GELENEKSEL TAŞ DOLGU DALGAKIRANLARIN SİSMİK DAVRANIŞI · 2014. 10. 21. · Sismik yükleme sonucunda hasar gören taş dolgu dalgakıranlar, özellikle zayıf zemin üzerine inşa

- 147 -7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu

GELENEKSEL TAŞ DOLGU DALGAKIRANLARIN SİSMİK DAVRANIŞI

Kubilay CİHAN1 , Yalçın YÜKSEL2

1Yıldız Teknik Üniversitesi, Dr, [email protected]ıldız Teknik Üniversitesi, Prof. Dr., [email protected]

ÖzetTaş dolgu dalgakıranlar genellikle küçük taşlardan oluşan çekirdek malzemesi ile daha büyük taşlardan oluşan ve çekirdek tabakasını koruyan bir ya da daha fazla tabakadan oluşmakta-dır. 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 olduk-ça az bilinmektedir. Yüksek sismik aktivite büyük oturmalara hatta dalgakıranın göçmesine neden olabilmektedir. Kıyı yapılarının tasarımında sismik yükleme hesaba katılmalıdır. Bu ça-lışmanın 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 ince-lenmiş 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 BreakwaterAbstract 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-

7. Kıyı Mühendisliği Sempozyumu- 148 -

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 accele-rations 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 defi ned.

Key Words: rubble mound breakwater, earthquake, seismic response, plaxis

GirişSon 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 oluş-masına kıyasla daha nadir görünmektedir. Fakat depremin ulusal ve uluslararası ekonomiye etkisi daha yıkıcı olabilmektedir. Örneğin, dalgakıranda oluşan oturmalar,liman basenine dal-ga 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 gös-termeleri 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 altında-ki davranışı çok fazla dikkat çekmemiştir. Bununla birlikte, PIANC (2001) taş dolgu dalgakı-ranların 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 eleman-larında 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 belir-lemeye yöneliktir. Bununla birlikte, barajlar taş dolgu dalgakıranlar ile oldukça benzer olması-na rağmen, bu iki tip yapı arasında bazı farklılıklar bulunmaktadır. Ana farklılıklar, barajların oldukça sıkı ve geçirimsiz yapılmasına karşın dalgakıranların daha gevşek malzeme ile yapıl-ması ve geçirimli olmasıdır. Barajlar bir tarafında suyu tutarken, dalgakıranların her iki tara-fında da su bulunmaktadır. Aynı zamanda barajlar sert zeminler üzerine yerleştirilirken, dal-gakıranlar 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.


(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 Protono-tarios (1992), Memos vd., (2003) ve Yuksel vd., (2004)’tür. Memos vd., (2000), taş dolgu dalga-kıranların 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, büyüt-menin gevşek zeminde oluştuğunu bildirmişlerdir. Memos vd., (2003), sarsma tankı deneyleri-ni 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 al-mamışlardır. 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 )


Şekil 3 1999 Kocaeli depreminden sonra dalgakıranda oluşan oturmalar. Üstteki sayılar y koordinatı ve alttaki sayılar x koordinatını (birimler metredir) göstermektedir

ör. scoordinatexscoordinatey

(Yuksel vd., 2004).

Sümer vd., (2007), deniz yapılarında deprem sebebiyle oluşan sıvılaşmayı incelemişlerdir. Deniz yapılarındaki, örneğin dalgakıranlar, deprem etkisini saha araştırmalarına dayalı olarak özet-lemişlerdir.

Yüksel vd., (2007), taş dolgu dalgakıranların sismik davranışını arştırmışlar ve rijit zemine oturan fi ziksel 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 fi ziksel davranışını anlamak için yapılan deneysel ve sayısal çalış-mayı kapsamaktadır. Deneyler topuklu dalgakıran modeli ve topuksuz dalgakıran modeli için 1-g yöntemine göre gerçekleştirilmiştir.

