Baraj Hidrolik Tasarım Rehberi

Transkript

T.C.
ORMANVESUİŞLERİBAKANLIĞI
DEVLETSUİŞLERİGENELMÜDÜRLÜĞÜ
BARAJHİDROLİKYAPILAR
TASARIMREHBERİ
REHBERNO:002
EKİM 2012
ANKARA
1. Barajlar Kongresi – Ekim 2012
ÖNSÖZ
Birçok medeniyetin kesişme noktası olan Anadolu'da yaklaşık 4000 yıldır süren hidrolik
mühendisliği çalışmaları, bilhassa Selçuklu ve Osmanlıların yaptıkları muhteşem eserler,
Türkiye'yi tarihi su yapıları açısından en zengin ve en dikkat çekici açık hava müzelerinden
birisi haline getirmiştir. Bugün ise ülkemiz, inşa halindeki barajların sayısı bakımından
Dünya’daki sıralamada üst sıralarda yer almaktadır. Ülkemizde her tipten barajlar inşa edilmiş
ve edilmektedir. Ayrıca; bu barajlar dolgu hacmi, yükseklik, rezervuar kapasitesi, kret uzunluğu
gibi teknik karakteristikleri ile de dünyadaki inşa edilmiş barajlar arasında ön sıralarda yer
almaktadır. Atatürk Barajı 84 milyon m3 dolgu hacmi ile dünya sıralamasında beşinci sırada
yer almaktadır.
Şubat ayında su tutma merasimine bizzat katılmış olduğum Deriner Barajı 249 m yüksekliği
ile ülkemizin en yüksek barajı, kendi sınıfında Dünya’nın 6. yüksek barajıdır. İnşaat ihalesi
safhasında bulunan Yusufeli Barajı’nın yüksekliği ise 270 metredir. Yusufeli Barajı
tamamlandığında Türkiye’nin en yüksek barajı olma özelliğine sahip olacaktır.
Ülkemizin su yapıları sahasında ulaşmış olduğu bu güzel seviye, bu sektörde çalışanların
fedakar çalışmaları ve mesleklerine olan saygının neticesinde oluşmuştur. Yıllardan beri
ülkemizde ve yurt dışında barajlar ve su yapıları alanından sayısız eserler kazandıran
mühendislerimizin ve müteahhitlerimizin çalışmalarını hepimizin malumlarıdır. Ülkemizdeki
baraj ve diğer su yapılarının projelendirilmesi ve inşası sürecine olumlu katkısı olacağını
düşündüğüm; Uluslararası Büyük Barajlar Komisyonu (ICOLD) kriterlerini esas alarak
ülkemiz ihtiyaçları ve şartları dikkate alınarak uygulanması konusunda proje ve uygulama
kriterleri ile ilgili olarak Devlet Su İşleri Genel Müdürlüğü’nün (DSİ) Uluslararası Büyük
Barajlar Komisyonu Türk Milli Komitesi (TRCOLD) ve Türk Müşavir Mühendisler ve Mimarlar
Birliği (TMMMB) ile başlatmış olduğu çalışmanın neticesinde hazırlanan bu rehber
dokümanların bu sektörde çalışanlara büyük fayda sağlayacağı aşikardır.
Bu gayeye hizmet etmek için komitelerde görev alan, başta DSİ personeli olmak üzere bütün
mühendislik ve müşavirlik firmaları temsilcilerine teşekkür ederim.
Su gibi aziz olunuz.
Prof. Dr. Veysel EROĞLU
Orman ve Su İşleri Bakanı
BARAJ HİDROLİK YAPILARI
i
GİRİŞ
Ülkemizin su kaynaklarının yönetiminden ve geliştirilmesinden sorumlu olan Devlet Su İşleri
Genel Müdürlüğü geçmişinden günümüze kadar üstlenmiş olduğu görevleri başarı ile
tamamlamış ve insanımızın hizmetine sunarak kalkınmamıza ve refah düzeyimizin artmasına
büyük katkı sağlamış ve sağlamaya devam etmektedir.
Bugün itibari ile, Genel Müdürlüğümüz merkezde 15 Daire Başkanlığı, taşrada 26 Bölge
Müdürlüğü ve bünyesinde bulunan takriben 20200 personel ile çalışmalarına devam
etmektedir. Muhtelif yüksekliklere ve değişik maksatlara hizmet eden 741 adet baraj bugün
için işletmede olup, yenilerinin inşası da devam etmektedir.
Genel Müdürlüğümüzün vizyonu: Su kaynaklarımızın geliştirilmesi, korunması ve yönetimi
konularında dünya lideri olmaktadır.
Bu konuma gelmek için yapacağımız çalışmaları; diğer ilgili kurum ve kuruluşlar,
müteahhitlerimiz, mühendislik ve müşavirlik firmalarımız ve de akademisyenlerimizle
koordineli bir şekilde gerçekleştirmekteyiz.
1. Barajlar Kongresi’nin hazırlanması ve çıktıları buna çok güzel bir örnek oluşturmuştur. Bu
kongremizin maksadı takriben 1 yıla yakın bir süredir yapılan çalışmalar neticesinde
ülkemizdeki barajların/su yapılarının projelendirilmesi ve uygulanması sırasında kullanılacak
kriterlerin, Uluslararası Büyük Barajlar Komisyonu (ICOLD) kriterlerini baz alarak ülkemizin
ihtiyaçlarına göre uygulanmasında yol gösterecek rehber dokümanlar ile ilgili ilk çalışmaların
neticelerinin sunulmasıdır.
Bu rehber dokümanlar 8 ana başlık altında toplanmıştır.
Baraj ve su yapıları ile ilgili çalışmalarda büyük fayda sağlayacağına inandığım bu rehber
dokümanların hazırlanmasında emeği geçen tüm ilgililere içtenlikle teşekkür eder bu ve
benzer çalışmaların devamını dilerim.
Akif ÖZKALDI
DSİ Genel Müdürü
ii
BU REHBER DOKÜMAN ORMAN VE SU İŞLERİ BAKANLIĞI’NIN KATKILARI İLE
DEVLET SU İŞLERİ GENEL MÜDÜRLÜĞÜ (DSİ), ULUSLARARASI BÜYÜK
BARAJLAR KOMİSYONU TÜRK MİLLİ KOMİTESİ (TRCOLD), TÜRK MÜŞAVİR
MÜHENDİSLER VE MİMARLAR BİRLİĞİ’NİN (TMMMB) ORTAK ÇALIŞMASI VE
TÜRKİYE MÜTEAHHİTLER BİRLİĞİ (TMB) VE TÜRKİYE İNŞAAT SANAYİCİLERİ
İŞVEREN SENDİKASI (İNTES)’NIN DESTEKLERİ SONCUNDA HAZIRLANMIŞTIR.
iii
AÇIKLAMA
Bu rehber doküman, barajlar, hidroelektrik santrallar ve hidrolik yapıların planlama,
tasarım, proje hizmetlerini ve inşaatını yapan firmaların, bu konuda görev ifa eden
kamu kurum ve kuruluşlarının ve özel sektör yatırımcılarının çalışmalarına baz
olması gayesi ile Devlet Su İşleri Genel Müdürlüğü, Uluslararası Büyük Barajlar
Komisyonu Türk Milli Komitesi, Türk Müşavir Mühendisler ve Mimarlar Birliği ile
akademisyenlerin bir yıla yakın süre ile çalışmaları sonucunda hazırlanmıştır.
Bu doküman ülkemizde bu konuda yapılan ilk çalışmalardan biri olup, ilgili
taraflardan
gelecek
görüş
ve
öneriler
çerçevesinde
revize
edilecek
ve
güncelleştirilecektir.
Bu doküman bu konuda çalışan, hizmet üreten ve imalat yapan kişi, firma, kurum ve
kuruluşlara rehber olması amacı ile hazırlanmış olmakla birlikte, tasarım, imalat,
montaj, inşaat, su tutma, işletme ve baraj emniyeti ile ilgili her türlü sorumluluk
tasarım, imalat, montaj ve inşaat işlerini yapan yüklenicilere aittir.
©Telif Hakkı
Devlet Su İşleri Genel Müdürlüğü’nün önceden izni alınmadan bu yayının hiç bir
bölümü mekanik, elektronik, fotokopi, manyetik kayıt veya başka yollarla hiç bir
surette çoğaltılamaz, muhafaza edilemez, basılamaz.
