ve Yuksel vd., (2004)’tür. Memos vd., (2000), taş dolgu dalgakıranların sismik yükleme altındaki davranışını inceledikleri çalışmalarında, deprem etkisinde
taş dolgu dalgakıranların stabilitesini incelemişlerdir. Yaptıkları çalışmada zeminde sıvılaşma
olması durumunda daha büyük hasarların oluştuğunu bulmuşlardır. Aynı zamanda, büyütmenin gevşek zeminde oluştuğunu bildirmişlerdir. Memos vd., (2003), sarsma tankı deneylerini taş dolgu dalgakıranlara uygulamışlarve dalgakıran şev yüzeylerinde oluşan hidrodinamik
basınçları belirleyebilmek için sayısal code geliştirmişlerdir. Modelleri yumuşak zemin üzerine
yerleştirilmiş ve 0.063-1.553 g aralığında yatay ivmeye maruz bırakılmıştır. Zayıf zemininin
varlığının ortalama bir sismik hareket altında bile büyük deformasyonlara sebep olduğunu
belirlemişlerdir. Bununla birlikte, şev erozyonunu ya da hacimsel deformasyonu dikkate almamışlardır. Yüksel vd., (2004), 1999 Kocaeli depreminden sonra balıkçı barınağına ait bir
dalgakıranın sismik davranışını analiz etmişlerdir (Şekil 2). Taş dolgu dalgakırandak hasar
Şekil 3’te gösterilmektedir. 1.5 m mertebelerinde büyük oturmalar dalgakıranın deniz tarafında
gözlemlenmiştir. Hasar çoğunlukla kesitin düzleşmesi ve şevlerde kayma biçiminde olmuştur.
Sayısal sonuçlar sıvılaşan zeminde yapılan ölçümlerle uyumludur.
Şekil 2 Ereğli Balıkçı Barınağının yerleşimi (Yuksel et al., 2004 )
- 150 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Şekil 3 1999 Kocaeli depreminden sonra dalgakıranda oluşan oturmalar.
Üstteki sayılar y koordinatı ve alttaki sayılar x koordinatını (birimler metredir) göstermektedir
ör.
y  coordinates (Yuksel vd., 2004).
x  coordinates
Sümer vd., (2007), deniz yapılarında deprem sebebiyle oluşan sıvılaşmayı incelemişlerdir. Deniz
yapılarındaki, örneğin dalgakıranlar, deprem etkisini saha araştırmalarına dayalı olarak özetlemişlerdir.
Yüksel vd., (2007), taş dolgu dalgakıranların sismik davranışını arştırmışlar ve rijit zemine
oturan fiziksel modelin ilk sonuçlarını sunmuşlardır. Homojen ve geleneksel dalgakıranların
hasarlarını karşılaştırmışlardır. Homojen dalgakıran modelinin geleneksel modele göre daha
rijit olduğu Yüksel vd., (2007) tarafından bildirilmiştir.
Bu çalışma, farklı çevrimsel yükleme altında rijit temel üzerine oturtulmuş iki farklı tipteki taş
dolgu dalgakıran modelinin fiziksel davranışını anlamak için yapılan deneysel ve sayısal çalışmayı kapsamaktadır. Deneyler topuklu dalgakıran modeli ve topuksuz dalgakıran modeli için
1-g yöntemine göre gerçekleştirilmiştir.
2. Yöntem
Deneyler için bir sarsma tankı tasarlanmıştır. Samsa tankının şematik çizimi Şekil 4’te gösterilmiştir. Sarsma tankı 4.5 m uzunluğunda, 1.0 m genişliğinde ve 1.0 m yüksekliğindedir. Tank
çelikten yapılmıştır ve bir tarafı camdır. Çevrimsel hareketten dolayı oluşan yansımayı önlemek
amacıyla tankın her iki ucuna dalga sönümleyiciler yerleştirilmiştir. Tankın tek boyutlu hareketine izin verilmektedir. Dalgakıran modeli geometrik benzerliğe göre oluşturulmuştur. Ağırlık
kuvvetlerinin baskın olmasından dolayı modeller Froude modeline göre ölçeklendirilmiştir.
Şekil 4 Sarsma tankının genel görünüşü (birimler mm’dir)
Kıyı yapılarının zemin-su-yapı etkileşimini içeren yapılar olmasından dolayı ölçeklendirilmesinde bazı problemler mevcuttur. Ölçeklendirme problemini önlemek için 1-g yöntemi aşağıdaki
yaklaşımları kullanmaktadır:
Taneli malzemenin gerilme-şekil değiştirme davranışını geniş bir şekil değiştirme aralığında ve
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 151 -
farklı gerilme seviyelerinde benzeştirmek zordur. Taneli malzemenin davranışı oldukça doğrusal olmayan ve gerilmeye bağımlıdır ve malzeme hacmi dilatansiden dolayı değişmesi mümkündür. Bu parametre taneli malzeme suya doygunken, ani ve tekrarlı kayma deformasyonu
etkimekte iken önemlidir.