2. YöntemDeneyler için bir sarsma tankı tasarlanmıştır. Samsa tankının şematik çizimi Şekil 4’te göste-rilmiştir. 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 hare-ketine 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 ölçeklendirilmesin-de 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


farklı gerilme seviyelerinde benzeştirmek zordur. Taneli malzemenin davranışı oldukça doğru-sal olmayan ve gerilmeye bağımlıdır ve malzeme hacmi dilatansiden dolayı değişmesi müm-kündür. 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 fi ziksel 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 ça-lışmada 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 göster-mektedir. 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. Litera-türde ( Memos (2000), Memos ve Protonotarios (1992), Sugano vd., (2004)), bu kuvvetlerin sis-mik 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 sahip-tir. 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 belir-

leyebilmek 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 olması nede-niyle elastik kuvvetlerin etkisinin ihmal edilebileceği varsayılmıştır.

Dalgakıran modeli tankın merkezine yerleştirilmiştir. Geleneksel taş dolgu dalgakıranların çev-rimsel 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 ivme-ler ölçülmüştür. Koruma tabakasındaki taşların kenetlenme özelliğini korumak için taşlar dik-katlice 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).


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 fi ltre 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 kulla-nılmıştır. 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 profi l kaydedici ile öl-çülmüştür (HR Wallingford Touch-Sensitive Two-Dimensional Profi ler).

Dalgakıran modellerinin dinamik davranışı ayrıca görüntü işleme tekniği kullanılarak belirlen-miştir. 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 gös-termektedir.

Model tabanı yapay olarak pürüzlendirilmiştir. Sürtünme katsayıları koruma tabakası ve çekir-dek 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 yerçe-kimi ivmesini göstermektedir.


(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 profi li her testte ölçülmüştür. Testlerde ölçülen parametreler Şekil 7’de gösterilmiştir. Şekil 7’de –A, sarsma sonrasında dalgakıran şe-vinde 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 profi llerdeki farkı göstermek-tedir. Duvar etkisini önlemek için, profi l 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 an-daki 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


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


3. Sayısal çalışmaSayısal gerilme-şekil değiştirme analizleri fi ziksel 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 fi ziksel model testlerinde ölçülen 2 mm genlik ve 5 Hz fre-kansa 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 kullanı-lan 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 to-puklu 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


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 karakterde-dir. E50 parametresi, küçük şekil değiştirmeler için tanjant modülü olarak adlandırılan Ei’nin yerine kullanılmaktadır. Bu parametrenin deneysel olarak belirlenmesi oldukça güçtür ve aşa-ğıdaki eşitlik ile verilmektedir.

0m

ref

'3ref

ii sinpcoscsinócosc

EE

burada, iE belirli bir gerilme seviyesine göre yukarıda tanımlanan modüllerden birini,refiE

ise buna karşılık referans modülünü ( refurefoed

ref50 E,E,E ) 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).


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 paramet-relerinin üç eksenli testlerine göre değişimi Şekil 12’de gösterilmiştir. Analizlerde kullanılan malzeme parametreleri Tablo 2’de gösterilmiştir.

4. BulgularTaş dolgu dalgakıranların davranışını anlamak için iki tip dalgakıran modeli düşünülmüştür. Modellerden birine topuklar inşa edilmişken, diğeri topuksuzdur. Testler rijit taban üzerine yer-leştirilmiş 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 se-viyesinde 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 içermekte-dir. 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, dalga-kıranın 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 tanım-lanmaktadır. Dalgakıran stabilite seviyesi yerinden çıkan taş miktarı ya da kronman duvarının yer değiştirmesi ile belirlenmektedir. Bununla birlikte, sismik etki altındaki stabilite deforme olmuş profi l 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)).