iv
İÇİNDEKİLER
1
GİRİŞ ....................................................................................................................... 1
2
HAVA PAYI HESABI ............................................................................................... 2
2.1
Giriş ......................................................................................................................... 2
2.2
Kabarma Mesafesi................................................................................................... 5
2.2.1
Rezervuar Alanı ....................................................................................................... 5
2.2.2
Etkin Feç Boyu ........................................................................................................ 6
2.3
Etkin Dalgaları Hesabı ............................................................................................. 8
2.3.1
Etki Dalgalarının Oluşumu ....................................................................................... 9
2.3.2
Etki Dalgalarının Tesiri .......................................................................................... 12
2.3.3
Etki Dalgalarının Kret Üzerinden Aşması .............................................................. 12
2.4
Rüzgar Hesabı....................................................................................................... 14
2.4.1
Rasat Kayıtlarında Gruplandırma .......................................................................... 14
2.4.2
Eklenik Frekans Analizi ......................................................................................... 14
2.4.3
Olasılık Dağılımları ................................................................................................ 16
2.4.3.1
Gumbel Olasılık Dağılımı....................................................................................... 16
2.4.3.2
Weibull Olasılık Dağılımı ....................................................................................... 17
2.4.4
Proje Rüzgar Hızları .............................................................................................. 17
2.4.5
Tasarım Rüzgar Hızları ......................................................................................... 18
2.5
Rüzgar Kaynaklı Dalga Hesabı ............................................................................. 19
2.5.1
Dalga Mekaniği ...................................................................................................... 20
2.5.1.1
Derin/Sığ Su Sınıflandırması ................................................................................. 21
2.5.1.2
Dalga Teorilerinin Geçerlilik Sınırları ..................................................................... 22
2.5.1.3
Lineer Dalga Teorisi .............................................................................................. 26
2.5.2
Etkin Dalga Yüksekliği ........................................................................................... 27
2.5.3
Tasarım Dalga Yüksekliği ...................................................................................... 28
2.5.4
Dalga Tırmanması (Ru) .......................................................................................... 28
2.5.4.1
Su Kabarması (HW)................................................................................................ 29
2.6
Hava Payinin Belirlenmesi ..................................................................................... 30
2.7
Normal Hava Payı ................................................................................................. 30
2.7.1
Minimum Hava Payı .............................................................................................. 31
2.8
Kret Kotunun Belirlenmesi ..................................................................................... 31
3
NEHİR YATAĞI SU YÜZÜ .................................................................................... 34
3.1
Genel Bilgi, Tanımlar Ve Hidrolik Teori ................................................................. 34
3.1.1
Tanımlamalar......................................................................................................... 34
3.1.2
Hidrolik Teori ......................................................................................................... 35
v
3.1.2.1
Akarsuyun Rejiminin Belirlenmesi ......................................................................... 35
3.1.2.2
Enerji Denklemi ..................................................................................................... 36
3.2
Nehir Yatağı Kapasitesinin Belirlenmesi................................................................ 37
3.3
Nehir Yatağı Pürüzlülüğünün Belirlenmesi ............................................................ 38
3.3.1
Manning Pürüzlülük Katsayısına Etki Eden Faktörler............................................ 38
3.3.1.1
Yüzeyin Pürüzlülüğü .............................................................................................. 38
3.3.1.2
Bitki Örtüsü ............................................................................................................ 39
3.3.1.3
Yatak Düzensizliği ................................................................................................. 39
3.3.1.4
Yatak Eğriliği.......................................................................................................... 39
3.3.1.5
Birikim ve Aşınma .................................................................................................. 39
3.3.1.6
Engeller ................................................................................................................. 39
3.3.1.7
Enkesitin Boyut ve Şekli ........................................................................................ 40
3.3.1.8
Seviye ve Debi....................................................................................................... 40
3.3.1.9
Mevsimsel Değişimler............................................................................................ 40
3.3.2
Pürüzlülük Katsayısının Belirlenmesi .................................................................... 40
3.4
Nehir Yataği Suyüzü Hesabında Dikkat Edilmesi Gereken Hususlar .................... 46
4
DOLUSAVAK......................................................................................................... 47
4.1
Hidrolik Teori ......................................................................................................... 47
4.1.1
Genel ..................................................................................................................... 47
4.1.2
Dolusavak Debisi ................................................................................................... 50
4.1.2.1
Genel ..................................................................................................................... 50
4.1.2.2
Etkili Kret Genişliği................................................................................................. 52
4.1.3
Yaklaşan Akımının Etkisi ....................................................................................... 52
4.1.3.1
Eğimler .................................................................................................................. 53
4.1.3.2
Hidrolik ve Enerji Çizgisi Eğimleri .......................................................................... 54
4.1.3.3
Ortalama Dolusavak Basınç Hesabı...................................................................... 54
4.1.3.4
Dolusavak Enerji Kaybı ......................................................................................... 55
4.1.3.5
Sürtünme Kayıpları ................................................................................................ 55
4.1.3.6
Yersel Yük Kayıpları .............................................................................................. 56
4.1.3.7
Kavitasyon ............................................................................................................. 56
4.2
Tasarım Debilerinin Belirlenmesi ........................................................................... 57
4.3
Dolusavak Tipleri Ve Hidroliği................................................................................ 57
4.3.1
Dolusavak Tipleri ................................................................................................... 57
4.3.1.1
Genel ..................................................................................................................... 57
4.3.1.2
Karşıdan Alışlı Dolusavaklar.................................................................................. 57
4.3.1.3
Yandan Alışlı Dolusavaklar.................................................................................... 58
4.3.1.3.1 Kret Tasarımı ......................................................................................................... 58
vi
4.3.1.3.2 Kanal Tasarımı ...................................................................................................... 58
4.3.1.4
Labirent Dolusavaklar ............................................................................................ 62
4.3.1.4.1 Giriş
62
4.3.1.4.2 Labirent Savakların Sağladığı Avantajlar .............................................................. 65
4.3.1.4.3 Savak Eşitliği ......................................................................................................... 68
4.3.1.4.4 Labirent Dolusavağın Deşarj Katsayısını Etkileyen Değişkenler ........................... 69
4.3.1.4.5 Projelendirme Yöntemi .......................................................................................... 73
4.3.1.4.6 Örnek Bir Baraja ait Labirent Dolusavağı Model Çalışmaları Sonuçları ................ 77
4.3.1.5
Şaft Dolusavaklar .................................................................................................. 84
4.3.1.5.1 Çalışma Prensipleri ............................................................................................... 85
4.3.1.5.2 Akım Tipleri............................................................................................................ 87
4.3.1.5.3 Kret Profilinin, Kretle Şaft Arası Geçiş Bölgesinin, Şaft İle Galeri Bağlantı
Dirseğinin Ve Galerinin (Tünelin) Tasarımı ........................................................... 89
4.3.1.5.4 Hava girişi ve taşınması ........................................................................................ 89
4.3.1.6
Tünel ve Menfez Dolusavaklar .............................................................................. 89
4.3.1.7
Sifonlu Dolusavaklar .............................................................................................. 90
4.3.1.7.1 Hidrolik Çalışma Prensipleri .................................................................................. 90
4.3.1.7.2 Akım Koşulları (Açık Savak, Geçiş Ve Sifon Akımı) .............................................. 91
4.3.1.7.3 Savak debi katsayısının belirlenmesi .................................................................... 91
4.3.1.8
Basamaklı Dolusavaklar ........................................................................................ 92
4.3.1.8.1 Eşik Genişliğinini Seçimi........................................................................................ 92
4.3.1.8.2 Akım Koşullarının İncelenmesi .............................................................................. 92
4.3.1.8.3 Enerji Kırılması ...................................................................................................... 95
4.3.1.8.4 Nap Akımında Enerjinin Kırılması.......................................................................... 95
4.3.1.8.5 Geçiş Akımında Enerjinin Kırılması ....................................................................... 96
4.3.1.8.6 Kayan Akımda Enerjinin Kırılması ......................................................................... 97
4.3.1.9
Serbest Jet Savaklar ............................................................................................. 99
4.3.1.10 Devrilebilen Taşkın Savakları (Fusegates) ............................................................ 99
4.3.2
Kontrolsüz Dolusavakların Hidroliği ..................................................................... 100
4.3.2.1
Kontrolsüz Dolusavak Profili ................................................................................ 101
4.3.2.2
USBR Ogee Kret Profili ....................................................................................... 102
4.3.2.3
WES Ogee Kret Profili ......................................................................................... 102
4.3.2.4
Dolusavak Tepe Basınçları.................................................................................. 103
4.3.2.5
Kontrollü ve Kontrolsüz Kretler ............................................................................ 103
4.3.2.6
Dolusavak Nap Üst Profili .................................................................................... 104
4.3.2.7
Debi Karakteristikleri............................................................................................ 104
4.3.2.8.1 Dolusavak Ayakları ve Yaklaşım ......................................................................... 104
vii
4.3.2.9
Kontrolsüz Ogee Kreti İçin Debi Katsayıları ........................................................ 107
4.3.2.10 Yaklaşım Derinliği Etkisi ...................................................................................... 108
4.3.2.11 Tasarım Yükünden Farklı Yüklerin Etkisi............................................................. 108
4.3.2.12 Memba Yüzü Eğiminin Etkisi ............................................................................... 108
4.3.2.13 Mansap Etkisi ...................................................................................................... 109
4.3.2.14 Mansap Eğimi ...................................................................................................... 110
4.3.2.15 Dolusavak Topuğu............................................................................................... 110
4.3.3
Kontrollu Dolusavakların Hidroliği........................................................................ 110
4.4
Dolusavak Optimizasyonu ................................................................................... 120
4.5
Yaklaşım Kanalı Tasarımı ................................................................................... 121
4.5.1
Baraj Gölünden Kanala Giriş ............................................................................... 122
4.5.2
Yaklaşım kanalının güzergâhı ............................................................................. 122
