ø,5/,. 7ú3ú 5,+7,0 <$3,/$5,1,1 6ú60ú. `$95$1,û

advertisement
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
&gt;
Yal&ccedil;ın Y&uuml;ksel, Kadir Orhan, Z. Tuğ&ccedil;e Y&uuml;ksel ve Esin &Ccedil;evik
Yıldız Teknik &Uuml;niversitesi İnşaat M&uuml;hendisliği B&ouml;l&uuml;m&uuml;
İstanbul
e-mail; yalcinyksl@gmail.com
Telefon; 0532 584 33 56
&Ouml;zet
Bu &ccedil;alışmada, ağırlık tipi yanaşma yapılarına etkiyen kuvvetleri
hesaplamak, bu yapılara etkiyen dinamik kuvvetler arasındaki faz
ilişkilerini analiz etmek ve b&uuml;t&uuml;n bunları g&ouml;z &ouml;n&uuml;ne alarak bu yapıların
yaptığı yatay yer değiştirmeleri hesap edebilmek amacıyla bir basitleştirilmiş
dinamik analiz y&ouml;ntemi &ouml;nerilmiştir. Y&ouml;ntem, Newmark’ın kayan blok
analizi y&ouml;ntemini temel almaktadır. Eşdeğer deprem ivmesi katsayısının
zamansal değişimine bağlı olarak değişkenlik g&ouml;steren etkin kuvvetler
&uuml;zerinden hesaplanan yenilme ivmeleri yardımıyla duvarların yaptığı yatay
yer
değiştirmeler
hesaplanmıştır.
Hazırlanan
algoritmanın
kolay
uygulanabilir olması amacıyla hesaplamalarda kullanılan bilgisayar
programları MATLAB’da yazılmıştır. Analizler iki farklı keson model ve bir
adet L tipi model i&ccedil;in yapılmıştır. Birinci tip keson modelde, geri dolgu
malzemesi olarak iki farklı malzeme g&ouml;z &ouml;n&uuml;ne alınmıştır (d50=2.2 and 0.9
cm), ikinci tip keson modelde ise tek bir malzeme (d50=0.9 cm) dikkate
alınarak analizler yapılmıştır. L tipi model i&ccedil;in yapılan analizlerde de,
hesaplamalarda tek malzeme (d50=0.9 cm) g&ouml;z &ouml;n&uuml;ne alınmıştır. Sayısal
modellerden elde edilen değerler, 1g sarsma tankı testleri ile kıyaslanarak
&ouml;nerilen modelin doğruluğu kontrol edilmiştir ve karşılaştırma sonucunda
modelin ger&ccedil;eğe yakın sonu&ccedil;lar verdiği g&ouml;r&uuml;lm&uuml;şt&uuml;r.
Anahtar Kelimeler: Ağırlık tipi yanaşma yapıları, keson, sismik
performans, kayan blok y&ouml;ntemi
SIMPLIFIED DYNAMIC ANALYSIS for SEISMIC PERFORMANCE of
GRAVITY TYPE QUAY WALLS
Abstract
In this study, a simplified dynamic analysis method is proposed to evaluate
the magnitude and the phase variation of the dynamic thrust acting on the
the gravity type quay walls and to predict the seismic sliding displacement
of gravity type quay walls by considering the variation of wall thrust. The
method uses the Newmark sliding block concept and the variable yield
acceleration, which varies according to the wall thrust, to calculate the quay
wall displacement. In order to make this algorithm almost immediately
applicable, the computer program was written in MATLAB. Analyses were
made for two different caisson models and a cantilever wall model. For the
first caisson model, two different backfill materials (d50=2.2 and 0.9 cm) and
for the second caisson model, only one backfill material (d50=0.9 cm) were
considered. Also, only one backfill material (d50=0.9 cm) was considered for
cantilever wall model. Obtained results were compared with the
measurements of 1g shaking table tests to verify the applicability of
proposed method and comparison verified that the proposed method
properly predicts the wall displacements.