Model ölçekli olarak küçültüldüğünde, dinamik yükleme frekansı artar.
Modelin ve prototipin boşluklarındaki akışkan ve taneli malzeme aynı olduğunda, aşırı boşluk
suyu dağılımı modelde prototipten daha hızlı oluşmaktadır.
Fiziksel modeldeki sınır etkisi tüm modelin davranışını etkileyebilir.
1-g fiziksel modelleme için, sıvı-zemin-yapı sistemleri için önerilen benzeşim ilişkileri (Iai, 1989)
yukarıdaki problemleri minimize etmek için uygulanabilmetedir.
Dalgakıranların uzun yapılar olması ve sismik davranışın iki boyutlu olması nedeniyle bu çalışmada tek boyutlu sarsmanın davranışı dalgakıran modelinde ölçülmüştür. Atalet kuvvetinin
etkisini tanımlayacak Froude sayısını
model ve prototipte birbirine eşit
alınmıştır.
burada, U sarsma tablasının karakteristik hızını, L modelin karakteristik uzunluğunu, C ek
kütle katsayısını, ∆ rölatif özgül kütleyi, a çerimsel yüklemenin karakteristik ivmesini göstermektedir. ivme değeri model ve prototipte aynı alınmıştır, çünkü sarma tablası testleri 1-g
yöntemine göre gerçekleştirilmiştir (Iai, 1989 ve Memos, 2000). Bu problemde rol oynayan geri
çağırım kuvveti (restoring force) sürtünme ve elastik kuvvetlerin ikisi de olabilmektedir. Literatürde ( Memos (2000), Memos ve Protonotarios (1992), Sugano vd., (2004)), bu kuvvetlerin sismik davranış üzerindeki rolü detaylı olarak incelenmiştir. Sürtünme kuvveti katı-sıvı etkileşimi
ve katı-katı etkileşimi olarak ikiye ayrılmaktadır. Katı ve akışkan sürtünme etkisinin Reynolds
sayısıyla
sağlanacağından ve Froude modeliyle aynı anda gerçekleştirilemeyeceğinden
bu etki gözönüne alınmamıştır. Sürtünme kuvveti katı-katı etkileşiminde önemli bir role sahiptir. Çünkü koruma tabakasındaki taşların kenetlenme etkisinin temsil edilmesinde etkindir.
Katı-katı sürtünme kuvvetlerinin doğru olarak modellenmesi için aynı sürtünme katsayısının
hem model hem de prototipte kullanılması gerekmektedir. Bu durum modeldeki malzeme ile
prototipteki malzemenin aynı olması sonucunu doğurmaktadır.
Memos (2000), elastik kuvvetlerin, doğru ölçeklendiremediğini ancak bunun modellemede ciddi
bir problem yaratmadığını söylemiştir. Çünkü Chopra (1967), elastik kuvvetlerin etkisini belirleyebilmek amacıyla yatay sismik hareketin açısal frekansının tanımlamış olduğu
açı-
sal frekans ile göreceli değerine bağlamıştır. Burada, c sudaki ses dalgalarının yayılma hızını
ve h su derinliğini ifade etmektedir. Chopra (1967), eğer
ise
elastik
kuvvetlerin
etkisinin ihmal edilebileceğini ve bu tip yapıların hemen hemen rijit bir cisim gibi davranacağını
(Memos, 2000) belirlemiştir. Bu çalışmada, modelleme koşullarında
niyle elastik kuvvetlerin etkisinin ihmal edilebileceği varsayılmıştır.
olması
nede-
Dalgakıran modeli tankın merkezine yerleştirilmiştir. Geleneksel taş dolgu dalgakıranların çevrimsel davranışını benzeştirmek için, iki deney serisi uygulanmıştır. Her model rijit tank içine
yerleştirilmiştir ve belirlenen seviyeye kadar su ile doldurulmuştur. Dalgakıran şev eğimleri 1/2
‘dir. Deneylerde dalgakıran modellerine, modelin topuksuz ve topuklu olması durumuna göre
sırasıyla onbeş ve ondört farklı zemin ivmesi uygulanmıştır (Tablo 1). Deformasyonlar ve ivmeler ölçülmüştür. Koruma tabakasındaki taşların kenetlenme özelliğini korumak için taşlar dikkatlice yerleştirilmiştir. Her deneyde çekirdek malzemesinin aynı rölatif sıkılığa ve poroziteye
sahip olmasını sağlamak için bilgisayar sistemi ile kontrol edilen otomatik yağmurlama sistemi
kullanılmıştır (Şekil 5 ve Foto 1).