4.5.3
Yaklaşım kanalındaki akımın maksimum hızı...................................................... 122
4.6
Taşkın Öteleme ................................................................................................... 123
4.7
Deşarj Kanalı Tasarımı ........................................................................................ 124
4.7.1
Genel ................................................................................................................... 124
4.7.2
Prizmatik kanallar ................................................................................................ 125
4.7.3
Daralma ve Genişleme Tahkiki............................................................................ 125
4.7.4
Suyüzü Hesabı .................................................................................................... 125
4.7.5
Hava Payı Hesabı................................................................................................ 127
4.7.6
Düşey Kurp Uygulaması ...................................................................................... 129
4.7.7
Dolusavak Boşaltım Kanallarında Kavitasyon Olayı ve Havalandırıcılarının Hidrolik
Tasarımı .............................................................................................................. 129
4.7.7.1
Boşaltım Kanallarında Kavitasyon ....................................................................... 129
4.7.7.2
Dolusavak Havalandırıcılarının Hidrolik Tasarımı ............................................... 135
4.7.8
Basamaklı Kanallar.............................................................................................. 141
4.7.9
Kondüvi veya Tüneller ......................................................................................... 142
4.8
Enerji Kırıcılar ...................................................................................................... 142
4.8.1
Temel hususlar .................................................................................................... 142
4.8.2
Enerji Kırıcı Havuzlar ........................................................................................... 143
4.8.2.1
Düşü havuzu (Tip I) ............................................................................................. 146
4.8.2.2
Tip II havuz .......................................................................................................... 146
4.8.2.3
Tip III havuz ......................................................................................................... 146
4.8.2.4
Tip IV havuz......................................................................................................... 146
4.8.2.5
Hava Payı ............................................................................................................ 146
4.8.3
Yuvarlak Uçlu Kırıcılar ......................................................................................... 146
4.8.3.1
Yuvarlatılmış etek tipinde kırıcı (Solid bucket)..................................................... 147
viii
4.8.3.2
Dişli yuvarlatılmış etek (Slotted bucket)............................................................... 147
4.8.3.3
Fırlatma uçlu enerji kırıcı (Flip buckets)............................................................... 147
4.8.3.4
Sıçratma Uçlarının Yararları ................................................................................ 148
4.8.3.5
Sıçratma Uçlarının Dezavantajları ....................................................................... 148
4.8.3.6
Sıçratma Uçlarının Hidrolik Hesapları ................................................................. 149
4.8.3.7
Sıçratma Uçlarının Teskin Havuzu Hesapları...................................................... 151
4.8.4
Özel kırıcılar ........................................................................................................ 151
4.8.4.1
Çarpma kirişi tipinde kırıcılar ............................................................................... 151
4.8.4.2
Dişli (bloklu) kırıcılar (şütlü dolusavak ya da kanal)............................................. 152
5
DERİVASYON - DİPSAVAK ................................................................................ 171
5.1
HİDROLİK TEORİ................................................................................................ 171
5.1.1
Genel ................................................................................................................... 171
5.1.2
Derivasyon Tipleri ................................................................................................ 172
5.1.2.1
Genel ................................................................................................................... 172
5.1.2.2
Tünel ................................................................................................................... 172
5.1.2.3
Kondüvi................................................................................................................ 173
5.1.2.4
Açık Kanal ........................................................................................................... 174
5.2
Derivasyon Tesislerinde Kullanılacak Tasarım Debisinin Seçimi ........................ 174
5.3
Derivasyon İletim Yapısı Sayı Ve Çapının Belirlenmesi ...................................... 174
5.4
Taşkın Öteleme (Flood Routıng) ......................................................................... 175
5.5
Derivasyon Yapısı Ve Memba Batardosu Optimizasyonu ................................... 178
5.5.1
Genel ................................................................................................................... 178
5.5.2
Memba Batardosunun Gövde İçerisinde Kaldığı Durum ; ................................... 178
5.5.3
Mansap Batardosu .............................................................................................. 179
5.6
Derivasyon Hidroliği............................................................................................. 179
5.6.1
Serbest Yüzlü Akım ............................................................................................. 180
5.6.2
Basınçlı akım ....................................................................................................... 182
5.7
Su Alma Yapısı Ve Dipsavak Hidroliği................................................................. 189
5.7.1
Dipsavak .............................................................................................................. 189
5.7.2
Su Alma Yapıları.................................................................................................. 193
5.7.3
Hidrolik Teori ....................................................................................................... 193
5.7.4
Hidrolik Koşulları Sağlayan Geometrik Boyutlandırma ........................................ 194
5.7.4.1
Kapak Boyutlarının Belirlenmesi.......................................................................... 194
5.7.5
Su Alma Giriş Kotunun Belirlenmesi.................................................................... 194
5.7.5.1
Rusubat Hesabı (Ölü Hacim Üst Kotunun Belirlenmesi) ..................................... 194
5.7.5.2
Vorteks Koşullarının Belirlenmesi ........................................................................ 194
5.7.6
Giriş Ağzı ve Izgara Geometrisinin Belirlenmesi ................................................. 199
ix
5.7.6.1
Su Alma Ağzı ....................................................................................................... 199
5.7.6.2
Izgara .................................................................................................................. 201
5.7.7
Su Alma Yapısı Tip Seçimi .................................................................................. 202
5.7.7.1
Kule Tipi Su Alma Yapısı ..................................................................................... 202
5.7.7.2
Şaftlı Su Alma Yapısı........................................................................................... 204
5.7.7.3
Yamaca Dayalı, Düşey veya Eğik Kapaklı Su Alma Yapısı................................. 205
5.7.7.4
Beton Baraj İçine Yapılan Su Alma Yapısı .......................................................... 206
5.7.7.5
Dipten Alışlı Düşey Şaft Tipi Su Alma Yapısı ...................................................... 207
5.7.7.6
Kademeli Su Alma Yapılarının Hidroliği............................................................... 207
5.8
Dipsavak Yapılarının Boyutlandırılması, Baraj Gölünün Boşaltılması ve Su
Tutmaya İlişkin Kriterler Ve Kurallar .................................................................... 211
5.8.1
Dipsavak Projelendirme Gerekleri ....................................................................... 211
5.8.1.1
Genel Kriterler ..................................................................................................... 211
5.8.1.2
Genel Kriterlerden Sapma ................................................................................... 212
5.8.2
Baraj Göllerinin Boşaltılmasına İlişkin Kriterler ve Kurallar.................................. 212
5.8.2.1
Genel Kriterler ..................................................................................................... 212
5.8.2.2
Proje Koşullarına Dayalı Boşaltma Debileri ......................................................... 213
5.8.2.3
Boşaltma Çalışmaları için Ortalama Giriş Akımlarının Hesaplanması................. 218
5.8.3
Baraj Gövdesi Su Tutma Kriterleri Ve Kuralları ................................................... 220
5.8.3.1
Kontrol ve İzleme ................................................................................................. 221
5.8.3.2
Su Tutma Hızı...................................................................................................... 222
5.9
Enerji Kırıcı Yapılar.............................................................................................. 227
5.9.1
Çarpma kirişi tipinde kırıcılar ............................................................................... 227
5.9.2
Konik Vanalı Enerji Kırıcı ..................................................................................... 227
5.9.3
Sakinleştirme (Dinlendirme) Kuyuları .................................................................. 228
5.9.4
Enerji Kırıcı Havuzlar ........................................................................................... 229
6
YARARLANILAN YAYINLAR .............................................................................. 235
7
REFERANSLAR .................................................................................................. 239
x
TABLO LİSTESİ
Tablo 1 -
Feç Uzunluklarına Göre Önerilen Rüzgar Hızı Artırım Katsayıları.....................18
Tablo 2 -
Lineer dalga teorisinde karakteristik dalga parametreleri (USACE Coastal
Engineering Manual, Part II) ..............................................................................26
Tablo 3 -
Kret Kotu Tablosu ..............................................................................................32
Tablo 4 –
Manning Pürüzlülük Katsayısı............................................................................42
Tablo 5 –
Düzenlenmiş Kanallar için Mannig Pürüzlülük Katsayısı ...................................44
Tablo 6 –
Doğal Nehir Yataklarında Manning Pürüzlülük Katsayısı ..................................45
Tablo 7 –
Tasarım Debisi Seçimi ile İlgili DSİ Genelgesi ...................................................57
Tablo 8 -
Labirent Dolusavakların Projelendirme Çizelgesi [1] .........................................74
Tablo 9 -
Labirent Yan Duvar Açısının () Dolusavak Genişliğine (W) Etkisi [1]. .............76
Tablo 10 -
Önerilen Projelendirme Yöntemi ile Elde Edilen Sonuçların Çeşitli
Projelerle Karşılaştırılması, 1...........................................................................82
Tablo 11 -
Mansap Tehlike Sınıflandırma Sistemi ............................................................214
Tablo 12 -
Acil Boşaltma Süresinin Belirlenmesine İlişkin Genel Kılavuz (Gün) ...............217
Tablo 14 –
Giriş Akımları ...................................................................................................219
Tablo 15 -
Baraj Tiplerine Göre Su Tutma Hızlar ..............................................................225
xi
ŞEKİL LİSTESİ
Şekil 1 -
Baraj Rezervuar Alanı Haritası (Örnek)
5
Şekil 2-
Efektif Feç Mesafesi Taraması (Örnek)
7
Şekil 3 -
Şematik Dalga Yayılması (Dam Hydraulics, 1998)
8
Şekil 4 -
Etki Dalgaları Mekanizması (Dam Hydraulics, 1998)
9
Şekil 5 -
Etki Dalgaları oluşumu ve yayılımı (Dam Hydraulics, 1998)
9
Şekil 6 -
Kenar Kayması (Dam Hydraulics, 1998)
10
Şekil 7 -
Kenar kayması ile oluşan dalgalar için ölçek parametreleri (Dam
Hydraulics, 1998)
10
Şekil 9 -
Rezervuarda Dalga Oluşumu (Plan ve Kesit) (Dam Hydraulics, 1998)
11
Şekil 8 -
Maksimum dalga boyu ve buna ilişkin dalga uzunluğu (Dam Hydraulics,
1998)
12
Şekil 10 -
DalgaYayılması ve Tırmanması (Dam Hydraulics, 1998)
12
Şekil 11 -
Tepeden Aşma (Dam Hydraulics, 1998)
13
Şekil 12 -
Eklenik Frekans Dağılımı (Örnek)
15
Şekil 13 -
Gumbel dağılımına bir örnek
16
Şekil 14 -
Weibull dağılımına bir örnek
17
Şekil 15 –
1000 Yıl Tekerrürlü Rüzgar Hızları Kullanılarak Oluşturulan Rüzgar Gülü
19
Şekil 16 -
Sinüsoidal Lineer Dalga Teorisinde Dalga Parametreleri, (USACE Coastal
Engineering Manual, Part II)
20
Şekil 17 -
Çeşitli Dalga Profilleri, (USACE Coastal Engineering Manual, Part II)
21
Şekil 18 -
Dalga Dikliğine Göre Lineer Dalga Için Sığlaşma
(USACE Coastal
22
Dalga Teorilerindeki Uygulanabilir Aralık Bantları
(USACE Coastal
Şekil 19 Şekil 20 -
24
Derin Ve Derin Olmayan Suda Dalga Hareketi (USACE Coastal
25
Dalga Hareketi Ve Taban Etkileşimi (USACE Coastal Engineering
Manual, Part II)
25
Şekil 22 –
Parametrelerin Şematik Görünüşü
37
Şekil 23 –
Örnek Anahtar Eğrisi
38
Şekil 24 -
Dolusavak Yapısının Ana Bölümlerinin Şematik Görünüşü
49
Şekil 25 –
Dolusavak Akım Koşulları
50
Şekil 26 -
Yandan Alışlı Dolusavak Akım Karakteristikleri
60
Şekil 27 -
Kanal Hendeği Kesitleri
61
Şekil 28 -
Labirent Dolusavağın Genel Yerleşimi ve Detayları
64
Şekil 29 -
Bir Labirent Dolusavak ve Kontrolsuz Dolusavağın Şematik Görünüşü
66
Şekil 30 -
Sarıoğlan Barajı Hacim-Satıh Grafiği
67
Şekil 21 -
xii
Şekil 31 -
Doğrusal Savaklarda Debi Deşarj Katsayısı [1]
70
Şekil 32 -
Labirent Dolusavaklarda Deşarj Katsayıları [1]
72
Şekil 33 -
Örnek Barajın Labirent Dolusavağının Genel Yerleşim Planı
79
Şekil 34 -
Örnek Barajın Labirent Dolusavağı Detayları.
81
Şekil 35 -
Örnek Barajın Yandan Alışlı Ve Labirent Dolusavaklarının Modelden Elde
Edilen Debi-Göl Su Seviyesi Eğrileri.