599
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Key words: Gravity type quay wall, caisson, seismic performance,
sliding block method
Giriş
Limanlar ulaşım sistemlerinde d&uuml;ğ&uuml;m noktalarını oluşturmaktadır. Hizmet
ettikleri hinterlandların kapılarıdırlar. D&uuml;nya ticaretinin %80’i denizlerden
yapıldığı ve ticaretin k&uuml;reselleştiği d&uuml;ş&uuml;n&uuml;l&uuml;rse, limanların doğru
planlanmaları, yapılarının &ouml;ng&ouml;r&uuml;len kullanım amacına, sahip olduğu
&ouml;neme ve deprem performansına cevap verecek bi&ccedil;imde tasarlanmaları
gerekir. Liman yapıları &ccedil;evresel y&uuml;kler olan r&uuml;zgar, dalga, akıntı ve deprem
y&uuml;klerine g&ouml;re tasarlanırlar. Yapılar bu y&uuml;kler altında g&uuml;venle hizmet
vermelidirler. Bu y&uuml;kler altında yapıların tanımlanan limitlerin &uuml;zerinde
hasar g&ouml;rmeleri durumunda liman hizmeti duracaktır. Bu durumda limanın
b&uuml;y&uuml;kl&uuml;ğ&uuml;ne bağlı olarak b&ouml;lgesel, ulusal ve k&uuml;resel &ouml;l&ccedil;ekte ticari
faaliyetler aksayacaktır. Son yıllarda b&uuml;y&uuml;k limanların bulunduğu
b&ouml;lgelerde meydana gelen depremler, konunun &ouml;nemini artırmıştır. Ancak
y&uuml;ksek yatırım maliyetlerini gerektiren limanlar da ekonomik tasarımları
gerektirmektedir. Bu tip tasarımlar da ileri d&uuml;zeyde analizlere ihtiya&ccedil;
duymaktadır.
Bu analizler, deprem etkileri altında temel ilke olarak performansa g&ouml;re
tasarımı esas alır. Bu tasarım yaklaşımında, belirli d&uuml;zeylerdeki deprem yer
hareketleri altında taşıyıcı sistem elemanlarında oluşabilecek hasar sayısal
olarak tahmin edilir ve bu hasarın her bir elemanda kabul edilebilir hasar
limitlerinin altında kalıp kalmadığı kontrol edilir. Kabul edilebilir hasar
limitleri, &ccedil;eşitli deprem d&uuml;zeylerinde yapı i&ccedil;in &ouml;ng&ouml;r&uuml;len performans
hedefleri ile uyumlu olacak şekilde tanımlanır. Eleman d&uuml;zeyinde
hesaplanması &ouml;ng&ouml;r&uuml;len deprem hasarı, şiddetli depremlerde genel olarak
doğrusal elastik sınırlar &ouml;tesinde nonlineer deformasyonlara karşı meydana
geldiğinden performansa g&ouml;re tasarım yaklaşımı, doğrusal olmayan
(nonlineer) analiz y&ouml;ntemleri ve şekil değiştirmeye (deformasyona) g&ouml;re
tasarım kavramı ile doğrudan ilişkilidir. Esaslarda, hasarın sınırlı olmasının
&ouml;ng&ouml;r&uuml;ld&uuml;ğ&uuml; performans hedefleri i&ccedil;in, geleneksel dayanıma g&ouml;re tasarım
ilkesi &ccedil;er&ccedil;evesinde doğrusal (lineer) analiz y&ouml;ntemlerinin kullanılmasına da
izin verilmektedir.
Bu &ccedil;alışmada &ouml;zellikle keson ve L tipi rıhtıma sahip bir limanda
basitleştirilmiş dinamik analize dayalı araştırma sunulacaktır.
Basitleştirilmiş Dinamik Analiz ve Kayan Blok Y&ouml;ntemi
1995 yılında ger&ccedil;ekleşen Hyogoken-Nanbu depremi, ağırlık tipi rıhtım
duvarlarına ciddi zararlar verdikten sonra bir &ccedil;ok araştırmacı model
&ccedil;alışmaları ve teorik analiz metodları ile hasar sebeplerini incelemişlerdir.
&Ccedil;alışmalar sonucunda geri dolgu i&ccedil;erisinde d&uuml;ş&uuml;k boşluk suyu basıncının
olması durumunda geri dolgudan kaynaklanan dinamik toprak itkisinin
&ccedil;alkantı bileşeni ile duvara etkiyen atalet kuvvetlerinin zıt y&ouml;nl&uuml; oldukları;
ancak geri dolgu sıvılaştıktan sonra bu iki kuvvetin aynı y&ouml;nde etki etki
ettikleri g&ouml;zlemlenmiştir.
