ANTİFER BLOKLARLA KORUNAN KESON DALGAKIRANLARIN DEPLASMANLARININ DENEYSEL OLARAK İNCELENMESİ

Transkript

1 6. Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu 419 ANTİFER BLOKLARLA KORUNAN KESON DALGAKIRANLARIN DEPLASMANLARININ DENEYSEL OLARAK İNCELENMESİ V.Ş. Özgür KIRCA Sedat KABDAŞLI D. Zafer ŞEKER İnş. Yük. Müh. Prof. Dr. Prof. Dr. İ.T.Ü. İnş. Fak. İ.T.Ü. İnş. Fak. İ.T.Ü. İnş. Fak. İstanbul, Türkiye İstanbul, Türkiye İstanbul, Türkiye Murat ÇELİKOYAN Har. Yük. Müh. İ.T.Ü. İnş. Fak. İstanbul, Türkiye M. Adil AKGÜL İnş. Müh. İ.T.Ü. İnş. Fak. İstanbul, Türkiye ÖZET Bu deneysel çalışmada, keson tipi bir kıyı koruma yapısı önüne farklı yoğunluk ve kotta yerleştirilen antifer blok tabakasının yapı stabilitesine ve performansına etkisinin, düzenli ve düzensiz dalgalar altında yapı deplasmanları ve yapıya etki eden dinamik basınçlar ölçülerek araştırılması amaçlanmıştır. Ayrıca arkaya aşan/sıçrayan dalgalar ve antifer tabakası hasar oranları da belirlenmiştir. Çalışmada üç farklı yapı konfigürasyonu ve farklı antifer sayıları ele alınmıştır. Sonuç olarak bu tip bir tabakanın yapı stabilitesine ve performansına olumlu etkisi olduğu görülmüş, ancak kesonun ağırlığı ve geometrisi gibi diğer faktörlerle birlikte değerlendirilmesi gerekliliği ortaya çıkmıştır. Antifer blok yoğunluğunun (sayısının) ve tabaka kotunun tasarım açısından bir optimum değeri bulunduğu da belirlenmiştir. GİRİŞ Kıyı koruma yapılarının inşasında taş döküm dalgakıranlara alternatif olarak kullanılan bir dalgakıran tipi olan keson dalgakıranlar, özellikle doğal taş blokların zor bulunduğu veya dalgakıranın kara tarafındaki yüzünün yanaşma amaçlı kullanılacağı (şev eteği istenmeyen) durumlarda ve inşa derinliklerinin dik taban eğiminden dolayı yükseldiği bölgelerde tercih edilmektedir. Taş döküm dalgakıranlara göre daha az hasar gören, ancak gördükleri hasarın tamiri çok daha zor olan keson dalgakıranlar, taş döküm dalgakıranlar gibi dalgayı belli bir şevde kırılmaya zorlamak yerine ağırlıkları ile dalga etkisine karşı direnirler (Goda, 1985). Bu sebeple kırılmayan dalga durumunda yüksek yansıma oluştururlarken, kırılan dalga durumunda da yüksek çarpma basınçlarına (impact pressure) maruz kalırlar. Hem keson dalgakıranın düşey yüzüne tasarım dalgasından daha yüksek dalgaların kırılmadan ulaşmasını engelleyebilmek, hem de tasarım dalgasının tam olarak yapı üzerinde kırılmasını önlemek için bir anroşman palye yapılması genel mühendislik uygulamalarındandır. Bazı durumlarda bu palye doğal/yapay bloklarla su kotu civarına veya üzerine kadar yükseltilebilmektedir. Bu çalışmada, çeşitli düzenli ve düzensiz dalga serilerine maruz kalan bir keson dalgakıran modelinde meydana gelen deplasmanlar, iki boyutlu fiziksel bir modelde fotogrametrik bir yöntem kullanılarak hesaplanmıştır. Ayrıca hem kesonun başlık kirişinin farklı geometrileri, hem de yapının farklı yoğunlukta ve düzende antifer bloklarla korunması