82
Şekil 36 -
Şaft Dolusavak Enkesitleri
84
Şekil 37 -
Şaft Dolusavak Dairesel Giriş Ağzı Üzerinde Kritik Akım Koşullarının
Oluşması
86
Şekil 38 -
Şaft Savaklarda Debi-Gidiş Eğrileri
87
Şekil 39 -
Huni Şekilli Dairesel Giriş Ağzı Üzerinde Kritik Şartların Oluşması
88
Şekil 40 -
i) Sifonlu Savak ii) Sifonlu Savak Kreti
90
Şekil 41 -
Basamaklı Bir Boşaltım Kanalındaki Akım Rejimleri
94
Şekil 42 -
Basamaklı Dolusavaklarda Akıma Hava Karışımı
95
Şekil 43 –
Dolusavak Profili
101
Şekil 44 -
Kret Mansap Profilinin Belirlenmesi
112
Şekil 45 -
Kret Memba Şeklinin Belirlenmesi
113
Şekil 46 -
için kret profilinin belirlenmesi
114
Şekil 47 -
Tipik WES Memba ve Mansap Profilleri
115
Şekil 48 -
Memba Eliptik Profilinin Belirlenmesi (Değiştirilmiş WES)
116
Şekil 49 -
Memba Yüzü Dik Ogee Savaklarda Deşarj Katsayısı
117
Şekil 50 -
Tasarım Yükünden Farklı Su Yükleri İçin Deşarj Katsayısı
117
Şekil 51 -
Memba Yüzü Eğimli Ogee Savaklar İçin Deşarj Katsayısı
118
Şekil 52 -
Savak Kretlerindeki Akımlarda Mansap Etkisi
118
Şekil 53 -
Mansap Apronunun Deşarj Katsayısına Etkisi
119
Şekil 54 -
Mansap Batıklığının Deşarj Katsayısına Etkisi
119
Şekil 55 -
Kapak Açıklığına Göre Deşarj Katsayısı
120
Şekil 56 –
Havalandırıcılı Dolusavaklarda Su Derinliği
128
Şekil 57 -
Basamak-Saptırıcı Tipli Bir Dolusavak Havalandırıcı Yapısının Profilden
Görünüşü
131
Şekil 58 -
Simetrik ve Asimetrik Havalandırıcılar
132
Şekil 59 -
Dolusavak havalandırıcı yapılarının uygulamada kullanılan bazı tipleri
134
Şekil 60 -
Atatürk Barajı Dolusavak Boşaltım Kanalındaki Havalandırıcı Yapıları
134
Şekil 61 -
Ön Tasarımda Kullanılacak Basamak-Saptırıcı Tipli Bir Havalandırıcı
136
Şekil 62 -
Froude Sayısına Bağlı Olarak Sıçrama Çeşitleri
153
Şekil 63 -
Froude Sayısına Göre Hidrolik Sıçrama Özellikleri (Şüt Blokları, Enerji
Kırıcı Bloklar Ve Eşik Ucu Olmayan Havuzlar Için)
154
xiii
Şekil 64 -
Froude Sayısına Göre Hidrolik Sıçrama Özellikleri (Şüt Blokları, Enerji
Kırıcı Bloklar Ve Eşik Ucu Olmayan Havuzlar Için)
155
Şekil 65 -
Tip II Havuz Özellikleri (Froude Sayısı Fr > 4.5 ve V1 > 18.3 m/s)
156
Şekil 66 -
Tip III Havuz Özellikleri (Froude Sayısı Fr > 4.5 ve V1 < 18.3 m/s)
157
Şekil 67 -
Tip Iv Havuz Özellikleri ( Froude Sayısı 2.5 < Fr < 4.5 )
159
Şekil 68 -
Tek Parçalı Tip Enerji Kırıcı (Solid Bucket) (Yekpare Yuvarlatılmış Etek)
160
Şekil 69 -
Tek Parçalı Tip Enerji Kırıcıda Hidrolik Hareket
160
Şekil 70 -
Dişli Yuvarlatılmış Etek Tipinde Enerji Kırıcı
161
Şekil 71 -
Dişli Yuvarlatılmış Etek Tipinde Kırıcıda Hidrolik Hareket
161
Şekil 72 -
Yuvarlak Uçlu Kırıcılarda Boyutlandırmaya Esas Tanımlar
162
Şekil 73 -
Yuvarlak Uçlu Kırıcılar İçin Limit Kriterler
164
Şekil 74 -
Yuvarlak Uçlu Kırıcı Tipleri
165
Şekil 75 -
Sıçratmalı Enerji Kırıcıda Akış Koşulları
166
Şekil 76 -
Teskin Havuzu Özellikleri
167
Şekil 77 -
Çarpma Kirişli Enerji Kırıcı
168
Şekil 78 -
Bloklu Kırıcı Birim Debi ile Hız ve Blok Yüksekliği Tayini Abağı
169
Şekil 79 -
Bloklu Kırıcı Genel Özellikleri
169
Şekil 80 -
Bloklu Kırıcılara Ait Değişik Tip Blok Düzenlemeleri
170
Şekil 81 –
Şematik Derivasyon Yapısı
171
Şekil 82 -
Senelere Göre Grafik Olarak Gösterilmiş Taşkın Tekerrür Hidrografları
(Giren Su Miktarı)
175
Şekil 83 -
Barajın Hacim Ve Satıh Eğrisi
176
Şekil 84 -
Derivasyon Yapısı Deşarj Eğrileri (Basınçlı ve Basınçsız)
176
Şekil 85 –
Birleşik Deşarj Eğrisi
177
Şekil 86 -
Örnek Taşkın Öteleme Tablosu
177
Şekil 87 –
Optimizasyon için Oluşturulan Ters Çan Eğrisi
178
Şekil 88 –
Gövde İçinde Memba Batardosu
179
Şekil 89 -
Kritik Akımın Yeri ve Yüzdesi (Daire ve Atnalı Tüneller İçin)
180
Şekil 90 -
Kurb Kayıp Katsayıları
184
Şekil 91 -
Dairesel Kesitli Borularda Ani Geçiş Durumunda Tranzisyon Kaybı İçin
186
Şekil 92 -
Dairesel Olmayan Borularda Ani Geçiş Durumunda Tranzisyon Kaybı İçin
187
Şekil 93 -
Tedrici Daralmalarda Kayıp Katsayıları
190
Şekil 94 -
Tedrici genişlemelerde kayıp katsayıları
190
Şekil 95 -
Ana Borudaki Branşman Kayıp Katsayısı (Kb)
191
Şekil 96 -
Branşman Kayıp Katsayısı (K1 Ve K2)
192
Şekil 97 –
Sualma Ağzı Giriş Bölgesindeki Etkili Büyüklüklerin Şematik Görünüşü
195
Şekil 98 –
Hava Emmeyen Vorteks Değerlerinin, Sualma Yapısındaki Akımın
Froude Sayısının S/D Oranına Değişimini Gösteren Eğriler
197
xiv
Şekil 99 –
Değişik Alış Geometrileri
199
Şekil 100 – Batık Akımlarda Giriş Ağzı Formları
200
Şekil 101 – Kule Tipi Sualma Yapısı
203
Şekil 102 – Şaftlı Sualma Yapısı
204
Şekil 103 – Yamaca Dayalı Düşey Sualma Yapısı
206
Şekil 104 -
Tipik Yaz Tabakalaşması
208
Şekil 105 -
Kademeli Sualma Yapısı
210
Şekil 106 -
Tabakalaşmış Depolamada Tercihli Çekim Paterni Şeması
210
Şekil 107 – Tipik Su Tutma Aşamaları
226
Şekil 108 -
Çarpma Kirişli Enerji Kırıcı
230
Şekil 109 -
Atmosfere Deşarj Olan Konik Vana
231
Şekil 110 -
Çelik Kaplamalı Oda İçerisine Deşarj Olan Konik Vana
231
Şekil 111a - Konik Vananın Batık
Şekil 111b. Konik Vananın Enerji Kırıcı Çalışma Hali Havuza Deşarjı
232
Şekil 112 -
Standart Konik Vana Görünüş ve Ebatları
233
Şekil 113 -
Sakinleştirme Kuyu Tipi - İvriz Barajı
234
xv
1
GİRİŞ
Bu
rehber,
baraj
tesislerinin
hidrolik
tasarımında
kullanılacak
yöntemleri
sunmaktadır. Rehberde konular dört kategoriye ayrılmış olup bunlar hava payı
hesabı, su yüzü hesabı, dolusavak hidroliği ve derivasyon-dipsavak hidroliğidir.
1
2
HAVA PAYI HESABI
2.1
Giriş
Proje kapsamında rezervuar alanının ve bölgesinin kısa bir özeti ve projenin
amacından bahsedilebilir. Bununla birlikte hesaplarda kullanılan temel rezervuar
karakteristikleri ve simgeler aşağıda özetlenir.
Dd
: En büyük kabarma mesafesi boyunca ortalama su derinliği (m)
Fef
: Efektif etkin kabarma mesafesi (m)
Fd
: Baraj gövdesine dik etkin kabarma mesafesi (m)
g
: Yerçekimi ivmesi (m/s2) (g = 9,81 m/s2)
hhava
: Hava payı
Hs
: Belirgin dalga yüksekliği (m)
Hd
: Tasarım dalga yüksekliği (m)
Hw
: Su kabarma yüksekliği
Hd / L
: Dalga dikliği
kw
: Rüzgar hızı katsayısı
L
: Dalga boyu (m)
m
: Şev eğimi (D/Y)
Ru
: Dalga tırmanma yüksekliği (m)
Ru’
: cos ile düzeltilmiş dalga tırmanma yüksekliği (m)
T
: Dalga periyodu (sn)
ur
: Rüzgar hızı (m/s)
u
: Proje rüzgar hızı (m/s)
v
: Proje rüzgar hızı (km/sa)
2
znss
: Normal su seviyesi kotu (m)
zmss
: Taşkın su seviyesi kotu (m)
zkret
: Baraj kret kotu (m)
zparapet
: Baraj parapet kotu (m)
xi
: Efektif feç hesabında, i’inci kabarma mesafesi

: Dalga geliş yönü ile kabarma mesafesi arasındaki açı

: Dalga geliş yönü ile baraj aksı normali arasındaki açı

: Memba şevinin yatay ile yaptığı açı
1- Normal hava payı: Normal rezervuar su seviyesi ile baraj kreti arasındaki
kamber payı dışında bırakılan dik mesafedir. Hesapta aşağıdaki etkenler dikkate
alınır.
 1000 yıl tekerrürlü rüzgar hızı (u)
 Tasarım Dalga yüksekliği (Hd)
 Baraj eksenine doğru esen rüzgar dolayısıyla hareket eden su dalgasının,
rezervuar alanı taban yüzeyinden etkilenerek kabarması (Hw)
 Dalganın memba şevi boyunca yükselmesi (tırmanması) (Ru)
Normal hava payı, hesapları ayrı ayrı yapılan su kabarma yüksekliği ve dalga
tırmanma yüksekliklerinin toplamından ibarettir.
2- Minimum hava payı: Baraj tipine göre esas alınacak taşkın ötelemesi
sonucunda tespit edilen maksimum su seviyesi ile baraj kreti arasındaki kamber
payı dışında kalan düşey mesafedir. Ancak burada, dalga yüksekliği hesabı için
10 yıl tekerrürlü rüzgar hızı değeri kullanılır.
Büyük barajlarda gövde kret kotu iki şekilde hesaplanır ve büyük olan değer dikkate
alınır.
3
1- Dalga hesabı ile kret kotu hesabı: Normal su seviyesi (maksimum işletme
seviyesi) ile normal hava payının toplamından ibarettir. Bu toplam, 0.5’in katları
olacak şekilde yuvarlatılır.
Normal Su Seviyesi : NSS
Normal Hava Payı : Hnormal hava = Hw + Ru
Kret Kotu : zkret = NSS + Hnormal hava + (0  0.5 m)
2- Taşkın ötelemesi ile kret kotu hesabı: Buradaki hesapta, feyezanın ötelenmesi
sırasında rezervuarın erişeceği maksimum seviyesi ile minimum hava payının
toplamından ibarettir. Bu toplam, 0.5’in katları olacak şekilde yuvarlatılır.