- 152 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Şekil 5 Serme sisteminin şematik gösterimi (birimler mm’dir)
Foto1 Serme sistemi ile sarsma tankı
Koruyucu taşların boyutlarının belirlenmesinde Hudson formulü kullanılmıştır. Taş çapları 4-7
cm arasındadır ve nominal çap Dn50=4.64 cm’dir. Koruma tabakasının porozitesi %43 ve içsel
sürtünme açısı 470’dir. Çekirdek malzemesinin boyutu CERC(1984)’de verilen filtre kuralına(
Dn50 (koruma)/Dn50 (alt tabaka)) göre belirlenmiştir. Çekirdek malzemesinin nominal çapı
Dn50=20 mm’dir. Ayrıca çekirdek malzemesinin tane boyutları dağılımına göre D85/D15 oranı
1.38 olarak belirlenmiştir. Rölatif sıkılığı ve porozitesi sırasıyla 0.40 ve %41’dir. İçsel sürtünme
açısı %41’dir ve porozitenin her deneyde aynı olması için otomatik yağmurlama sistemi kullanılmıştır. Koruyucu taşların ve çekirdek malzemesinin özgül kütleleri sırasıyla 2710 kg/m3 ve
2650 kg/m3’tür. İvme ölçerler model üzerine farklı noktalara yerleştirilmiştir. Testler sırasında
dört adet ivme ölçer kullanılmıştır. İvme ölçerlerin yerleri Şekil 4’te gösterilmiştir. Bir tanesi
zemin ivmesini kaydetmek için tankın altına (no.2), bir tanesi krete (no.3), bir tanesi koruma
tabakasının altında çekirdeğe ve sonuncusu da şeve (no.4) yerleştirilmiştir. Ölçülen ivmeler
ivme tarihçesi olarak verilmiştir. Testler sırsında ölçülen ivme tarihçelerinden biri Şekil 6’da
gösterilmektedir. Dalgakıran modellerinin şekli testlerden önce ve sonra profil kaydedici ile ölçülmüştür (HR Wallingford Touch-Sensitive Two-Dimensional Profiler).
Dalgakıran modellerinin dinamik davranışı ayrıca görüntü işleme tekniği kullanılarak belirlenmiştir. Oturmanın zamana bağlı değişimi video kamera ile kaydedilmiştir. Kameranın mercek
perdesinin hızı 1ms’dir. Bölgesel deformasyonların zaman tarihçesi her test için elde edilmiştir.
Deneyler 30 s için yapılmıştır ve görüntüler deformasyonun yaklaşık 30. s’de sona erdiğini göstermektedir.
Model tabanı yapay olarak pürüzlendirilmiştir. Sürtünme katsayıları koruma tabakası ve çekirdek malzemesi için sırasıyla 1.0 ve 0.77’dir. Bu değerler koruma tabakası ile kaya ve çekirdek
malzemesi ile kaya tabanı arasındaki değerleri temsil etmektedir. Sarsma tankı test koşulları
Tablo 1’de sunulmuştur. Bu çalışmada taban ivmesi aralığı 0.07-0.748 g ‘dir. Burada g yerçekimi ivmesini göstermektedir.
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 153 -
(a) zemin ivme tarihçesi
b) 5-7 s’ler arasındaki ivme tarihçesi
Şekil 6 3 mm genlik ve 5 Hz frekans için ölçülen ivme tarihçesi
Dalgakıran modelinin başlangıç ve sarsma sonrası son profili her testte ölçülmüştür. Testlerde
ölçülen parametreler Şekil 7’de gösterilmiştir. Şekil 7’de –A, sarsma sonrasında dalgakıran şevinde erozyona uğrayan alanı, +A ise yığılma alanını tanımlamktadır. Sc krette meydena gelen
oturma miktarını, hi ise dalgakıranın başlangıç yüksekliğini, hd ise hasara uğramış dalgakıran
yüksekliğini göstermektedir. Foto 2 ve Şekil 8 başlangıç ve son profillerdeki farkı göstermektedir. Duvar etkisini önlemek için, profil ölçümleri Şekil 7b’de gösterilen beş farklı hatta (A, B,
C, D ve E) yapılmıştır. Beş hattın ortalaması deformasyonu belirlemede kullanılmıştır. Şekil 9
topuklu ve topuksuz modellerin kretinde ve şevlerinde oluşan hasarın görüntü işleme tekniği
kullanılar elde edilen hasar yüzdesi tarihçesini göstermektedir. Hasar yüzdesi herhangi bir andaki deformasyonun alanının toplam deformasyon alanına (sarma sonrasındaki) oranı olarak
hesaplanmıştır. Hemen hemen hasarın %80’ni ilk 10 s içinde oluşurken, %100’lük kısmına 20
s sonunda ulaşmaktadır. Şekil 9’da görüldüğü gibi sarsmadan dolayı oluşan kret seviyesindeki
azalma ve çökme her iki model için de 20 s’de oluşmaktadır.