2 Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu durumu için deneyler düzenlenmiştir. Bu şekilde, meydana gelen çizgisel ve açısal deplasmanların dalga özellikleri ve yapı/antifer konfigürasyonuyla ilişkisi araştırılmıştır. KESON DALGAKIRANLAR Düşey yüzlü kıyı yapılarının çok eski çağlarda (yığma taş bloklarla) inşa edilmiş örnekleri bulunsa da, modern mühendislik tarihinde özellikle 19. yüzyılın ikinci yarısından itibaren keson tipi yapılara rastlanmaktadır (Goda, 1985). Kıyı koruma amacıyla inşa edilen düşey yüzlü yapılar Batı ülkelerinde genellikle dalga kırılmasının baskın olmadığı derin yerlere inşa edilirken, Japonya gibi doğal blok taşların nicelik ve nitelik açısından yetersiz olduğu Doğu ülkelerinde yapı kırılan dalgalara da dayanmak durumundadırlar. Dökme taş dalgakıranların inşasındaki bu dezavantajdan dolayı Japonya da, düşey yüzlü kıyı koruma yapıları oldukça yaygın olarak inşa edilegelmiştir. Düşey yüzlü yapılar üzerinde dalga etkisi ile meydana gelen dinamik kuvvetlerin (dolayısıyla da basınç dağılımının) belirlenebilmesi ile ilgili bilimsel çabalar 1842 ye kadar uzanmaktadır: Stevenson un dalga basıncını ölçmesi ardından, 1890 ile 1902 yılları arasında birçok dalga basıncı ölçümü gerçekleştiren Gaillard, su parçacığı hızlarına dayalı bir formülasyon önermiştir (Goda, 1985). Daha sonra Stevenson ölçeğinin geliştirilmiş bir modeli ile dalga basıncı ölçümü yapan Hiroi 1919 da, 35 ton/m 2 mertebesinde değerler ölçmesine rağmen yaptığı basınç ölçümlerini düşey yüzlü yapının stabilitesi açısından değerlendirmemiş, bu yüksek mertebeli basınç değerlerini lokal bir olgu olarak addetmiştir. Bunun yerine dalga basıncını tıpkı bir su jetinin basıncı gibi kabul etmiş ve toplam dalga basıncının dalganın hidrostatik basıncının 1,5 katı olarak alınmasını önermiştir. Dalga basıncının üniform olarak sakin su seviyesinden (SSS) 1,25 H aşağıya kadar etkidiğini kabul eden Hiroi, dalga yüksekliği hakkında yeterli bilginin olmadığı yerlerde d su derinliği olmak üzere H = 0,9 d alınmasını önermiştir. Önerdiği bu basit yöntem özellikle Japonya da düşey yüzlü kıyı yapılarının tasarımında 60 yıldan fazla kullanılmıştır (Goda, 1985). Daha sonra Sainflou tarafından 1928 de düşey yüzlü kesit önünde duran dalga için ikinci dereceden dalga denklemleri ile önerilen formülasyon dünya çapında kabul görmüştür. 20. Yüzyılın ortasında Minikin kırılan dalgaların düşey yüzlü kesit üzerindeki dinamik basınç dağılımı için kısmen Bagnold un laboratuar verilerine dayanan bir formülasyon önermiştir. Ancak bu formülasyon oldukça konservatiftir ve ortaya çıkan dinamik dalga basınçları da hayli yüksektir (Goda, 1985). Diğer yandan inşa derinliğinin çok az değişmesi ile Sainflou yönteminden Hiroi yöntemine geçildiğinde dalga basıncı %30 mertebesinde artmakta ve mühendislik açısından istenmeyen bir çelişki ortaya çıkmaktadır. Ito ve diğ. (1971) hem kırılan dalga hem de kırılmayan dalga durumu için model deneylerine dayanan tek bir formül ortaya koymuş ve tasarım dalgası olarak düzensiz dalga serisindeki en büyük dalganın (H max ) kullanılmasını önermiştir. Bu yöntem daha sonra hem deneysel hem de teorik yaklaşımlarla geliştirilmiş ve düşey yüzlü kesitler için 1974 te yeni bir formülasyon ortaya konmuştur. Daha sonra konu ile ilgili birçok çalışma yapılmış olsa da, düşey yüzlü kıyı yapılarının tasarımında bugün bile en çok kullanılan yöntem Goda nın (1985) formülasyonu olmuştur. Diğer taraftan düşey yüzlü bir kesit üzerinde meydana