Ayrıca, hidrodinamik kuvvetleri hesaplamakta kullanılan Westergaard
y&ouml;nteminin, sıvılaşma sonrası viskoz bir akışkan gibi davranan geri
600
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
dolgudan kaynaklanan dinamik toprak itkisinin &ccedil;alkantı bileşenini
hesaplamakta kullanılabileceği g&ouml;r&uuml;lm&uuml;şt&uuml;r. Bunların yanında, hi&ccedil;bir
hipotez dinamik toprak itkisinin b&uuml;y&uuml;kl&uuml;ğ&uuml;n&uuml;n s&uuml;rekli değişimini
a&ccedil;ıklayamamış ya da duvara etkiyen atalet kuvveti ile arasındaki faz
ilişkisini tam olarak &ccedil;&ouml;z&uuml;mleyememiştir.
Ağırlık tipi bir rıhtım duvarına etkiyen kuvvetler aşağıdaki şekilde
sıralanabilirler:
x
Atalet kuvveti
x
Statik toprak basıncı
x
Hidrostatik basın&ccedil;
x
Geri dolgu kaynaklı dinamik zemin basıncının d&uuml;zenli bileşeni ve
&ccedil;alkantı bileşeni
x
Hidrodinamik kuvvetin d&uuml;zenli bileşeni ve &ccedil;alkantı bileşeni
Newmark kayan blok y&ouml;ntemini temel alan bir&ccedil;ok basitleştirilmiş dinamik
analiz
y&ouml;ntemi,
g&uuml;n&uuml;m&uuml;zde
&ouml;n
tasarımlarda
yaygın
olarak
kullanılmaktadır. Bu y&ouml;ntemler; duvar ağırlığı, zeminin i&ccedil;sel s&uuml;rt&uuml;nme a&ccedil;ısı
ya da duvar tabanı ile zemin arasındaki s&uuml;rt&uuml;nme katsayısı gibi elde
edilmesi kolay parametreler yardımı ile duvarlarda meydana gelen yer
değiştirmeleri ger&ccedil;eğe gayet yakın bir şekilde hesaplayabildikleri i&ccedil;in tercih
edilmektedirler; ama bu y&ouml;ntemler, &ouml;zellikle suya doygun zeminlerde
deprem esnasında &ccedil;ok b&uuml;y&uuml;k olasılıkla ortaya &ccedil;ıkacak olan boşluk suyu
basıncını g&ouml;z &ouml;n&uuml;ne almadan bir yenilme ivmesi hesaplamaktadırlar. Bu
sebeple
b&uuml;y&uuml;k
boşluk
suyu
basın&ccedil;larının
olması
durumunda
kullanıılmaları uygun değildir.
Kayan blok y&ouml;nteminde aşağıdaki kab&uuml;ller yapılmaktadır;
x
Kayan blok modelinde rıhtım duvarının mutlaka yer değiştirme
yapacağı kabul edilir.
x
Yer değiştirmeler yalnızca denize doğru meydana gelir.
Newmark kayan blok y&ouml;nteminde, yenilme ivmesi bir bloğun ivmesi gibi
tanımlanmaktadır. Kayma g&uuml;venlik fakt&ouml;r&uuml; 1.0’a ulaştıktan sonra blokta
yer değiştirmenin başlayacağı kabul edilmektedir ve yenilme ivmesinin
&uuml;zerinde değerlere sahip yer ivmesi değerleri iki kere integre edilerek bloğun
yaptığı yer değiştirmeler elde edilmektedir (Şekil 1).
601
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Şekil 1 Deprem durumunda meydana gelen yatay yer değiştirmenin
hesaplanması (Yuksel ve &Ccedil;evik, 2010)
Duvarın harekete ge&ccedil;eceği yenilme ivmesi yardımıyla duvarın hızı ve daha
sonra yer değiştirme miktarı yenilme ivmesini aşan ivme değerleri ile
yenilme ivmesi değerleri arasındaki farkın iki defa integrallerinin alınması
ile hesaplanırlar. Newmark kayan blok y&ouml;ntemi ile keson ve L tipi rıhtım
duvarlarının yer değiştirme miktarının hesaplanması amacıyla Şekil 2’de
verilen akış diyagramı kurulmuştur. Tanımlanan bu akış diyagramı
yardımıyla MATLAB kullanılarak bir bilgisayar programı hazırlanmıştır.