Şekil 7 Deforme olmuş kesit ve incelenen parametrelerin şematik gösterimi
- 154 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Foto 2 Test sonrası deforme olmuş dalgakıran modeli
Şekil 8 3 mm genlik, 6 Hz frekansa sahip çevrimsel hareket için dalgakıranın başlangıç ve
deforme olmuş kesiti.
(a) a=0.448g, A=2 mm and f=5 Hz (topuksuz model için)
(b) a=0.497 g, A=2 mm and f=5 Hz (topuklu model için)
Şekil 9 Deformasyonun zaman tarihçesi
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 155 -
3. Sayısal çalışma
Sayısal gerilme-şekil değiştirme analizleri fiziksel model için uygulanmıştır. Sonlu elemanlar
yöntemine (SEY) göre hesaplama yapan PLAXIS V 8.2 yazılımı ile seçilen test koşullarına göre
topuksuz ve topuklu model için sayısal çözümlemeler yapılmıştır. Analizle zaman alanı içinde
gerçekleştirilmiş ve doğrusal olmayan zemin davranışı gözönüne alınmıştır.
Her iki model için, SEY analizlerinde fiziksel model testlerinde ölçülen 2 mm genlik ve 5 Hz frekansa sahip yatay sarsma hareketi girdi hareketi olarak seçilmiştir. Şekil 10’da her iki modelin
tabanındaki girdi hareketi gösterilmektedir. Fiziksel modelden elde edilen ve SEY’de kullanılan girdi hareketleri Şekil 10’da gösterilmektedir. Şekil 10’dan görüldüğü gibi SEY deneysel
koşulları iyi bir şekilde temsil edebilmektedir. Taş dolgu dalgakıranın dinamik davranışını en
gerçekçi şekilde modelleyebilmek için doğrusal olmayan elasto-plastik bir malzeme modeline
ihtiyaç duyulmaktadır. PLAXIS böyle gelişmiş malzeme modellerini kullanabilen bir yazılımdır
(PLAXİS, 2008). Bu çalışmada “hardening-soil model (HS)” taş dolgu dalagakıranı oluşturan
taneli malzemenin dinamik davranışını modellemek için kullanılmıştır. Onbeş noktalı, üçgen,
iki boyutlu düzlemsel deformasyon elemanları SEY modelinde kullanılmıştır. SEY modelde topuklu ve topuksuz modeller için kullanılan eleman sayısı sırasıyla 244 ve 238’dir (Şekil 11). Su
seviyesi kretten 20 cm aşağıdadır. Ölçülen hidrodinamik etkiler çok düşük olduğu için modelde
ihmal edilmiştir.
Şekil 10 Girdi hareketleri a) topuksuz model için girdi ivme tarihçesi, b) topuklu model için
girdi ivme tarihçesi
- 156 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Şekil 11 SEY modelleri
Testlerde ölçülen girdi hareketleri SEY modelin tabanından etkitilmiştir. HS modelin ihtiyaç
duyduğu girdi içsel sürtünme açısı, ϕ, kohezyon, c, zemin rijitliği ve dilatansi açısı,ψ’dır. Zemin
rijitliği aşağıdaki parametreler ile tanımlanmaktadır.
E50ref, kayma davranışını,
Eoedref , hacimsel davranışı,
Eurref, boşaltma-geri yükleme davranışını karaktarize etmektedir.
Birincil yükleme için gerilme-şekil değiştirme davranışı oldukça doğrusal olmayan karakterdedir. E50 parametresi, küçük şekil değiştirmeler için tanjant modülü olarak adlandırılan Ei’nin
yerine kullanılmaktadır. Bu parametrenin deneysel olarak belirlenmesi oldukça güçtür ve aşağıdaki eşitlik ile verilmektedir.
 ccos  ó 3' sin 

E i  E 
ref

c
cos

p
sin



m0
ref
i
ref
burada, E i belirli bir gerilme seviyesine göre yukarıda tanımlanan modüllerden birini, E i
ref
ref
ref
ise buna karşılık referans modülünü ( E 50 ,E oed , E u ) göstermektedir. pref referans modüllerin
belirlendiği referans gerilmeyi, m ise malzeme sabiti olarak ve σ′3 ise minimum asal gerilmeyi
göstermektedir.
Şekil 12 Üç eksenli basınç deneyinden HS model için rijitlik parametreleri (Plaxis, 2008).
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 157 -
Logaritmik gerilme dağılımın benzeştirmek için, üstel parametre 1 olarak alınmıştır. Janbu
(1963) Norwegian kumu ve silti için m değerinin 0.5 olduğunu bildiriken, Von Soos (1990) m
değeri için 0.5 ile 1 arasında değerler alınabileceğini belirtmiştir. Yukarıdaki rjitlik parametrelerinin üç eksenli testlerine göre değişimi Şekil 12’de gösterilmiştir. Analizlerde kullanılan
malzeme parametreleri Tablo 2’de gösterilmiştir.
4. Bulgular
Taş dolgu dalgakıranların davranışını anlamak için iki tip dalgakıran modeli düşünülmüştür.