gelecek en yüksek dinamik dalga basıncının, tam olarak kesit üzerinde kırılan bir dalga ile oluşan çarpma basıncı (impact pressure) olduğu yapılan birçok deneysel çalışma ile ortaya konmuştur (Mogridge ve Jamieson, 1980; Kırkgöz, 1990, 1995). Kırkgöz ve Mengi (1987) bu tip bir dalganın etkisi altında kalacak bir kompozit dalgakıran (fonksiyonel olarak düşük su seviyelerinde dökme taş dalgakıran gibi davranan, yüksek su seviyelerinde ise düşey yüzlü dalgakıran gibi davranan kıyı koruma yapısı) için laboratuar verilerine ve teorik bir yaklaşıma dayanan

3 6. Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu 421 basitleştirilmiş bir tasarım yöntemi önermiştir. Burada yapının stabilitesi açısından etkiyen çarpma basıncının büyüklüğü kadar etkime süresi de önem kazanmaktadır. Zira Kırkgöz (1990) yüksek çarpma basınçlarının kısa süreli etkimesi sonucu önemsiz sayılabilecek yapı deplasmanları, buna karşın daha düşük mertebede çarpma basıncının daha uzun süreli etkimesi sonucu ciddi mertebelerde yapı deplasmanları kaydetmiştir. Bu sonuçlar teorik bir yaklaşımla Tanrıkulu ve diğ. (2002) tarafından da doğrulanmıştır. Dinamik dalga basıncının zamansal değişimini tespit etmenin zorluğundan dolayı Kırkgöz ve diğ. (2004), deneysel verilere dayanan eşdeğer bir statik analiz yöntemi ortaya koymuşlardır. Keson dalgakıranların temel tasarım ilkesi, birçok başka mühendislik yapısında olduğu gibi dönme ve kayma tahkikidir. Düşey yüzlü bir kıyı yapısı üzerinde dalga kırılması sonucu ortaya çıkan çarpma basınçlarının, yapının genelinde meydana getirebileceği ötelenme ve dönme deplasmanları ile ilgili olarak da birçok çalışma yapılmıştır. Yapının ataletinden kaynaklanan direnç kuvvetleri dolayısıyla bu deplasmanların bir kısmı titreşim hareketi olarak da ortaya çıkabilmektedir. Yapılan çalışmalarda kütle-yay sabiti modeli (Oumeraci ve Kortenhaus, 1994) ile bu ötelenme ve dönme hareketi mekanizması ortaya konmaya çalışılmıştır. Goda (1994), Shimosako ve Takahashi (1998), Kim ve Takayama (2003) keson bir yapının çarpma basıncı karşısındaki dinamik tepkisini modellemeye çalışmış ve ötelenme mesafesinin hesaplanması için modeller geliştirmişlerdir. Daha sonra Wang ve diğ. (2004), Wang ve diğ. (2006) yalnızca basit ötelenme hareketini değil, ötelenme hareketi ve yapının temel/taban sürtünmesi koşulları ile dönme hareketine geçişini de benzeştirebilmek için fiziksel model verileri ile karşılaştırdıkları teorik ve numerik bazlı yöntemler önermişlerdir. DENEYSEL ÇALIŞMA Söz konusu deneyler 24 m x 1 m x 1 m boyutlarında, beton tabanlı ve cam cidarlı bir düzensiz dalga kanalında gerçekleştirilmiştir (Şekil 1). Keson modeller ahşap, kum ve kurşun kullanılarak imal edilmiş, betonarme kum dolgulu bir prototip keson ile aynı özgül ağırlık ve ağırlık merkezi benzeştirilmeye çalışılmıştır (Şekil 1). Kullanılan antifer bloklar da üniform betondan imal edilerek bir prototip antiferin özgül ağırlığı benzeştirilmiştir. Tuzlu su, vb. pasif etkiler düşünülerek emin tarafta kalınması için hem keson hem de antiferlerin ağırlıklarında %5~%10 luk bir tolerans göz önüne alınmıştır. Deneylerde dalga zaman serileri 4 adet direnç tipi dalgaölçer ve bir dalga monitörü ile 20 Hz sıklıkla