Şekil 3 ve 4’de sırasıyla keson ve L tipi rıhtım duvarına etkili kuvvetlerin
kuvvet dengesi g&ouml;sterilmiştir.
Deneysel &Ccedil;alışma
Yıldız Teknik &Uuml;niversitesi Hidrolik ve Kıyı-Liman M&uuml;hendisliği
Laboratuvarı’nda Şekil 5, 6 ve 7’de g&ouml;r&uuml;len sıra ile keson ve L tipi rıhtım
duvarı modelleri i&ccedil;in sarsma tankında yapılan deney sonu&ccedil;ları aşağıdaki
gibi &ouml;zetlenmiştir. Bu deney sonu&ccedil;ları, kurulan sayısal modelin
kalibrasyonunda kullanılmıştır. Ancak, modelin kurulmasından &ouml;nce deney
sonu&ccedil;ları analiz edilmiştir.
Şekil 5’te g&ouml;r&uuml;len birinci tip keson modelin y&uuml;ksekliği 25 cm, genişliği 30
cm’dir. Bu keson modelin geri dolgusunda kullanılan ince ve kaba olmak
&uuml;zere iki farklı kırma taş malzeme, d50=0.9cm ve d50=2.2cm gran&uuml;lometrik
&ouml;zelliklerine sahiptir. Bu modelin sismik davranışını belirlemek amacıyla
Şekil 5’te g&ouml;r&uuml;ld&uuml;ğ&uuml; gibi deplasman, basın&ccedil; ve ivme &ouml;l&ccedil;erler yerleştirilmiştir.
Deneyler sırasında 35 saniye boyunca kayıt alınmıştır.
602
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
b,h
kh = a/g
KatsayılarKais, Kait, Kaid
Stabilite Kuvvetleri
İtme Kuvvetleri
Kuvvet Dengesi
Hayır
Fsk ≥ 1
Evet
ay
Dx = ∫∫ (a- ay)
ΣDx
Şekil 2 Newmark kayan blok analizi akış şeması
Şekil 3 Keson tipi rıhtım duvarı
603
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Şekil 4 L tipi rıhtım duvarı
Şekil 5 Birinci tip keson model, (Ulaşan, 2013)
Şekil 6’da g&ouml;r&uuml;len ikinci tip keson modelin y&uuml;ksekliği 40 cm, genişliği 30
cm’dir. Bu keson modelin geri dolgusunda kullanılan ince kırma taş
malzeme d50=0.9cm gran&uuml;lometrik &ouml;zelliğine sahiptir. Bu modelin sismik
davranışını belirlemek amacıyla Şekil 6’da g&ouml;r&uuml;ld&uuml;ğ&uuml; gibi deplasman,
basın&ccedil; ve ivme &ouml;l&ccedil;erler yerleştirilmiştir. Deneyler sırasında 35 saniye
boyunca kayıt alınmıştır.
604
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Şekil 6 İkinci tip keson model, (Ulaşan, 2013)
Şekil 7’de L tipi modelin boyutları g&ouml;r&uuml;lmektedir. Bu modelin geri
dolgusunda kullanılan ince kırma taş malzeme d50=0.9 cm gran&uuml;lometrik
&ouml;zelliğine sahiptir. Bu modelin sismik davranışını belirlemek amacıyla şekil
7.4’te g&ouml;r&uuml;ld&uuml;ğ&uuml; gibi deplasman, basın&ccedil; ve ivme &ouml;l&ccedil;erler yerleştirilmiştir.
Deneyler sırasında 35 saniye boyunca kayıt alınmıştır.