Modellerden birine topuklar inşa edilmişken, diğeri topuksuzdur. Testler rijit taban üzerine yerleştirilmiş yapının hasar modlarını tanımlamaktadır. Test sonuçları sayısal model kullanılarak
gerçekleştirilen gerilme-şekil değiştirme analiz sonuçları ile karşılaştırılmıştır. Şekil 13’te rölatif
oturmanın (Sc/hi) farklı titreşim genliklerine göre oluşan taban ivmesine karşılık değişimi her
iki model için gösterilmektedir. Sc krette oluşan çökmeyi (başlangıç yüksekliği, hi, ile oturmuş
dalgakıran yüksekliği, hd, arasındaki fark) tanımlamaktadır. Şekil 13’te görüldüğü gibi, rölatif
oturma taban ivmesinin büyüklüğünün artmasıyla artmaktadır, fakat artış oranı belirgin bir
taban ivmesinden sonra azalmaya başlamaktadır. Rölatif oturma topuklu dalgakıran modeli
için 0.3 g ivme seviyesinde artmaya başlarken, topuksuz dalgakıran modeli için 0.2 g ivme seviyesinde başlamaktadır. Bu artış topuklu ve topuksuz modeller için sırasıyla 0.6 g ve 0.7 g’ye
kadar devam etmektedir. Bununla birlikte rölatif oturma topuksuz modelde topuklu modele
göre daha erken başlamaktadır. Oturma hacimsel deformasyon ve şev kaymalarını içermektedir. Testler, topuğun dalgakıran şevindeki stabilitiye arttırdığını göstermektedir.
Şekil 13 Rölatif oturmanın ivmelere göre değişimi
Testlerden sonra oluşan hacimsel birim deformasyon ya da hacimsel şekil değiştirme (ΔV/Vi)
Şekil 14’te gösterilmektedir. Burada, ΔV=Vi−Vd, başlangıç hacmi, Vi, ile çevrimsel yük altında
deforme olmuş modelin hacmi, Vd, arasındaki değişimdir. Şekil 14’te görüldüğü gibi, dalgakıranın hacimsel değişimi taban ivmesi arttıkça artmaktadır. Her iki model için de hacimsel
değişim birbirine yakın olmakla birlikte, topuksuz model için hacimsel değişim daha büyüktür.
Hacimsel şekil değiştirme 0.3 g ve 0.6 g arasında hızlıca artmaktadır. Test sonuçları hacimsel
şekil değiştirme üzerindeki en fazla etkiyi çekirdek deformasyonun oluşturduğunu göstermiştir.
Dalga etkisindeki dalgakıranların davranışı hasar seviyesi, porozite gibi parametreler ile tanımlanmaktadır. Dalgakıran stabilite seviyesi yerinden çıkan taş miktarı ya da kronman duvarının
yer değiştirmesi ile belirlenmektedir. Bununla birlikte, sismik etki altındaki stabilite deforme
olmuş profil ile tanımlanmıştır.
Koruma tabakasının hasarı belirli bir alana (tabakanın tümü ya da bir bölümü) ait yerinden
çıkan taşların oranı olarak verilmiştir (Broderick (1983) ve Van der Meer (1988)).
- 158 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Şekil 14 Hacimsel şekil değiştirmenin ivmelere göre değişimi
Bununla birlikte hasar sakin su seviyesi çevresinde oluşan erozyon alanı (-A) ile tanımlanmıştır
(Şekil 7). Erozyon alanı taş boyutu ile ilişikilidir ve boyutsuz hasar seviyesi yapının boyutlarından (şev açısı ve yükseklik) bağımsız sunulmuştur. Hasar seviyesi
S=A/Dn2
olarak tanımlanmıştır. Burada, S hasar seviyesini, -A sakin su seviyesi çevresindeki erozyon
alanını, Dn50 taşın nominal çapını göstermektedir. Bununla birlikte, bu çalışmada hasar tanımlamak için aynı ifade kullanılmıştır. Van der Meer (1988)’e göre, iki koruma tabakalı ve filtreli,
½ eğime sahip dalgakıranlar için, hasar başlangıç seviyesi, S=2-3, yapının hasar görmediği
durumu tanımlarken, tam hasar durumunu, S=8 ile ifade edilmektedir.
Hasar seviyeleri her iki şevde topuklu ve topuksuz modeller için ölçülmüştür. Farklı taban
ivmeleri için hasar seviyeleri Şekil 15’te gösterilmiştir. Topuksuz model için hasar başlangıcının 0.25g, tam hasar durumunun ise 0.4g ivme değerinde oluştuğu belirlenmiştir. Bununla
birlikte, topuklu model için hasar başlangıcı 0.3g, tam hasar durumu ise 0.7g ivme değerinde
oluşmaktadır.