kaydedilmiştir. Basınç zaman serileri ise 5 adet piyezoelektrik sensörlü basınçölçer ve bir A/D veri kaydedici ile 35 Hz sıklıkla ölçülmüştür. Antifer blokların hasar oranları deneyler esansında gözlemleme ve deney kayıtlarının incelenmesi ile belirlenmiştir. Buna göre yuvarlanan, kayan ve sallanan bloklar sırasıyla 1, 0,5 ve 0,25 katsayılarıyla çarpıldıktan sonra toplam blok sayısına bölünerek antifer hasar oranları belirlenmiştir. Ayrıca her deney için birim zamanda aşan ve arkaya sıçrayan dalgalar da sayılmıştır. Keson yapıların deplasmanları ile ilgili deneysel çalışmaların bazılarında, deplasmanların ölçülmesi için genellikle deplasmanölçerler (displacement gauges/strain gauges) kullanılmaktadır. Ancak ilerleyen teknolojiyle, bu cihazların yerleştirilmelerinde karşılaşılan zorluklar ve dönme deplasmanının hesaplanmasındaki hata payları gibi sebeplerle daha hassas olan LASER ışını ile deplasman ölçülmesi gibi yöntemler tercih edilmeye başlanmıştır. Bu çalışmada ise fotogrametrik teknikler kullanılarak deplasmanlar tespit edilmeye çalışılmıştır. Buna göre dalga kanalı üzerinde 15 den fazla sabit nokta işaretlenmiş ve bu noktalar ile bilgisayar ortamında deney kanalının üç boyutlu bir görüntüsü oluşturulmuştur. Daha sonra yerleştirilecek keson gövdesi üzerinde de benzer şekilde 10 dan fazla nokta işaretlenerek, bilgisayardaki ilk referans görünüm tamamlanmıştır. Her deney setinden sonra önceden ayarlı

4 Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu bir fotoğraf makinesi ile kesonun ve kanalın fotoğrafları çekilerek, görüntü işleme programları yardımı ile kesondaki referans noktalarının her birinin üç boyutlu deplasman vektörleri her deney öncesi duruma göre belirlenmiştir. Sonuç olarak, rijit keson gövdesi kabulüyle deplasman vektörlerinin hatalarını en aza indirgeyecek şekilde her bir set için iki yönde ötelenme ve bir eksende dönme deplasmanı hesaplanmıştır (Şekil 2). Düzensiz/Düzenli Dalga Üretici Piston Dalgaölçerler Dalga Kanali Dim: (24x1x1m) Basinçölçerler (Transducer) Dalga Paleti 1m Kum 24 m Şekil 1 Deneylerin gerçekleştirildiği düzensiz dalga kanalı. Betonarme başlık kirişi Deplasman referans noktaları Komozit keson gövdesi Antifer bloklar ve palye Şekil 2 Deneyler sırasında model kesonlar ve deplasman ölçümü için referans noktaları. Kanaldaki su derinliği deneyler boyunca 65 cm olarak tutulmuş, kesonlar ise 1/10 ilâ 1/15 lik bir eğimden sonra 24 cm derinliğe yerleştirilmiştir. Deneyler esas olarak üç farklı yapı konfigürasyonu için yapılmıştır (Şekil 3, 4 ve 5). Ayrıca antiferli konfigürasyonlar farklı antifer blok yerleştirilme alternatifleri için de tekrarlanmıştır. Deney matrisi Tablo 1 de verilmiştir. Buradaki değerlerin tamamı Şekil 3, 4 ve 5 te verilen prototip yapılardaki büyüklükleri yansıtmaktadır, bu şekilde okuyucunun mertebeleri daha iyi değerlendirebileceği düşünülmüştür. Deneylerdeki düzensiz dalga serileri 300 s, düzenli dalga serileri ise 90 s süreyle uygulanmıştır. Tabloda? bulunan hücreler ölçülemeyen büyüklükleri göstermektedir. Tabloda verilen P max değerleri, her seri için su seviyesine en yakın (prototipte -1 m kotundaki) basınçölçerden elde edilen maksimum dinamik basınç değerini ve Goda (1985) yöntemine göre hesaplanan basıncı göstermektedir. y z x