Şekil 7 L tip model
Şekil 8 ve Şekil 9’da birinci tip kesonun iki farklı geri dolgu malzemesi i&ccedil;in
g&ouml;receli yatay yer değiştirmelerinin taban ivmesine bağlı olarak değişimleri
g&ouml;sterilmiştir. Her iki şekilden de g&ouml;receli yatay yer değiştirmelerin taban
ivmesine bağlı olarak artış g&ouml;sterdikleri anlaşılmaktadır. Şekil 10’da ise
birinci tip kesonun geri dolguda iri malzeme olması durumundaki g&ouml;receli
d&uuml;şey yer değiştirme miktarlarının taban ivmesi ile değişimi verilmiştir. Her
ne kadar g&ouml;receli d&uuml;şey yer değiştirme miktarlarında taban ivmesine bağlı
olarak artış meydana geldiği g&ouml;r&uuml;lse de, d&uuml;şey yer değiştirme miktarları
605
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
olduk&ccedil;a k&uuml;&ccedil;&uuml;kt&uuml;r; &ccedil;&uuml;nk&uuml; deneylerde kayma mukavemeti y&uuml;ksek zemin
durumu dikkate alınmıştır.
Şekil 11 ve 12’de ikinci tip keson modelin deneylerden elde edilen g&ouml;receli
yatay ve d&uuml;şey yer değiştirme miktarlarının taban ivmesi ile değişimleri
&ccedil;izilerek g&ouml;sterilmiştir.
Şekil 8 Birinci tip keson d50=2.2 cm iri malzeme i&ccedil;in g&ouml;receli yatay yer
değiştirme
Şekil 9 Birinci tip keson d50=0.9 cm ince malzeme i&ccedil;in g&ouml;receli yatay yer
değiştirme
Şekil 10 Birinci tip keson d50=2.2 cm iri malzeme i&ccedil;in g&ouml;receli d&uuml;şey yer
değiştirme
606
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Şekil 11 İkinci tip kesonda, d50=0.9 cm ince malzeme i&ccedil;in g&ouml;receli yatay yer
değiştirme
Şekil 12 İkinci tip kesonda d50=0.9 cm i&ccedil;in ince malzeme i&ccedil;in g&ouml;receli d&uuml;şey
yer değiştirme
Şekil 13 ve 14’te L tipi modelin t=20. saniyedeki g&ouml;receli yatay ve d&uuml;şey yer
değiştirmelerinin taban ivmesi ile değişimleri &ccedil;izilerek verilmiştir. Bu
şekillerden de g&ouml;r&uuml;ld&uuml;ğ&uuml; gibi, L tipi duvarda da yer değiştirmeler taban
ivmesinin artması ile artmaktadır.
Şekil 13 L tipi modelde d50=0.9 cm ince malzeme i&ccedil;in g&ouml;receli yatay yer
değiştirme
607
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Şekil 14 L tipi modelde d50=0.9 cm ince malzeme i&ccedil;in g&ouml;receli d&uuml;şey yer
değiştirme
Kohama ve diğ. (1998), keson rıhtım duvarları i&ccedil;in yapmış oldukları
&ccedil;alışmalarda atalet kuvveti ile geri dolgu zemininin dinamik basıncı &ccedil;alkantı
bileşeninin arasındaki ilişkiyi incelemişlerdir. Araştırmacılar atalet kuvveti
ile geri dolgu zemin dinamik basıncının &ccedil;alkantı bileşeni arasında 180&deg;’lik
faz farkının meydana geldiğini belirlemişlerdir.
Aynı analiz bu &ccedil;alışmada da yapılmıştır ve Şekil 15’de g&ouml;r&uuml;ld&uuml;ğ&uuml; gibi keson
rıhtım modelinin atalet kuvveti ile geri dolgun zemin dinamik basıncının
&ccedil;alkantı bileşeni arasında Kohama ve diğ. (1998)’nin belirlediği gibi 180&deg;’lik
faz farkı meydana geldiği g&ouml;r&uuml;lm&uuml;şt&uuml;r. Bu &ccedil;alışmada geri dolguda
permeabilitesi y&uuml;ksek, gran&uuml;ler malzeme kullanılması nedeniyle geri
dolgudaki boşluk suyunun hidrodinamik basıncı Westergaard ifadesi ile
hesaplanabilmektedir (Kim ve diğ., 2004). Bu durumda Kohama ve diğ.