Şekil 15 Hasar seviyelerinin ivmelere göre değişimi
Aynı zamanda Şekil 15’te dalga hareketi altında gelişen “hasar olmama” ve “tam hasar” durumlarının sismik yükleme durumu için de kullanılabileceğini göstermektedir. Hasar seviyesinin
ivme ile değişimi her iki model için de iyi bir korelasyona sahiptir. Hasar seviyesi taban ivme-
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 159 -
sinin artmasıyla artmaktadır. Dalgakıran modellerinin davranışı topuğun sismik yüklemeye
karşı yapının direncini arttırdığının ve şevde oluşan hasarı azalttığını göstermektedir. Şev stabilitesi basitleştirilmiş Bishop yöntemiyle de anazliz edilmiştir. Bu analizlerde kritik yenilme ivmeleri her iki model için belirlenmiş ve Şekil 16’da gösterilmiştir. Yenilme ivmeleri topuksuz ve
topuklu modeller için sırasıyla 0.23 g ve 0.27 g olarak bulunmuştur. Eğer dalgakıran modelinin
ivmesi yenilme ivmesinden büyük olursa, şevdeki koruma malzemesi kaymaya başlayacaktır.
Yenilme ivmeleri, deney sonuçları ile oldukça uyumludur.
Şekil 16 Yenilme ivmeleri
Sayısal model sonuçları ve fiziksel model sonuçları, sayısal modelin doğrulunu tespit etmek
için kullanılmıştır. Hesaplanan ve ölçülen kret ivme tarihçeleri Şekil 17 ve 18’de her iki model
için gösterilmiştir. Ölçülen ve hesaplanan kret ivme değerleri arasındaki fark kabul edilebilir
mertebededir. Şekil 19a ve 19b’de düşey yer değiştirme kontörleri gösterilmektedir. Düşey yer
değiştirmenin büyüklüğü krette artmakta ve sonuçta en büyük oturmalar her iki model için
de krette meydana gelmektedir. SEY sonuçlarına göre, krette ve şevin üst kısımlarında oturma
oluşurken, şevin tabanında yığılmalar oluşmaktadır. Bu sonuçlar deney sonuçları ile uyumludur.
Şekil 17 Topuksuz dalgakıran modeli için krette ölçülen ve hesaplanan ivme tarihçeleri
- 160 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Şekil 18 Topuklu dalgakıran modeli için krette ölçülen ve hesaplanan ivme tarihçeleri
Şekil 19 2 mm genlik ve 5 Hz frekansa sahip çevrimsel yükleme için 10. s’de modellerde
oluşan düşey yer değiştirmeler
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 161 -
Kretin orta noktasında (Şekil 11’de gösterilen A noktası) oluşan ölçülen ve hesaplanan düşey
yer değiştirmeler Şekil 20 ve 21’de gösterilmiştir. Sayısal model taş dolgu dalgakıranı sürekli
bir yapı gibi çözmektedir ancak model bireysel davranışa sahip malzemelerden oluşmaktadır.
Sayısal ve fiziksel model sonuçlarındaki sapmaların sebeplerinden biri budur.
Şekil 20 Topuksuz dalgakıran için krette ölçülen ve hesaplanan düşey yer değiştirmenin
değişimi
Şekil 21 Topuklu dalgakıran için krette ölçülen ve hesaplanan düşey yer değiştirmenin değişimi
Hangi malzemenin düşey yer değiştirme üzerinde daha büyük etkisi olduğunu anlamak için
sadece çekirdek malzemesi için sayısal model oluşturulmuştur. Sayısal model sonuçları Şekil
22 a ve 22b’de bütün modeller için verilmiştir. Çekirdek malzemesinin davranışının, oturma ya
da yanal yayılma gibi, koruma tabakasının davranışından daha büyük bir etkiye sahip olduğu
her iki model için belirlenmiştir. Topuklar çekirdek ve koruma tabakasının yanal yayılmasını
ve çekirdek malzemesinin sıkışmasından kaynaklanan düşey yer değiştirmeyi azaltmaktadır.
Dinamik salınım sırasındaki modelin davranışını daha iyi anlamak için kret ortasında ve şevlerdeki yatay yer değiştirmenin zaman tarihçesi Şekil 23a ve 23b’de gösterilmiştir. Sol şev sola ve
sağ şev sağa hareket etmiştir. Bu sonuçlar sayısal modelin fiziksel modeli gerçekçi bir şekilde
temsil ettiğini göstermektedir. Girdi taban ivmesinin tam olarak sinüzoidal olmamasından dolayı yer değiştirmeler tam olarak simetrik değildir.