5 6. Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu 423 DENEYSEL BULGULARIN DEĞERLENDİRİLMESİ Su yüzeyine en yakın basınçölçerden kaydedilen maksimum basınç değerleri ile Goda (1985) metoduna göre yapılan hesapların birbirlerine oldukça yakın olduğu görülmektedir (Tablo 1, Şekil 6). Diğer taraftan antifer tabakası arkasında kalan daha alçaktaki basınçölçerlerden elde edilen maksimum basınçların, antifersiz koşul için aynı yöntemle hesaplanan değerlerden (%10~%40 oranında) daha düşük olduğu elde edilen sonuçlardandır (Şekil 6). Şekil 3 Deneylerde 1/25 ölçekle test edilen I no.lu yapı konfigürasyonu. Şekil 4 Deneylerde 1/25 ölçekle test edilen II no.lu yapı konfigürasyonu. Yukarıda da belirtildiği gibi keson kıyı yapıları dalga etkilerine karşı ağırlıklarıyla direnirler. Dolayısıyla kesonların stabiliteleri değerlendirildiğinde en etkili parametre kesonun ağırlığı olarak ortaya çıkmaktadır. Diğer taraftan kesonun palyesi üzerine yerleştirilen antifer tabakasının stabiliteye bir katkısı olduğu açıktır. Blokların aralarındaki boşlukların türbülansı arttırarak dalga enerjisini harcamasının (Sakakiyama ve Liu, 2001), kesona iletilen enerjinin/momentumun da azalmasına yol açtığı düşünülmektedir. Bu yargıları deneysel çalışma sonuçları da desteklemektedir. Denenen konfigürasyonların ağırlıkları W II >W I >W III şeklindedir. Dolayısı ile antifer kullanılmadan benzer dalgalar altında II. konfigürasyonun en düşük deplasman değerlerini vermesi beklenir. Oysa bu konfigürasyon kendisine ağırlık açısından en yakın olan I. no.lu

6 Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu kesonla kıyaslandığında, düzensiz dalgalar için Δx deplasmanları arasında bariz bir fark olmadığı, hatta bazı durumlarda antiferli yapının daha az deplasman yaptığı görülmektedir. Diğer taraftan Δz deplasmanları incelendiğinde, ağır olan II. konfigürasyonun daha stabil olduğu göze çarpmaktadır. Dönme deplasmanlarının da denenen her iki yapı için birbirlerine yakın olduğu görülmektedir. Ancak II. konfigürasyonda daha yüksek dalgalar etkili olduğu için dönme açısından da I. ye nazaran daha stabil olduğu görülmüştür. Şekil 5 Deneylerde 1/25 ölçekle test edilen III no.lu yapı konfigürasyonu. Tablo 1. Yapılan deneyleri ve bulunan sonuçları özetleyen deney matrisi. Antifer P max (ton/m 2 ) Aşan- Deney Dalga Antifer Dizilişi H max T (s) Hasarı No. Türü & Yoğunluğu (m) Goda Sıçrayan (%) ölçülen (1985) Dalga Konfigürasyon I, Konfigürasyon II Konfigürasyon III Bağıl Deplasmanlar Δx (cm) Δz (cm) 111 D.siz 2 tabaka, %60 4,31 9,00 1,14% 2,96 3, ,25-1,25-0, D.siz 2 tabaka, %60 4,87 12,18 1,82% 3,25 4, ,25 0,25-0, D.siz 2 tabaka, %60 4,59 8,32 1,36% 3,54 3, ,50-0,25 0, D.siz 2 tabaka, %60 5,36 10,04 1,82% 4,44 5, ,25 0,50-0, D.siz 2 tabaka, %60 4,76 9,41 1,82% 4,38 4, ,00-1,00 0, D.siz 2 tabaka, %60 5,21 11,56 2,73% 4,65 4, ,00 0,25 0, D.li 2 tabaka, %60 3,31 5,13 1,14% 2,20 2, ,25-1,00-0, D.li 2 tabaka, %60 4,40 6,52 2,05% 4,13 3, ,00 0,50-0, D.li 2 tabaka, %60 3,29 5,39 0,45% 2,28 2, ,50 0,00 0, D.li 2 tabaka, %60 4,72 6,31 2,05% 4,68 3, ,50 0,00-0, D.siz -- 4,94 8, ,48 4,13 <10-<20 0,00 0,25 0, D.siz -- 5,83 11, ,75 5,94 <10-<20 1,50-0,25-0, D.siz -- 5,16 9, ,86 4,58 <10-<20-4,00 0,25 0, D.siz -- 4,92 11, ,82 4,53 <10-<20 1,25-0,50-0, D.siz -- 5,47 8, ,15 5,02 <10-<20 1,50 0,25-0, D.siz -- 6,28 10, ,82 6,68 <10-<20 2,25-0,50 0, D.li -- 6,01 6, ,86 5,58 <15-<15-0,25-0,25-0, D.siz 2 tabaka, %60 4,69 8,21 3,65% 3,83 4,54 0-0??? 