Maksimum su Seviyesi : MSS
Minimum Hava Payı : Hmin hava = Hw + Ru
Kret Kotu : zkret = MSS + Hmin hava + (0.  0.5 m)
4
2.2
Kabarma Mesafesi
2.2.1
Rezervuar Alanı
Şekil 1 - Baraj Rezervuar Alanı Haritası (Örnek)
5
2.2.2
Etkin Feç Boyu
Baraj gövdesine doğru esen rüzgarın, kıyıdan baraj gövdesine kadar katettiği
mesafe olarak ifade edilen feç boyu, kabarma mesafesi olarak da bilinir. Muhtemel
en uzun feç boyu, aynı zamanda en büyük dalga yüksekliğini verir.
Ancak, normal su seviyesinde baraj gölünün, kıyı şeridi tarafından dar ve uzun bir
hat boyunca çevrelendiği bilinmektedir. Bu durumda su yüzeyindeki dalga
hareketinin kıyıdan etkilenmesi göz ardı edilemeyeceğinden; yapılacak hesaplarda
feç boyu yerine efektif feç boyu esas alınmaktadır.
Etkin feç boyunu hesaplamak için ilk olarak maksimum feç boyu tespit edilir. Daha
sonra maksimum feç boyunun her iki tarafına 6º ‘lik açı ile baraj gövdesi üzerindeki
aynı noktadan kıyıya yeni feç boyları çizilir. Bu işlem ardışık olarak tekrarlanarak 90º
‘lik dar alan taranacak şekilde oluşturulur.
Çizilen feç boylarının herbirinin en büyük (maksimum) feç boyu üzerinde izdüşümleri
alınır ve bu izdüşümlerin boylarının toplamının, feç boylarının maksimum feç boyu
ile yaptığı açıların cosinüslerinin toplamına oranı, efektif feç boyu olarak ifade edilir.
Bu değer aşağıdaki eşitlik ile belirlenmektedir.
(1)
6
Şekil 2- Efektif Feç Mesafesi Taraması (Örnek)
Error! Reference source not found.’de verilen baraj gölünde etkin feç mesafesinin
hesaplanmasında kullanılan fiktif parçaların sayısal değerleri şekile ekli tabloda
verilmiştir.
Ortalama baraj gölü derinliği :
Ortalama baraj gölü derinliği de yine benzer biçimde aşağıdaki bağıntı ile
hesaplanabilir.
(2)
Burada,
xi;
i. numaralı dilimin feç mesafesi,
z i;
i. numaralı dilimde ortalama arazi kotu,
d i;
i. numaralı dilimde ortalama su derinliğini ifade etmek üzere ;
7
2.3
Etkin Dalgaları Hesabı
Etki dalgaları çesitli durumlardan dolayı meydana gelirler. Bu durumlardan bazıları
aşağıda verilmiştir.
 Kaya düşmesi
 Toprak kayması
 Buz düşmesi
 Buzul erimesi
 Çığ
Bu tip dalgaların oluşumu baraj ve rezervuar açısından tehlikelidir. Çünkü bu etki,
baraj gövdesi üzerinde tırmanmaya ya da baraj gövdesi üzerinden suyun aşmasına
neden olabilir. Ayrıca kıyıda da erozyon tehlikesi yaratabilir. Etki dalgalarının
çözümü konusunda Froude benzerlik kuralları ve hidrolik modelleme yaklaşımları
kullanılır. Su dalgaları konusunu incelerken, 3 önemli parametre karşımıza
çıkmaktadır.
 Dalga Boyu (aM)
 Dalga Uzunluğu (LW)
 Su derinliği (h0)
Şekil 3 - Şematik Dalga Yayılması (Dam Hydraulics, 1998)
Rezervuarda oluşan etki dalgalarının mekanizması aşağıda verilmiştir.
8
1- Rezervuarda meydana gelen kayma ya da herhangi bir kütle hareketinden
dolayı dalga oluşur.
2- Dalga rezervuarda yayılır.
3- Yayılan dalganın kıyıda ya da baraj gövdesi üzerinde bir etkisi oluşur.
Şekil 4 - Etki Dalgaları Mekanizması (Dam Hydraulics, 1998)
Şekil 5 - Etki Dalgaları oluşumu ve yayılımı (Dam Hydraulics, 1998)
2.3.1
Etki Dalgalarının Oluşumu
 Kenar Kayması ile oluşan dalgalar
Sandler ve Hutter’ e göre (1992), Froude sayısı 0.1 < Frw < 1.1 aralığında olan
kayma durumlarında, dalgalar genellikle benzer özellikler taşır. En büyük dalga ilk
önce oluşur ve arkasından oluşan dalgalar giderek sönümleneceğinden daha
küçüktür yani ilk dalga kritik durumdur.
9
Şekil 6 - Kenar Kayması (Dam Hydraulics, 1998)
Dalga parametrelerini hesaplamak için aşagıdaki grafikler kullanılır.
Şekil 7 - Kenar kayması ile oluşan dalgalar için ölçek parametreleri (Dam Hydraulics, 1998)
 Düşen Kütlelerin oluşturduğu dalgalar
Heyalan ya da şev kayması sonucu kütlelerin düşmesi, rezervuarda çeşitli
dengesizliklerin oluşumuna yol açar. Fazladan bir kütlenin rezervuarda
yaratacağı etkiyle bu tip dalgalar oluşur.
10
Şekil 8 - Rezervuarda Dalga Oluşumu (Plan ve Kesit) (Dam Hydraulics, 1998)
Huber ve Hager (1997), direkt dalgalar için aşağıdaki formülü öngörmüştür. (=0)
Sonuçlar %15 hata payı içerebilir.
(aM / h0 ) = 0.88*sin* (s / w )1/4 * ((Vs / (b* h02 ))1/2 * (h0 / x) 1/4
(3)
Vs : kayan kütle hacmi
 : şevin yatayla yaptığı açı
s: kayan kütle yoğunluğu
w: su yoğunluğu
x : dalga başlangıç noktasından gövdeye kadar olan mesafe
r: açısal uzunluk (etki noktasından)
 Bölgesel Etki Dalgaları
Bölgesel etki dalgaları, kayma yönündedir ve yayılması yarı dairesel biçimdedir.
Huber and Hager’göre (1997) sonuçlar %20 hata payı içerebilir.
(aM/h0) = 2* 0.88*sin*cos2 * (2*/ 3)*(s/w)1/4 * ((Vs/(b* h02))1/2 *(r/h0)–2/3........(4)
r: açısal uzunluk (etki noktasından)
11
Şekil 9 - Maksimum dalga boyu ve buna ilişkin dalga uzunluğu (Dam Hydraulics, 1998)
2.3.2
Etki Dalgalarının Tesiri
Şekil 10 - DalgaYayılması ve Tırmanması (Dam Hydraulics, 1998)
Etki dalgaları genellikle geçiş rejimlerinde gözlemlenen dalgalar olarak düşünülür.
Sığlık oranı (h0 / Lw ) 0.2 ile 2 arasındadır.Ayrıca dalga parametreleri zamana ve
yere göre değişmektedir.
Tırmanma Yüksekliği(R) = 1.25* ( / 2) 0.2 (hM / h0 ) 1.25 (hM / Lw ) –0.15
2.3.3
(5)
Etki Dalgalarının Kret Üzerinden Aşması
Düşen kütlelerden oluşan etki dalgalarının yüksekliği birkaç metreyi, uzunlukları
birkaç yüz metreyi ve hızları da 30 m/s’yi bulabilir.
12
Şekil 11 - Tepeden Aşma (Dam Hydraulics, 1998)
Yayılan dalganın özellikleri, baraj geometrisi ve rezervuar topografyası bilinerek;
tepeden aşma durumunun ana özellikleri hesaplanabilir.
Muller (1995), aşağıdaki formülleri öngörmüştür.
Vd / V0 = (1-f/r)2
(6)
Vd = tepeden aşma hacmi
V0 = referans hacmi (hava payı sıfırken)
%10 hata payı ile
V0 = 20.5 c0 (g*hM6 *h02 *tw2 ) 2/9
(7)
t0 (g / h0 ) 0.5 = 4* (tw(g / h0 ) 0.5)4/9
(8)
t0 = tepeden aşma süresi
tw = dalga periyodu
c0 = c * c
(9)
c = c90 + 0.05sin(2/3 (90o-  ))
(10)
c = 0.60 + 0.19
c = 1
0.2 <  <2.1
 > 2.1
 = hd / Ld
(11)
(12)
(13)
c0 : kret şekil faktörü
 : kret genişlik oranı ( = 90o için)
13
2.4
Rüzgar Hesabı
Hava payı ve kret kotu hesaplarında, dalga hesabı için tekerrür aralığı 1000 yıl olan
proje rüzgar hızı, taşkın öteleme için ise tekerrür aralığı 10 yıl olan proje rüzgar hızı
değerleri kullanılmaktadır.
Bu proje rüzgar hızlarının tespiti için rezervuara en uygun meteoroloji istasyonundan
alınan rüzgar kayıtları üzerinde uygun birkaç dağılım fonksiyonu kullanılarak olasılık
hesabı yapılır. Standart sapması en küçük dağılım fonksiyonuna uygun tekerrür
doğrusu (lineer) çizilerek, istenen tekerrür aralığında esen proje rüzgar hızları tespit
edilir.
2.4.1
Rasat Kayıtlarında Gruplandırma
Çalışmada kullanılacak meteoroloji istasyonunun rasat kayıtları bütün ana ve ara
yönlerde değerlendirilerek her bir yöne ait veri sayısı, ortalama ve maksimum ölçüm
değerleri tabloda sunulur.
Baraj gövdesine doğru esen en elverişsiz rüzgar yönüne ait rüzgar hızı değerleri ve
eklenik frekansları bir tabloda sunulur. Diğer rüzgar yönleri baraj gövdesine ters
yönde ve/veya elverişsiz açıda estiğinden dikkate alınmayabilir.
2.4.2
Eklenik Frekans Analizi
Burada tasarım rüzgar yönü dikkate alınarak gruplandırılmış kayıtlar, rüzgar hızı
ölçümlerine göre küçükten büyüğe sıralanır ve kayıt aralığı boyunca her bir rüzgar
hızının esme sayıları eklenik olarak toplanır.
Sıralanan rüzgar hızlarına ait eklenik esme sayısı değerleri, toplam veri sayısına
bölünerek ilgili rüzgar hızına ait eklenik frekans değerleri (fa) elde edilir.