- 162 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Şekil 22 a)topuksuz model için kretteki ölçülen ve hesaplanan düşey yer
değiştirme (geleneksel taş dolgu dalgakıran ve çekirdek malzemesi için)
b) topuksuz model için kretteki ölçülen ve hesaplanan düşey
yer değiştirme (geleneksel taş dolgu dalgakıran ve
çekirdek malzemesi için)
Dalgakıran modellerinin farklı noktalarındaki toplam yer değiştirmeler fiziksel ve sayısal modeller için elde edilmiştir. Sayısal model için toplam yer değiştirmenin derinlikle değişimi belirlenebilmişse de fiziksel modelin sadece yüzeyindeki toplam yer değiştirmeler görüntü işleme
tekniği ile belirlenebilmiştir. Fiziksel ve sayısal modellerden elde edilen toplam yer değiştirmeler
başlangıç kesiti üzerinde işaretlenmiştir. Şekil 24a ve 24b’de fiziksel ve sayısal analizlerde elde
edilen deforme olmuş kesitler her iki model için gösterilmiştir. Sayısal model, fiziksel modeli
iyi bir şekilde benzeştirmektedir. Sayısal modellerde, sürekli model kabulü yapılmıştır. Buna
karşılık, fiziksel model taneli malzemelerden oluşturulmaktadır. Böylece, elemanların tekil davranışları sayısal ve fiziksel model sonuçları arasındaki farklılığın sebeplerinden biri olarak düşünülmektedir. Bununla birlikte, dalgakıran yüzeyine etkiyen hidrodinamik basınçlar sayısal
modelde hesaba katılmamıştır. Memos vd. (2000) sismik hareket sırasında oluşan hidrodinamik basınçların yapı üzerindeki atalet kuvvetlerinin küçük bir yüzdesini temsil ettiğini bildirmişlerdir. Buna karşılık, hidrodinamik kuvvetler yapının sanal kütlesini arttırarak salınımın
ana periyodu değiştirme eğilimi göstermesinden ve böylece deprem sırasındaki rezonans olayını
etkilemesinden dolayı önemlidir (Memos, 2000).
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 163 -
Şekil 23 kretin, sağ ve sol şevlerin ortasında ve hesaplanan yanal yer değişitrme tarihçesi (2
mm genlik, 5 Hz frekans için). a) topuksuz model. b) topuklu model
Şekil 24 modellerdeki toplam yer değiştirme
- 164 -
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
Sonuçlar
Bu çalışmada rijit taban üzerine oturtulmuş, ½ şev eğimine sahip geleneksel taş dolgu dalgakıranların farklı frekans ve genlik değerlerine sahip çevrimsel yükleme altındaki davranışı deneysel ve sayısal olarak araştırılmıştır. Topuklu ve topuksuz dalgakıranların davranışı ayrı ayrı
incelenmiştir. Çalışmada uygulanan ivme aralığı 0.071-0.748g aralığındadır. Çalışmada elde
edilen sonuçlar şu şekilde özetlenebilir:
Her iki model için de oturmalar taban ivmesinin artmasıyla artmaktadır. Topuksuz modelde
oluşan oturmalar topuklu modelde oluşan oturmalardan daha fazladır.Dalgakıran modellerinin çevrimsel deformasyonu kret seviyesindeki azalma ve çökme şeklindedir. Topuklu modelin
topuksuz modele göre dayanımının daha yüksek olduğu test sonuçlarında görülmüştür. Yapıya
topuk inşa etmek, koruyucu blokların ve çekirdek malzemesinin yanal yayılımını engellemektedir. Rölatif oturmanın topuklu model 0.3g ivme değerinde başladığı ve 0.6g’ye kadar arttığı
gözlemlenmişken, topuksuz modelde rölatif oturmanın 0.2g ivme değerinde artmaya başladığı ve 0.7g’ye kadar artışın devam ettiği belirlenmiştir. Bununla birlikte, rölatif oturmadaki
artış topuksuz modelde daha erken başlamaktadır. Oturmalar, hacimsel deformasyon ve şev
kaymalarını içermektedir. Bu çalışmada tabanın rijit olduğu kabul edilerek, sadece taş dolgu
malzemesinin çevrimsel yükleme altındaki davranışı araştırılmıştır. Testler sonucunda sismik
hasarın belirgin modu, çekirdek malzemesindeki sıkışmayla birlikte, krette oluşan oturmadır.
Modellerde oluşan deformasyonun büyük bir kısmı ilk 10 s içinde oluşmaktadır. Dalgakıran
şevlerinde oluşan hasar (S) taban ivmesinin artması ile artmaktadır. Taban ivme büyüklüğü ile
şevlerde oluşan hasar seviyeleri arasında iyi bir korelasyon olduğu gözlemlenmiştir. Topuksuz
model için, hasar başlangıçı (S=~2) 0.25g ivme değerinde, tam hasar durumu ise (S=~8) 0.4g
ivme değerinde oluşmaktadır. Buna karşılık, topuklu model için hasar başlangıcı 0.3g ivme değerinde, tam hasar durumu ise 0.7g ivme değerinde oluşmaktadır. Test sonuçları topuğun şev
stabilitesini arttırdığı göstermektedir.