152 D.siz 2 tabaka, %60 5,25 10,40 5,47% 5,79 4, ,50 0,00-0, D.siz 2 tabaka, %60 5,81 11,77 5,47% 4,72 6, ,75-0,25-0, D.li 2 tabaka, %60 4,60 7,23 2,60% 4,73 3, ,50-0,25 0, D.siz 3 tabaka, %60 6,07 11,32 7,03% 4,56 6, ,25 0,25 0, D.siz 1,5 tabaka, %47 4,81 12,27 2,33% 5,52 4, ,25 0,25-0, D.li 1,5 tabaka, %47 5,12 6,75 4,33% 6,35 4, ,50 0,00-0, D.siz 1 tabaka, %40 5,29 13,70 2,63% 7,36 5, ,75-0,25-0, D.siz 2 tabaka, %56 5,55 11,90? 7,16 5,59? 0,00-0,75-0,25 Δα y ( o )

7 6. Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu m kotunda Pmax -4 m kotunda Pmax Ölçülen Pmax (tonf/m 2 ) R 2 = R 2 = Hesaplanan P max (tonf/m 2 ) Şekil no.lu deneylerde ölçülen ve Goda (1985) yöntemine göre hesaplanan dinamik dalga basınçları. Tablo 1 de görülebileceği gibi III no.lu keson konfigürasyonunda farklı antifer dizilişleri ve yoğunlukları denenmiştir. Diğer kesonlara göre oldukça hafif olan III. konfigürasyon 3 tabaka ve 2 tabaka antifer kullanıldığında bariz olarak hareket etmemiş, ancak 158 no.lu deneyde antifer tabakasındaki bloklar seyrekleştirildiğinde ve kotu alçaldığında dalga yönünde önemli bir kaymaya maruz kalmıştır. Diğer taraftan 153 ve 155 no.lu deneyler karşılaştırıldığında 3 tabaka antifer bloğun 2 tabaka yerleşime göre daha az itkiye ve kaymaya maruz kaldığı, buna karşın yükselen antifer kotunun yapı üzerinden aşan ve arkaya sıçrayan dalgaları arttırdığı da görülmektedir. Deneylerde ölçülen x yönündeki çizgisel ve y eksenine göre açısal deplasman değerlerinden bazılarının kayma ve devrilme yönünün tersi değerlerde olduğu görülmektedir. Ayrıca ortaya çıkan deplasmanlarla gelen dalganın yüksekliği arasında yüksek bir pozitif korelasyon olmadığı da saptanmıştır. Bu durumun temel sebebi bazı yüksek dalgaların yapıya ulaşmadan önce kırılmaları, nispeten daha alçak dalgaların ise yapının tam üzerinde kırılmaları olarak düşünülmektedir. Ayrıca aşan dalgaların ve yapının geçirimli temelinin etkisi ile dalga kuvvetlerinin yapı altında ve arkasında etkili olarak, negatif deplasmanlara yol açabildiği de bilinmektedir (Minikin, 1950; Oumeraci, 1994; Walkden ve diğ., 2001). Tablo 1 de verilen bağıl deplasman değerleri toplanarak, her konfigürasyon için bir toplam (mutlak) deplasman tanımlandığında Tablo 2 de verilen değerlere ulaşılmaktadır. Tabloda tüm konfigürasyonlarda dalga yönünde bir toplam deplasman ve temelde bir oturma görülmektedir. Ayrıca mutlak dönme deplasmanlarının tümünün negatif olması, yüksek dalgalarda keson yapının denize doğru eğildiği sonucunu ortaya çıkarmaktadır. Tablo 2. Her konfigürasyon için yapılan deneylerdeki mutlak (toplam) deplasman değerleri. Konfigürasyon Mutlak Deplasmanlar Δx (m) Δz (m) Δα y ( o ) I II III SONUÇ Sonuç olarak, keson yapılar önünde antifer gibi yapay bloklarla teşkil edilecek bir ek palyenin keson yapının stabilitesine ve genel performansına katkı sağladığı ortaya çıkmaktadır. Blokların yükseltilmesi dalga yansıması ve keson stabilitesine olumlu katkı sağlarken, aşan ve geriye sıçrayan dalgaları arttırmaktadır. Blok yoğunluğunun (sayısının) da yapı stabilitesi ve