(1998)’nin belirttiği gibi boşluk suyu basıncının gelişmediği durumda keson
tipi modele etkiyen zemin basıncı kuvveti, atalet kuvveti ve hidrodinamik
basın&ccedil; kuvvetleri vekt&ouml;rel olarak toplanabilmektedir. Aynı zamanda duvarın
atalet kuvveti ile geri dolgudaki dinamik itki kuvvetinde meydana gelen
180&deg;’lik faz farkından dolayı birbirlerini azaltmaktadır. Bu nedenle kayan
blok y&ouml;ntemi temel alınarak kurulan matematik modelde, kuvvet dengesi
aşağıdaki gibi yazılarak yenilme ivmesi belirlenmiştir.
FI
FR FFWD FBWD FST FDY m u a y
L tipi rıhtım modeli i&ccedil;in de atalet kuvveti ile geri dolgu zemin dinamik
basıncına ait &ccedil;alkantı bileşeninin zamansal değişimleri analiz edilmiştir. Bu
değişim Şekil 16’da g&ouml;r&uuml;lm&uuml;şt&uuml;r. Şekilde g&ouml;r&uuml;ld&uuml;ğ&uuml; gibi, keson tipi rıhtım
modelinde g&ouml;zlenenin aksine, L tipi rıhtım modelinde kuvvetlerin aynı fazda
meydana geldikleri g&ouml;zlemlenmiştir. Bunun nedeninin L tipi duvarın temel
d&ouml;şemesi &uuml;zerinde oturan geri dolgunun duvarla birlikte hareket etmesi
olduğu d&uuml;ş&uuml;n&uuml;lmektedir. Bu nedenle kayan blok y&ouml;ntemi temel alınarak
kurulan matematik modelde, kuvvet dengesi aşağıdaki gibi yazılarak
yenilme ivmesi belirlenmiştir.
608
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
FI
FR FFWD FBWD FST FDY m u a y
Boşluk suyunun gelişmemesi halinde, geri dolgu ile yapı etkileşimi sırasıyla
L tipi ve keson rıhtım duvarları i&ccedil;in Şekil 17’de şematik olarak
g&ouml;sterilmiştir.
Şekil 15 İkinci tip keson modelde zemin basıncı ile atalet kuvveti arasındaki
faz farkı (d=0.9cm, f=5Hz)
Şekil 16 L tipi modelde zemin basıncı ile atalet kuvveti arasındaki faz farkı
(d=0.9cm, f=5Hz)
Şekil 17 Keson ve L tipi rıhtım duvarlarının geri dolgu ile etkileşiminin
şematik g&ouml;sterimleri
609
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Kayan blok model sonu&ccedil;larının değerlendirilmesi
Kurulan kayan blok modelleri, deney koşullarında &ccedil;alıştırılarak
doğrulukları analiz edilmiştir. Şekil 18, 19 ve 20’de iki farklı keson tipi i&ccedil;in
deney ve kayan blok modellerinden t=20. saniyede elde edilen yatay
deplasman değerleri karşılaştırmalı olarak &ccedil;izilerek g&ouml;sterilmiştir. Elde
edilen sonu&ccedil;ların birbirleriyle uyumlu oldukları g&ouml;r&uuml;lm&uuml;şt&uuml;r.
Şekil 21’de ise L tipi rıhtım duvarı i&ccedil;in yatay deplasmanların model ve
deney sonu&ccedil;ları birlikte &ccedil;izilmiş ve yine sonu&ccedil;ların olduk&ccedil;a uyumlu
oldukları g&ouml;r&uuml;lm&uuml;şt&uuml;r.
Sağlam zemin ve geri dolguda gran&uuml;ler malzeme kullanılması durumunda
performansa dayalı tasarımda bir yarı dinamik y&ouml;ntem olarak tavsiye
edilebilen kayan blok y&ouml;nteminin, geri dolgunun iyi analiz edilmesi koşulu
ile (boşluk suyu basıncının değişiminin değerlendirilmesi koşuluyla) bu tip
(ağırlık tipi) rıhtım duvarlarının sismik performanslarını olduk&ccedil;a iyi
belirleyebildiği anlaşılmıştır.