14
Şekil 12 - Eklenik Frekans Dağılımı (Örnek)
15
2.4.3
Olasılık Dağılımları
2.4.3.1 Gumbel Olasılık Dağılımı
Olasılık dağılımı
Frekans
(14)
:
:
(15)
Regresyon doğrusu
:
(16)
T=1000 yıl ve T=10 yıl için ayrı ayrı rüzgar hızı (v) değerleri yukarıdaki Gumbel
olasılık dağılımı ile bulunan tekerrür doğrusundan hesaplanır.
Şekil 13 - Gumbel dağılımına bir örnek
16
2.4.3.2 Weibull Olasılık Dağılımı
Olasılık dağılımı
:
(17)
Regresyon doğrusu
:
(18)
T=1000 yıl ve T=10 yıl için ayrı ayrı rüzgar hızı (v) değerleri yukarıdaki weibull
olasılık dağılımına göre bulunan tekerrür doğrusundan hesaplanır.
Şekil 14 - Weibull dağılımına bir örnek
2.4.4
Proje Rüzgar Hızları
Gruplandırılmış bu veriler üzerinde eklenik frekans analizi yapılır ve Gumbel ile
Weibull olasılık dağılımlarının uygunluğu grafik üzerinde gösterilir. Bu olasılık
dağılım fonksiyonları yardımıyla 10 ve 1000 yıl tekerrürlü rüzgar hızı değerleri
okunur.
Proje rüzgar hızı değerleri için standart sapması daha düşük olan Gumbel veya
Weibull dağılımının kullanılması uygun görülür. Buna göre çeşitli tekerrür aralıklarına
göre proje rüzgar hızı değerleri hesaplanır.
17
2.4.5
Tasarım Rüzgar Hızları
Meteroloji istasyonlarında ölçülen değerler karada ölçülen rüzgar hızı olup, göl
yüzeyi üzerinde herhangi bir engel bulunmaması nedeniyle, rüzgar katsayısı ile
çarpılarak artırılır. Bu artırım ön tasarımlarda %20 olarak alınabileceği gibi bu
hesapda, bazı yapılan çalışmalarda çeşitli feç boylarına göre önerilen değerler
kullanılabilir.
USBR tarafından 1981 yılında yayınlanan “Freeboard Criteria and Guidelines for
Computing Freeboard Allowances for Storage Dams”(Barajlarda Hava Payının
Hesaplanabilmesi için Hava Payı Kriterleri ve Yönergeleri) kitapçığında da
bulunabilir.
Tablo 1 - Feç Uzunluklarına Göre Önerilen Rüzgar Hızı Artırım Katsayıları
Feç
boyu
0.80
1.60
3.20
4.80
6.40
8≤
1.08
1.13
1.21
1.26
1.28
1.31
(km)
Rüzgar
hızı
artırım
katsayısı
18
Şekil 15 – 1000 Yıl Tekerrürlü Rüzgar Hızları Kullanılarak Oluşturulan Rüzgar Gülü
2.5
Rüzgar Kaynaklı Dalga Hesabı
Barajların kret kotlarının tayin edilmesinde çok önemli bir paya sahip olan dalga
yüksekliğinin hesabı, kıyı mühendisliğinin bir konusudur. Ülkemizde bir dönem pek
çok barajın kret kotunun tayininde hava payı genellikle ampirik bazı formüllerle
hesaplanmış veya kabaca örneği dolgu barajlar için üç metre olarak kabul edilmiştir.
Ancak rıhtım, dalga kıran, iskele gibi kıyı yapılarından hatırlanacağı üzere dalga
yüksekliği hesaplarının rüzgar hızı verilerine göre yürütülmesi daha ekonomik
çözümler ve gövde hacimleri vermektedir.
Bu noktada, rezervuara en yakın meteoroloji istasyonu rasat kayıtlarını kullanılması
çok önemlidir. Temin edilen kayıtlar esme yönlerine göre tasniflenerek gövde aksına
doğru esen rüzgar yönleri değerlendirilir.
Rezervuar yüzeyindeki su hareketini doğuran en önemli unsurun rüzgar hızı ve
esme yönü olduğu aşikardır. Ancak bununla birlikte heyelan sebebiyle oluşan
19
hareketler de özellikle dolgu barajlarda büyük sıkıntılar doğurabilmektedir. Bu
bakımdan rezervuar alanı içerisinde kalan sahadaki şev kaymalarının ayrıca
irdelenmesi gerekir. Bu konuda önerilen hesap yöntemi, Bölüm 1.3’te anlatılmıştır.
2.5.1
Dalga Mekaniği
Barajlar gibi büyük su yapıları, sürekli olarak su hareketine maruz kalan yapı olma
özellikleri ile ön plana çıkar. Bu hareketin salınım yapan bir karaktere sahip olması
sebebiyle yapılan hesapların teorilere uygun biçimde yürütülmesi gerekir.
Hareketin periyodik olması sebebiyle dalgaların matematiksel olarak ifadesi oldukça
zordur. Ancak deniz ve okyanuslara göre baraj rezervuar alanları daha sınırlı yüzey
alanına sahiptirler. Bu sebeple rezervuar yüzeyinde oluşan dalga yükseklikleri; dalga
boyu ve rezervuar derinliği yanında oldukça küçük kalmaktadır. Bu da mühendise
lineer formda matematiksel kabul yapmasına olanak tanır.
Lineer dalga teorisi çözümleri kolaylaştırmakla birlikte yalnızca küçük genlikli
dalgalar (small amplitude waves) için geçerli olduğu unutulmamalıdır. Burada dalga,
2 boyutlu olarak sinüzoidal fonksiyon ile tariflenir.
Hesaplar, lineer dalga teorisine göre yürütülecektir. Diğer dalga teorileri için kıyı
mühendisliği kaynaklarından yararlanılabilir.
Yayılma Yönü
Şekil 16 - Sinüsoidal Lineer Dalga Teorisinde Dalga Parametreleri,
(USACE Coastal Engineering Manual, Part II)
20
Büyük genlikli dalgalarda (stokes, cnoidal, solitary waves) ise dalga tepesi ile çukuru
arasındaki antisimetrik hareket, lineer olmayan dalga teorileri ile açıklanabilmektedir.
Airy
Stokes
Cnoidal
Solitary
Şekil 17 - Çeşitli Dalga Profilleri, (USACE Coastal Engineering Manual, Part II)
Baraj su derinliği, dalga yüksekliği ve genliği dikkate alındığında pek çok rezervuar
alanında lineer dalga teorisi (linear/airy wave teory) kullanılmaktadır. Bu sebeple
burada rüzgar kaynaklı dalga hareketi (wind-generated waves), küçük genlikli
dalgalar (small amplitude wave) için kullanılan lineer dalga teorisine göre
incelenmiştir.
2.5.1.1 Derin/Sığ Su Sınıflandırması
Uygun dalga teorisi seçmeden önce rezervuarın hangi su sınıflandırmasına girdiği
tespit edilmelidir. Rüzgar kaynaklı dalga hesapları belli bir feç uzunluğu boyunca
rezervuarda yapıldığından derin su koşulları hakimdir. Sığ su koşulları daha çok
küçük göletlerde oluşmakla birlikte, dolgu tipi barajlarda şev yüzeyinde belli bir
derinlik içine girildikten sonra gerçekleşmektedir.
21
Şekil 18 - Dalga Dikliğine Göre Lineer Dalga Için Sığlaşma
Yukarıdaki abakta düşey skala, c/co, L/Lo, cG/co oranlarını göstermektedir. Mühendis,
kret bölgesindeki sığlaşma sebebiyle hesaplarında belirgin dalga yüksekliğini (Hs)
belli bir katsayı ile çarparak tasarım dalga yüksekliğine (Hd) çevirir. Bu konu, Bölüm
Error! Reference source not found.’te anlatılmıştır.
2.5.1.2 Dalga Teorilerinin Geçerlilik Sınırları
Benzer biçimde Kumar (1976) tarafından H/d ve d/L oranlarına gore yapılan bir
grafik çalışmasında da, rezervuar alanındaki dalga hareketinin hangi dalga teorisi
bölgesi içerisinde kaldığı tespit edilebilir. Bu çalışmada dalga dikliğine göre
aşağıdaki dalga sınıflandırması yapılmıştır.
Derin suda (deep water);
0<
H/L
≤ 1/16
Küçük genlikli
tanh(kd)
dalga (lineer/airy
22
waves)
1/16
H/L
tanh(kd)
≤ 0.142
Stokes dalga (stokes
tanh(kd)
waves)
<
Sığ suda (shallow water) ;
322/3
HL2/d3
Küçük genlikli dalga
(lineer )
<
HL2/d3
≤ Büyük genlikli dalga
322/3
(solitary waves)
Yine 1976 yılında H/gT2 ve d/gT2 oranlarına bağlı aşağıdaki çalışma ise Le Mehaute
tarafından hazırlanmıştır. Burada H, dalga yüksekliği; d ise su derinliğidir. Mühendis,
kullandığı lineer dalga teorisinin uygunluğunu aşağıdaki abaktan sınayabilir.
23
Şekil 19 - Dalga Teorilerindeki Uygulanabilir Aralık Bantları
24
Şekil 20 - Derin Ve Derin Olmayan Suda Dalga Hareketi
Şekil 21 - Dalga Hareketi Ve Taban Etkileşimi
25
2.5.1.3 Lineer Dalga Teorisi
Küçük genlikli dalgalar için kullanılan lineer dalga teorisinde dalga karakteristikleri
aşağıdaki gibi özetlenebilir.
Tablo 2 - Lineer dalga teorisinde karakteristik dalga parametreleri
26
2.5.2
Etkin Dalga Yüksekliği
Kıyı hidroliğinde su yüzeyindeki dalga boyu, (L) küçük genlikli dalga teorisine göre
aşağıdaki gibi dalga periyodu ve su derinliğinin bir fonksiyonu olarak ifade edilir.
(19)
Yukarıdaki eşitlik, rölatif derinlik ile ifade edilen d/L oranına göre aşağıdaki şekilde
basitleştirilebilir. Bu eşitlik, d/L oranına bağlı olarak 3 bölümde değerlendirilmektedir.
a) Derin sularda ;
d/L ≥ 0.5 ......................................................................................................... için,
.................................................................................kabul edilirse;
olur
b)
(20)
Geçiş aralığındaki sularda ;
0.0157 < d/L < 0.5 ........................................................................................ için,
(21)
b) Sığ sularda ;
d/L ≤ 0.0157 .................................................................................................... için,
..............................................................................kabul edilirse ;
olur
(22)
27
Rüzgar hızı ve etkin feç boyu için dalga periyodu (T), derin su şartları için
hazırlanmış abaktan okunur. Baraj gölündeki sular genellikle derin su tanımına
uygun olduğundan bu kabul ile dalga boyu aşağıdaki eşitlik ile hesaplanabilir.