8 Ulusal Kıyı Mühendisliği Sempozyumu performansı açısından bir optimum değeri olduğu anlaşılmaktadır. Tip dalgalar ve tip bir keson ile yapılacak deneysel çalışmalarla bu tür bir blok tabakası optimize edilebilecektir. Bu temel sonuca ek olarak, denenen bütün konfigürasyonlarda kesonun mutlak yatay deplasmanının pozitif (karaya doğru), mutlak düşey deplasmanı negatif (aşağıya doğru) ve mutlak dönme hasarının negatif (denize doğru) çıkması da dikkate değer bir noktadır. KAYNAKLAR Goda, Y. Random Seas and Design of Maritime Structures, University of Tokya Press, Japonya,1985. Goda Y. Dynamic response of upright breakwater to impulsive force of breaking wave, Coastal Engineering, 22(1,2): , Ito,Y., Fujishima, M. ve Kitatani, T. On the Stability of Beakwaters Coastal Engineering in Japan, Vol. 14, p , Kırkgöz, M.S., Mengi, Y. Dynamic response of a caisson plate to wave impact Journal of WatWay, Port Coastal Ocean Division, ASCE 112, , Kırkgöz, M.S., Mengi, Y. Design of a caisson plate under wave impact Ocean Engineering 14, , Kırkgöz, M.S. An experimental investigation of a vertical wall response to breaking wave impact, Ocean Engineering 17, , Kırkgöz, M.S. Breaking wave impact on vertical and sloping coastal structures Ocean Engineering 22, 35 48, Kırkgöz, M.S., Tanrıkulu, A.K. ve Dündar, C. Dynamic analysis of a vertical plate exposed to breaking wave impact, Ocean Engineering 31, , Kim T-M ve Takayama T. Computational improvement for expected sliding distance of a caisson-type breakwater by introduction of a doubly-truncated normal distribution, Coastal Engineering Journal, 45(3): , Mogridge, G.R. ve Jamieson, W.W. Wave impact pressures on composite breakwaters Proceedings Seventeenth Conference on Coastal Engineering, March 1980, Sydney, Australia, ASCE 2, pp , Oumeraci H, Kortenhaus A. Analysis of the dynamic response of caisson breakwater, Coastal Engineering, 22(1; 2): , Oumeraci, H. Review and analysis of vertical breakwater failures lessons learned, Coastal Engineering 22, 3 29, Sakakiyama, T. ve Liu P.L-F. Laboratory experiments for wave motions and turbulence flows in front of a breakwater, Coastal Engineering 44, , Shimosako K, Takahashi S. Reliability of design method of composite breakwater using expected sliding distance, Report of the Port and Harbour Research Institute, 37(3):3 30, Tanrıkulu, A.K., Kırkgöz, M.S., Dündar, C. Theoretical and experimental investigation of a vertical wall response to wave impact, Ocean Engineering 29, , Walkden, M.J., Wood, D.J., Bruce ve T., Pregrine, D.H. Impulsive seaward loads induced by wave overtopping on caisson breakwaters, Coastal Engineering, (42), , Wang Y, Hua L ve Dong S. Dynamic model of vibrating-sliding-uplift rocking coupled motion and dynamic design method of caisson breakwaters, Science in China, Series E, 34(3): , Wang Y., Chen N.N. ve Chi L.H. Numerical simulation on joint motion process of various modes of caisson breakwater under wave excitation, Communication in Numerical Methods in Eng g, (22), , 2006.