Dalgakıran şevleri için basitleştirilmiş Bishop yöntemi kullanılarak bulunan yenilme ivme değerleri ile test sonuçlarında elde edilen ve hasar başlangıcına karşılık gelen ivme değerleri birbirleriyle uyumludur.
SEY model ile tahmin edilen deformasyon değerleri test sonuçları ile uyumludur. SEY analiz
sonuçlarına göre, her iki model için, çekirdek malzemesinin çevrimsel yük altındaki davranışının oluşan deformasyonlar üzerindeki etkisi koruma tabakasının etkisinden daha büyüktür.
Teşekkür
Bu çalışma TÜBİTAK tarafından desteklenen İÇTAG I846 (104I007) No’lu proje kapsamında
gerçekleştirilmiştir. Yazarlar TÜBİTAK’a verdiği maddi destekten dolayı teşekkür ederler. Yazarlar çalışmaya yapmış olduğu önerilerden dolayı Dr. Van der Meer’e teşekkür ederler.
KAYNAKLAR
Broderick, L.L., 1983. Rip Rap Stability, a Progress Report. Proceedings of the Coastal Structures ‘83. ASCE, pp. 320–330.
CERC, 1984. Shore Protection Manuel. U.S. Army of Corp, Vicksburg, USA.
Chopra, A.K., 1967. Hydrodynamic pressures on dams during earthquakes. Journal of Engineering Mechanics, ASCE 94, 205–223.
Iai, S., 1989. Similitude for shaking table tests on soil-structure–fluid in 1 g gravitational field.
Soils and Foundations 29 (1), 105–118.
Janbu, N., 1963. Soil compressibility as determined by oedometer and triaxial test. Proceedings
Of The European Conference On Soil Mechanics And Foundation Engineering Vol. 1, 19–25
Weisbaden.
Memos, C.D., 2000. Experimental İnvestigation of the Seismic Response of Rubble- Mound Breakwaters. Maritime Engineering II, Barcelona. pp. 319–320.
7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu
- 165 -
Memos, C.D., Protonotarios, J.N., 1992. Patras Breakwater Failure due to Seismic Loading.
ICCE, Venice, pp. 3343–3356.
Memos, C.D., Bouckovalas, M., Tsiachris, A., 2000. Stability of Rubble-Mound Breakwaters
Under Seismic Action. Procedings of the Conference ASCE, Sydney Australia. pp. 1585–1598.
Memos, C.D., Kiara, A., Pavlidis, E., 2003. Coupled Seismic Response Analysis of Rubble- Mound Breakwater. Water and Maritime Engineering, ICE. pp. 23–31.
PIANC, 2001. Seismic Design Guidelines for Port Structures. Balkema. 474p.
Plaxis V8.2 Manual
Sugano, T., Nakamichi, M., Sugaya, M., Sezaki, Y., Iwai, T., Moriya, M., Nad Horaya, K., 2004.
Development of wedged caisson as a quay wall structure and its application to Hidaka-port
Japan. IEEE, pp. 2072–2077.
Sumer, M., Ansal, A., Cetin, K.O., Damgaard, J., Gunbak, A.R., Hansen, N.E.O., Sawicki, A.,
Synolakis, C.E., Yalciner, A.C., Yuksel, Y., Zen, K., 2007. Earthquake-ınduced liquefaction around marine structures. Journal of Waterway, Port, Coastal and Ocean Eng., ASCE 133/1,
55–82 special Issue.
Van der Meer, J.W., 1988, “Rock Slopes and Gravel Beaches under Wave Attack” PhD Thesis,
Delft Hydraulics Communication No: 396.
Von Soos, P., 1990. Properties of soil and rock. Grundbautaschenbuch Part 4, Edition 4 Ernst
& Sohn, Berlin.
Wang,H., Yang, C.V., Lamison, C., Chen, S.S., 1978. Loadings on rubble-mound breakwaters
due to earthquake. Proc. Of the 16th Int. Conf. on Coastal Engr, pp. 2244–2262.
Yuksel, Y., Alpar, B., Yalciner, A.C., Cevik, E., Ozguven, O., Celikoglu, Y., 2003. Effects of
the Marmara earthquake on the marine structures and coastal areas. J. of Water and Maritime
Engr 156, 147–163 ICE.
Yuksel, Y., Çetin, K.O., Ozguven, O., Isik, N.S., Cevik, E., Sumer, B.M., 2004. Seismic response
of a rubble-mound breakwater in Turkey. J. of Maritime Engr. 157, 151–161 ICE.
Yuksel, Y., Berilgen, M., Cihan, K., Cevik, E., 2007. The seismic responses of a rubble
mound breakwater. In: Franco, L., Tomasicchio, G.R., Lamberti, A. (Eds.), Coastal Structures
2007, Proceedings of the 5th International Conference: World Scientific, Vol 1, pp. 86–91
Download

Geleneksel Taş Dolgu Dalgakıranların Sısmık Davranışı