L = 1.56 T2 Bu dalga boyuna göre derin su kontrölü yapılabilir.
d / L > 0.5
ise derin su kabulü uygundur. Değilse sığ su şartları söz konusudur ve
hesaplar sığ su dalga teorisine göre yürütülür.
Etkin dalga yüksekliği aşağıdaki Osean formülü hesaplanabilir.
(23)
Yukarıdaki işlemler hem T=1000 hem de T=10 yıl için ayrı ayrı hesaplanır.
2.5.3
Tasarım Dalga Yüksekliği
belli bir katsayı ile çarparak tasarım dalga yüksekliğine (Hd) çevirir. Bu faktör, ön
yüzü beton kaplı barajlarda 1.10, pürüzlü şev kaplaması olan dolgu barajlarda 1.25
alınabilir.
Tasarım dalga yüksekliği hesabı için Christian Kutzner’in yazdığı “Earth and Rockfill
Dams (Toprak ve Kaya Dolgu Barajlar)” adlı kaynağı (Chapter 7, pg 108, 1997)
kullanılabilir.
Memba yüzeyi toprak dolgu barajlar için aşağıdaki bağıntı önerilmektedir. (Poweleit,
1985)
Hd = 1.25 Hs
(24)
Memba yüzeyi beton kaplı barajlarda ise ;
Hd = 1.10 Hs
(25)
2.5.4
Dalga Tırmanması (Ru)
Memba yüzeyi ve eğimine göre D/Y oranı belirlenerek tırmanma katsayısı, dalga
periyodu, dalga yüksekliği ve kabarma mesafesi yardımıyla abakdan okunur. iv
tan = m = D/Y
28
cot = Y/D
Girdiler : Hd / L veya Hd / T2
Abaklardan tespit edilen Cu = Ru / Hd oranından Ru tırmanma yüksekliği hesaplanır.
Ru = Cu × Hd
(26)
Bu tırmanma yüksekliği, referans iv’deki laboratuvar sonuçlarından hazırlanan
abaktan hesaplandı ise, ölçek düzeltme katsayısı ile artırılır. v
Tırmanma yüksekliği, dalganın geliş yönü ile baraj aksı normali arasındaki açı kadar
(cos) azaltılarak batımetri düzeltmesi yapılır.
Memba yüzeyi riprap ile kaplanmış toprak dolgu barajlarda dalga tırmanması
aşağıdaki formülle hesaplanabilir. vi
Ru = Hs / [ 0.4 + cot (Hs / L)1/2 ]
(27)
Burada , memba şevinin yatay ile yaptığı açıdır. Riprap yerine daha pürüzsüz bir
yüzey ile kaplı ise memba yüzeyi, bu durumda üstteki formülden hesaplanan
tırmanma yüksekliği 1.5 ile çarpılır.
Memba yüzeyi kayadolgu ise üstteki formül yerine referans
vii
‘deki abak
kullanılabilir.
2.5.4.1 Su Kabarması (HW)
Rüzgardan su kabarması hesaplanırken maksimum kabarma mesafesi kullanılır.
Burada , dalga geliş yönü ile rüzgar esme yönü arasındaki açıdır. Rüzgar hızı (v),
feç boyu (Fd), ortalama derinlik (Dd) olmak üzere su kabarması değeri Zuider Zee
formülü kullanılarak hesaplanabilir. viii
(28)
Burada;
biriminde alınırsa; k = 62000 
v : km/h
Fd : km
Dd : m
Fd : m
Dd : m
biriminde alınırsa; k = 4.83×106  4.9×106
63000
v : m/s
Hesaplarda dalga geliş yönü ile rüzgar esme yönü arasındaki açı =0 kabul
edilmiştir.
29
(
)
2.6
Hava Payinin Belirlenmesi
Bölüm-1’de açıklandığı gibi hava payı değeri iki ayrı koşul için hesaplanarak her iki
koşulda en olumsuz değer, hava payı değeri olarak belirlenir.
2.7
Normal Hava Payı
Normal hava payı için, T=1000 yıl tekrerrürlü rüzgar hızı değerleri kullanılır. Buna
göre bulunan dalga yüksekliği değerine göre aşağıdaki iki parametre toplanarak
normal hava payı değeri elde edilir.
Dalga tırmanma yüksekliği : Ru
Su kabarma yüksekliği
Hnormal hava payı = Ru + Hw
: Hw
ile normal hava payı değeri hesaplanır.
Yukarıda hesaplanan değer aşağıdaki ampirik metodlara göre hesaplanan hava
payları ile de değerlendirilerek projenin özelliklerine göre mühendis tarafından
normal hava payı olarak kabul edilir.
Ampirik hesaba göre ;
Bu konuda değişik araştırmaların çalışmaları olup bunlardan en yaygın olarak
kullanılanlar aşağıda verilmiştir. Falvey, Molitor ve Stefenson’a göre aşağıdaki
ampirik formül sonucu hava payı değerlerinden büyük olanı normal hava payı olarak
seçilebilir.
Falvey’ e göre dalga yüksekliği
H = (3.1x10-4xU2+1.6x10-2xU)F1/2 (6.1)
Stefenson’a göre dalga yüksekliği;
H = 0.75 + 0.34×L1/2 - 0.26×L1/4
(29)
Molitor’a göre dalga yüksekliği;
H = 0.75 + 0.032×(U×L)1/2 - 0.24×L1/4
(30)
30
c = 1.5 + 2H
(Dalga yayılım hızı )
hhp,min = 0.75 H + c2/2g
(minimum hava payı)
(31)
(32)
Normal hava payı için minimum değer, minimum hava payının belli bir emniyet
katsayısı ile çarpılması suretiyle bulunabilir. Bu hesapta bu değer 1.50 olarak alınır.
Normal Hava payı = k × hhp,min
2.7.1
Minimum Hava Payı
Minimum hava payı için, T=10 yıl tekrerrürlü rüzgar hızı değerleri kullanılır. Buna
göre bulunan dalga yüksekliği değerine göre aşağıdaki iki parametre toplanarak
minimum hava payı değeri elde edilir.
Dalga tırmanma yüksekliği : Ru
Su kabarma yüksekliği
: Hw
Hmin hava payı = Ru + Hw
Ampirik hesaba göre;
Moliter ve Stevenson’a göre aşağıdaki ampirik formül sonucu hava payı
değerlerinden büyük olanı, minimum normal hava payı olarak seçilebilir.
2.8
Kret Kotunun Belirlenmesi
Normal su seviyesi ve taşkın ötelemesi sonucu bulunan taşkın su seviyesi dikkate
alınarak hesabı yapılan normal ve minimum hava paylarına göre kret veya parapet
üst kotu aşağıdaki işletme koşulları esas alınarak tespit edilir. Bu kot, 0.50 m’nin
katları olacak şekilde yuvarlatılır.
31
Tablo 3 - Kret Kotu Tablosu
Hava Payı (m)
Su
Seviyesi
+
Su Seviyesi (m)
Ampirik
Dalga *
Hesaba
Hesabına
Göre
Göre
Hava
Payı
+
0 ~ 0,50
m
NSS
+
Normal
Su
Seviyesi
NSS
A
B
Normal
Hava
Payı (
max
[A,B] )
+
0 ~ 0,50
m
MSS
+
Taşkın
Su
Seviyesi
MSS
C
(Qtasarım)
D
Minimum
Hava
Payı (
max
[C,D] )**
+
0 ~ 0,50
m
* Dalga yüksekliği, etki dalgası riski olan rezervuarlarda, etki dalgaları ve rüzgara
göre hesaplanarak, büyük değer seçilir.
** Beton barajlarda, 10 000 Yıllık feyezan, MMF veya etki dalgalarının vukuunda,
mansap şartlarının uygun olduğu ve baraj kreti üzerinden suyun aşmasının beton
barajın emniyetini tehdit etmediği durumlarda (temel zemin şartlarının, feyezan
süresinin, kret üzerinden aşan su yüksekliğinin (H0), baraj ve yamaç stabilitesinin
32
risk oluşturmaması halinde) baraj kreti üzerinden suyun aşmasına müsaade
edilebilir.
33
3
NEHİR YATAĞI SU YÜZÜ
3.1
Genel Bilgi, Tanımlar Ve Hidrolik Teori
3.1.1
Tanımlamalar
Akarsu; yeryüzünde, yer altında belirli bir yatak içinde, eğim boyunca sürekli veya
zaman zaman akan su olarak tanımlanmaktadır. Akarsular, aşındırma, taşıma ve
yığılma ile yeryüzünün şekillenmesini etkileyen dış etkenlerden biridir. Bir akarsuyun
sularını toplayan alan akarsu havzası, drenaj havzası, su toplama havzasını
oluşturur ve iki komşu akarsu havzasını ayıran hatta ise su ayırım çizgisi
denilmektedir.
Bir akarsuyun başlangıç noktası genel olarak bir veya birden fazla kaynaktır.
Akarsuyun çıktığı yere “kaynak” , çıktığı yerden ilk dereye kadar olan kesimi “kaynak
deresi” dir. Daha geniş bir akarsudan veya gölgen ayrılan akarsu kesimi ise “akarsu
ayağı” olarak tanımlanır. Akarsuyun deniz veya göl ile birleştiği yer ise “akarsu ağızı”
olarak tanımlanır.
Bir akarsu ana akarsu kolu ve ana kola bağlanan yan derelerden oluşur. Akarsu
kollarından debisi daha büyük olan veya boyu daha uzun veya kaynağı daha
yüksekte olanı genellikle “ana akarsu kolu” olarak isimlendirilir. Akarsuya ait ana
akarsu kolu ve yan derenin birleşim yeri olan “akarsu kavşutu” olarak tanımlanır.
Akarsuya ait ana kol ve yan kolların tamamının meydana getirdiği şebekeye “akarsu
ağı” , “ drenaj ağı” denir.
Akarsuyun taşıdığı ortalama su seviyesindeki kısmına “ akarsu yatağı” ve akarsu
yatağının her iki taraftan araziye bağlayan şevli kenar şeridine “kıyı” olarak
tanımlanır. Akarsuda yön kavramı suyun akış yönüne göre belirlenir, akışa göre sağ
taraf “sağ kıyı” veya sağ sahil, sol taraf “sol kıyı” veya sol sahil”dir.
Akarsularda ortalama su seviyesi üzerindeki debilerde su altında kalan, kıyı şeridine
“taşkın (sel) yatağı denir. Tekerrür aralığı aynı olan taşkınlarda su altında kalan arazi
bölümü ise “taşkın bölgesi” denir.
Akarsu kesitinin incelenen en kesitinden kaynak tarafında kalan bölümüne “memba
bölgesi” , ağız tarafında kalan bölümüne ise “mansap bölgesi” denir.