Şekil 18 Deney ve modelden 20. saniyede elde edilen g&ouml;receli yatay yer
değiştirmelerin karşılaştırılması (Birinci tip keson, d=2.2 cm)
Şekil 19 Deney ve modelden 20. saniyede elde edilen g&ouml;receli yatay yer
değiştirmelerin karşılaştırılması (Birinci tip keson, d=0.9 cm)
610
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Şekil 20 Deney ve modelden 20. saniyede elde edilen g&ouml;receli yatay yer
değiştirmelerin karşılaştırılması (İkinci tip keson, d=0.9 cm)
Şekil 21 Deney ve modelden 20. saniyede elde edilen g&ouml;receli yatay yer
değiştirmelerin karşılaştırılması (L, d=0.9 cm)
Sonu&ccedil;lar
Bu &ccedil;alışma kapsamında, ağırlık tipi yanaşma yapılarının kayan blok
y&ouml;ntemi ile
analizleri yapılarak,
sismik davranış parametreleri
belirlenmiştir. &Ccedil;alışmada sırasıyla H/B=2/3 ve H/B=4/3 olmak &uuml;zere iki
farklı keson model ve bir adet L tipi model incelenmiştir. Y&uuml;ksekliğinin
genişliğine oranı H/B=2/3 olan keson modelin davranışı incelenirken
gran&uuml;lometrik &ouml;zellikleri d50=2.2cm ve d50=0.9cm olmak &uuml;zere iki farklı geri
dolgu malzemesi g&ouml;z &ouml;n&uuml;ne alınmıştır. Y&uuml;ksekliğinin genişliğine oranı
H/B=4/3 olan keson modelin davranışı incelenirken ise gran&uuml;lometrik
&ouml;zelliği d50=0.9cm olan geri dolgu malzemesi kullanılmıştır, aynı durum L
tipi model i&ccedil;in de ge&ccedil;erlidir. B&uuml;t&uuml;n modellerde sağlam zemin durumu
dikkate alınmıştır.
Yıldız Teknik &Uuml;niversitesi Hidrolik ve Kıyı-Liman M&uuml;hendisliği
Laboratuvarı’nda yapılan deneylerden elde edilen ivme tarih&ccedil;eleri
kullanılarak duvarlara etkiyen atalet kuvvetleri hesaplanabilmiştir.
Duvarlara etkiyen zemin basın&ccedil;ları ve bunlara bağlı kuvvetler
hesaplanırken Mononobe-Okabe y&ouml;ntemi kullanılmıştır. Hidrodinamik
basın&ccedil; ve buna bağlı basın&ccedil; kuvvetlerinin hesaplanmasında ise
Westergaard ifadesi kullanılmıştır. Kayan blok y&ouml;nteminin temel alındığı
algoritma hazırlandıktan sonra, MATLAB programında yazılan bilgisayar
611
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
programları yardımı ile modellerin yaptığı yatay yer değiştirmeler
hesaplanmıştır. Yine deneylerden elde edilen sonu&ccedil;lar kullanılarak,
modeller kalibre edilmiştir.
Yapılan &ccedil;alışmalar sonucunda aşağıdaki sonu&ccedil;lar elde edilmiştir:
x Sağlam zemin koşulları dikkate alındığında, ağırlık tipi yanaşma
yapılarının
kaymaya
karşı
dayanımlarının
devrilmeye
karşı
dayanımlarından daha d&uuml;ş&uuml;k olduğu belirlenmiştir.
x Bu &ccedil;alışmda, bir şekil değiştirmeye g&ouml;re tasarım y&ouml;ntemi olan kayan blok
y&ouml;ntemi kullanılmıştır. Bir basitleştirilmiş dinamik analiz y&ouml;ntemi olan
kayan blok y&ouml;ntemi ile yalnızca zeminin sağlam olduğu koşullarda yapının
yaptığı yatay yer değiştirme belirlenebilmektedir. Ancak kayan blok
y&ouml;ntemi, diğer y&ouml;ntemlere kıyasla daha az veri gerektirmektedir ve yine de
ger&ccedil;eğe yakın sonu&ccedil;lar elde edilebilmektedir. Y&ouml;ntem, basit olduğu i&ccedil;in
uygulanabilirlik a&ccedil;ısından da avantaja sahiptir. İleri d&uuml;zeyde performans
analizlerinin yapılması istendiğinde, gerek zemin, gerekse geri dolgudaki
zemin davranışlarını daha iyi analiz eden matematiksel modellerin sayısal
y&ouml;ntemlerle
&ccedil;&ouml;z&uuml;m&uuml;n&uuml;
i&ccedil;eren
dinamik
modellerin
geliştirilerek
kullanılmaları daha doğru olacaktır.