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 boyutların-dan (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 tanım-lamak için aynı ifade kullanılmıştır. Van der Meer (1988)’e göre, iki koruma tabakalı ve fi ltreli, 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 başlangıcı-nın 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” durum-larının 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-


sinin artmasıyla artmaktadır. Dalgakıran modellerinin davranışı topuğun sismik yüklemeye karşı yapının direncini arttırdığının ve şevde oluşan hasarı azalttığını göstermektedir. Şev sta-bilitesi basitleştirilmiş Bishop yöntemiyle de anazliz edilmiştir. Bu analizlerde kritik yenilme iv-meleri 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 fi ziksel 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 uyumlu-dur.

Şekil 17 Topuksuz dalgakıran modeli için krette ölçülen ve hesaplanan ivme tarihçeleri


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


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 fi ziksel 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 deği-şimi

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 şevler-deki yatay yer değiştirmenin zaman tarihçesi Şekil 23a ve 23b’de gösterilmiştir. Sol şev sola ve sağ şev sağa hareket etmiştir. Bu sonuçlar sayısal modelin fi ziksel modeli gerçekçi bir şekilde temsil ettiğini göstermektedir. Girdi taban ivmesinin tam olarak sinüzoidal olmamasından do-layı yer değiştirmeler tam olarak simetrik değildir.


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 fi ziksel ve sayısal mo-deller için elde edilmiştir. Sayısal model için toplam yer değiştirmenin derinlikle değişimi be-lirlenebilmişse de fi ziksel 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 fi ziksel ve sayısal analizlerde elde edilen deforme olmuş kesitler her iki model için gösterilmiştir. Sayısal model, fi ziksel modeli iyi bir şekilde benzeştirmektedir. Sayısal modellerde, sürekli model kabulü yapılmıştır. Buna karşılık, fi ziksel model taneli malzemelerden oluşturulmaktadır. Böylece, elemanların tekil dav-ranışları sayısal ve fi ziksel model sonuçları arasındaki farklılığın sebeplerinden biri olarak dü-şünülmektedir. Bununla birlikte, dalgakıran yüzeyine etkiyen hidrodinamik basınçlar sayısal modelde hesaba katılmamıştır. Memos vd. (2000) sismik hareket sırasında oluşan hidrodina-mik basınçların yapı üzerindeki atalet kuvvetlerinin küçük bir yüzdesini temsil ettiğini bildir-mişlerdir. 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).


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


SonuçlarBu çalışmada rijit taban üzerine oturtulmuş, ½ şev eğimine sahip geleneksel taş dolgu dalga-kıranların farklı frekans ve genlik değerlerine sahip çevrimsel yükleme altındaki davranışı de-neysel 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 modelleri-nin 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 engellemek-tedir. 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 başla-dığı 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 de-ğerinde, 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 de-ğerleri ile test sonuçlarında elde edilen ve hasar başlangıcına karşılık gelen ivme değerleri bir-birleriyle 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 davranı-şının oluşan deformasyonlar üzerindeki etkisi koruma tabakasının etkisinden daha büyüktür.

TeşekkürBu çalışma TÜBİTAK tarafından desteklenen İÇTAG I846 (104I007) No’lu proje kapsamında gerçekleştirilmiştir. Yazarlar TÜBİTAK’a verdiği maddi destekten dolayı teşekkür ederler. Yazar-lar çalışmaya yapmış olduğu önerilerden dolayı Dr. Van der Meer’e teşekkür ederler.

KAYNAKLARBroderick, L.L., 1983. Rip Rap Stability, a Progress Report. Proceedings of the Coastal Structu-res ‘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 Engine-ering Mechanics, ASCE 94, 205–223.

Iai, S., 1989. Similitude for shaking table tests on soil-structure–fl uid in 1 g gravitational fi eld. 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 Bre-akwaters. Maritime Engineering II, Barcelona. pp. 319–320.


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- Mo-und 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 aro-und 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 Scientifi c, Vol 1, pp. 86–91

Documents

GELENEKSEL TAŞ DOLGU DALGAKIRANLARIN SİSMİK DAVRANIŞI · 2014. 10. 21. · Sismik yükleme sonucunda hasar gören taş dolgu dalgakıranlar, özellikle zayıf zemin üzerine inşa