x &Ccedil;alışmalar sırasında, keson tipi modeller ve L tipi modelin k&uuml;tlesi ile geri
dolgunun neden olduğu dinamik itki kuvveti etkileşimlerinin farklı olduğu
anlaşılmıştır. Keson tipi modele etkiyen atalet kuvveti ve duvara etkiyen
zemin dinamik basın&ccedil; kuvvetinin aralarında 180&deg;’lik bir faz farkı olduğu
g&ouml;r&uuml;l&uuml;rken, L tipi modelde bu kuvvetlerin aynı fazda oldukları
g&ouml;r&uuml;lm&uuml;şt&uuml;r.
x Geri dolgu kullanılan malzemeler, gran&uuml;lometrik &ouml;zelliklerinden de
anlaşılacağı &uuml;zere kaba malzemelerdir ve permeabiliteleri y&uuml;ksektir. Bu
sebeple, geri dolgudaki hidrodinamik basın&ccedil; kuvveti de Westergaard
ifadesi ile hesaplanarak duvara etkiyen kuvvetlerin vekt&ouml;rel toplamına
eklenebilmektedir.
x Kayan blok y&ouml;ntemi ile yapılan &ccedil;&ouml;z&uuml;mlerde, yapının tabanındaki ivmenin
zamansal değişimi dikkate alınmaktadır; fakat bu ivme değerleri yapının
kretine doğru artış g&ouml;stermektedir. Ayrıca kayan blok y&ouml;ntemi ile &ccedil;&ouml;z&uuml;m
yapılırken, yapının sismik davranışındaki eğilme, oturma gibi
karakteristikler dikkate alınamamaktadır. Bu sebeple, kayan blok y&ouml;ntemi
ile yapılan hesaplamalar ancak ger&ccedil;eğe yakın olabilmektedirler.
TEŞEKK&Uuml;R
Bu &ccedil;alışma 113M426
desteklenmiştir.
nolu
proje
ile
T&Uuml;BİTAK
tarafından
Kaynaklar
Khoma, E., Miura, K., Yoshida, N., Ohtsuka, N., Kurita, S., (1998),
“Instability of Ground Type Quay Wall Induced by Liquefaction of Backfill
During Earthquake”, Sils and Foundations, Vl. 38, No: 4, pp 71-83.
Kim, S.R., Kwon, O.S. ve Kim, M.M., (2004). “Evaluation of Force
Components Acting on Gravity Type Quay Walls During Earthquakes”, Soil
Dynamics and Earthquake Engineering 24, 853-866.
612
8. KIYI M&Uuml;HENDSL SEMPOZYUMU
Kramer, S.L., (1996). Geotechnical Earthquake Engineering, Second
Edition, Prentice Hall, USA.
PIANC, (2001). Seismic Design Guidelines for Port Structures, International
Navigation Association, A.A. Balkema Publishers, Tokyo.
Uluşan, A., (2013). Keson Yanaşma Yapılarının Sismik Davranışı, Y&uuml;ksek
Lisans Tezi, Yıldız Teknik &Uuml;niversitesi Fen Bilimleri Enstit&uuml;s&uuml;, Danışman;
Prof. Dr. Yal&ccedil;ın Y&uuml;ksel İstanbul.
Y&uuml;ksel, Y. ve &Ccedil;evik, E., (2010). Liman M&uuml;hendisliği, İkinci Baskı, Beta
Yayıncılık, İstanbul.
Y&uuml;ksel, Y., Ergin A., Yal&ccedil;ıner, A.C., Berilgen, M., Cihan, K., Karakuş, H.,
(2011). “Blok Tipi Kıyı Yapılarının Basitleştirilmiş Dinamik Analiz Y&ouml;ntemi
ile Tasarımı”, 111Y006, T&Uuml;BİTAK.
613
Download