34
Akarsu akımları bir tür açık kanal akımlarıdır ve açık kanal akımları su yüzeyi
atmosfer ile temasta olduğu akımlardır. Bir akımda herhangi bir noktadaki hızın yönü
ve değeri değişmezse, bu tip hareketlere ve rejimlere kararlı hareket veya kararlı
rejim denir ve En kesite ait hidrolik parametreler; derinlik, ıslak kesit, debi gibi; sabit
bir değerde olur. Eğer derinlik zamanla değişiyorsa bu kararlı olmayan akımdır.
Örneğin taşkınlar kararlı olmayan akımlara örnektir. Taşkın sırasında akım derinliği
taşkın dalgasının geçmesi nedeniyle ani olarak değişmektedir.
3.1.2
Hidrolik Teori
3.1.2.1 Akarsuyun Rejiminin Belirlenmesi
Nehir rejimi akarsularda karşılaşılan akım durumlarından biridir. Büyük akım
derinliği, küçük hız ve küçük eğim bu rejimin karakteristik özellikleridir. Nehir
rejiminde akışa sahip bir akarsu üzerindeki kesit değişikliği, akımda bir düzensizlik
kendini membada hissettirir. Nehir rejimi akımlar mansap kontrollü olup, yavaş
değişen akılmadaki (YDA) bilinmeyen derinliği bulunmasında hesap yönü akım
yönünün tersi olacak şekilde mansaptan membaya doğrudur.
Vahşi dereler, dolu savakların boşaltım kanallarında sel rejimi oluşmaktadır. Küçük
akım derinliği, büyük hız, büyük eğim sel rejiminin karakteristik özellikleridir.
Akımdaki herhangi bir düzensizlik kendini sadece mansapta hissettirdiği için, hesap
yönü mansaba doğrudur. Bu nedenle sel rejimi akımlar memba kontrollüdür.
Nehir rejimi ile sel rejimini birbirinden ayıran sınıf durum kritik rejim olarak
adlandırılır (33). Akarsu kesitinde su yüzeyi genişliği T ise, akımın minimum enerjise
sahip olduğu durumundaki su yüzü üst genişliği de Tkr olur. Kritik akım derinliği, dkr
(34) den elde edilebilir.
(33)
,
Akımın
rejim
,
veya
davranışlarının
(34)
sınıflandırılmasında
kullanılan
boyutsuz
parametreler ise “Froude (Fr)” sayısıdır. Fr atalet kuvvetinin yerçekimi kuvvetine
oranıdır (35).
(35)
35
Burada “ ” ortalama akım hızı, “D” hidrolik derinlik (36) ve “g” yerçekimi ivmesidir.
(36)
Nehir rejiminde;
d > dkr ; su derinliği kritik derinlikten büyüktür,
V < Vkr ; akım hızı kritik hızdan küçüktür,
Fr < 1 ; froude sayısı birden küçüktür.
Sel rejiminde;
d < dkr ; su derinliği kritik derinlikten küçüktür,
V > Vkr ; akım hızı kritik hızdan büyüktür,
Fr > 1 ; froude sayısı birden büyüktür.
3.1.2.2 Enerji Denklemi
Newton’un ikinci hareket kanununa göre kütlesi belli bir cisme veya sisteme etkiyen
kuvvet, söz konusu cismin veya sistemin kuvvet doğrultusundaki momentum
değişimine eşittir.
, bu denklemden yola çıkılarak Bernoulli eşitliği bulunur.
Bernoulli eşitliği kararlı, sürtünmesiz ortamda sıkışmaz sıvılar; ideal akışkan; için
geçerlidir. Gerçekte incelenen iki kesit arasında hidrolik kayıplar oluşmaktadır. (37)
; Bernoulli eşitliği
(37)
36
Şekil 22 – Parametrelerin Şematik Görünüşü
; hidrolik kesite ait akım hızı
(38)
Bernoulli eşitliği (37) düzenlenirse;
; Hidrolik kesite ait enerji denklemi
3.2
(39)
Nehir Yatağı Kapasitesinin Belirlenmesi
Akarsuya ait doğal dere yatağı kesitine veya düzenlenmiş dere yatağı kesitine bağlı
olarak, ıslak çevrede aynı veya farklı pürüzlülükteki akımlara ait kapasitenin
belirlenmesini kapsamaktadır.
Akarsu kapasitesinin belirlenmesinde Manning formülü kullanılabilir.
(40)
,
(41)
(42)
R : Hidrolik yarıçap
I : taban eğimi
n : manning pürüzlülük katsayısı
37
Akarsu yatağına ait bir en kesitte manning formülü kullanılarak farklı su
yüksekliklerinde kesitten geçecek olan debi değerleri hesaplanabilir. Sonuçta akarsu
kesitine ait anahtar eğrisi elde edilmiş olmaktadır.
Şekil 23 – Örnek Anahtar Eğrisi
3.3
Nehir Yatağı Pürüzlülüğünün Belirlenmesi
3.3.1
Manning Pürüzlülük Katsayısına Etki Eden Faktörler
Akarsuyun hızını (40) ve debisini bulurken kanal en kesitinin R (41) hidrolik yarıçapı
ve kanal eğimi bulunduktan sonra n Manning katsayısı seçilerek hesaplar yapılır. n
katsayısının seçiminde aşağıdaki etkenlerin etkisini de göz önünde tutmak gerekir.
3.3.1.1 Yüzeyin Pürüzlülüğü
Yüzey pürüzlülüğü ıslak çevreyi oluşturan malzeme danelerinin boyut ve şeklini
ifade eder ve akımı yavaşlatıcı etki oluşturur. Genellikle pürüzlülük katsayısının
seçiminde tek etken olarak düşünülse de belli başlı etkenlerden sadece birisidir.
Genellikle ince daneli malzemelerde n katsayısı düşük, iri daneli çeper
malzemesinde n katsayısı yüksek bir değerdedir. Eğer çeper malzemesi ince daneli
38
ise, su seviyesindeki değişimlerde n katsayısı değişmez. Çeper malzemesi çakıl ve
kayalardan oluşuyorsa, düşük su seviyelerinde n pürüzlülük katsayısı aynı kesit için
daha büyük, yüksek su seviyelerinde bu kesit için daha ufak bir değerdedir. Genel
olarak doğal kanallarda n seçiminde bu durum göz önünde tutulmaz.
3.3.1.2 Bitki Örtüsü
Akarsu yatağı içindeki bitki örtüsü de pürüzlülük katsayısı seçiminde önemli bir
etkendir. Zamanla çeperde oluşan çeşitli bitki gelişimi akımın hareketine engel
oluşturur, yani n pürüzlülük katsayısını arttırır. Doğal akım yataklarında bu durum
çok daha belirgindir. Bir kesitten akan bir debi yaz ve kış aylarında farklı oluşan bitki
örtüsünden dolayı farklı derinlik ve hızlarda geçer. Yani n pürüzlülük katsayısı aynı
kesit için yaz ve kış aylarında çok farklı değerler almaktadır.
3.3.1.3 Yatak Düzensizliği
Akarsularda bu tip düzensizlikler kanal yatağında oluşmuş kum yığınları, tümsekler,
çukurlar ve boşluklardır. Bu düzensizlikler yüzey pürüzlülüğünü arttırır.
3.3.1.4 Yatak Eğriliği
Yatak ekseninin akım boyunca eğriliği n pürüzlülük katsayısına etki eder. Eksendeki
bu kıvrımlar sürüntü malzemesi birikimine neden olarak n pürüzlülük katsayısını da
arttırır. Eğer akım hızı az ise, n katsayısının kıvrımlı kanallarda çok değişmediği
kabul edilebilir.
3.3.1.5 Birikim ve Aşınma
Akarsu yatağında biriken alüvyonlar düzensiz bir kanalı pürüzlülüğü azaltarak, n
katsayısını düşürerek,
düzenli bir duruma getirebilir. Aşınma durumunda ise n
katsayısı artar. Yatakta oluşan birikimin nasıl oluştuğu da önemlidir. Eğer birikimler
kum tepecikleri şeklindeyse bu durumda pürüzlülük artar. Kanal yatak malzemesi
birikim ve aşınmada önemli bir etkendir.
3.3.1.6 Engeller
Yatakta biriken kütükler, köprü ayakları ve benzeri engeller n pürüzlülük katsayısını
arttırır. Artışın miktarı engelin cinsine, şekline, sayısına ve dağılımına bağlıdır.
39
3.3.1.7 Enkesitin Boyut ve Şekli
Yatağın boyut ve şeklinin n katsayısına etkisinin olmadığı kabul edilebilir. Yalnız,
hidrolik yarıçaptaki değişim kanalın şekline bağlı olarak n katsayısını arttırabilir veya
azaltabilir.
3.3.1.8 Seviye ve Debi
Genel olarak n katsayısının değeri seviye ve debi arttıkça düşer. Yatakta ki su sığ
ise, kanal tabanındaki düzensizlikler açığa çıkar ve pürüzlülük etkisi artar. Fakat
yüksek su seviyelerinde kanal şevlerindeki düzensizlikler ve bitki örtüsü pürüzlülüğü
arttırır. Bu durum doğal kanallarda ortaya çıkar. Yapay sel yataklı kanallarda ise ana
yatak ve sel yatağı aynı kaplama malzemesiyle kaplı ise n katsayısını sabit kabul
edebiliriz.
3.3.1.9 Mevsimsel Değişimler
Akarsu yatağında oluşan ağaç, ot ve bitki örtüsünün mevsimsel değişimlerine göre
n katsayısının değeri de önemli değişiklik gösterir. Bütün bu etkenler göz önünde
tutularak n pürüzlülük katsayısı tahmin edilir. Aynı zamanda kanal tipi, akım durumu
ve özellikle yapay kanalların bakım sıklığı n pürüzlülük katsayısının tespitinde
dikkate alınmalıdır.
3.3.2
Pürüzlülük Katsayısının Belirlenmesi
Düzenlenmiş kesitlerde ve açık kanallarda manning pürüzlülük katsayısının tahmini
için geliştirilen Cowan Formülü (43) kullanılır.
(43)
n: manning pürüzlülük katsayısı
n0: kanalın içerdiği malzeme, seçiminde toprak kanallarda n0 = 0.020, kaya
zeminde açılan kanallarda n0 = 0.025, çakıl zeminler için n0 = 0.024 ve kumda
açılan kanallar için n0 = 0.028 değerleri alınabilir.
n1: düzensizlik derecesi, bu katsayı kanal düzensizliğini içeren düzeltme
katsayısıdır. Kanalı kaplayan malzeme için elde edebilecek en iyi yüzey pürüzsüz;
iyi düzlenmiş kanallar, kenar şevleri biraz aşınmış ise önemsiz; kenar şevleri orta
derecede düzeltilmiş kanallar için orta; şev göçmeleri oluşmuş, aşınmış, şekli
40
bozulmuş ve düzensiz kazılmış kaya kanallar için şiddetli sütunundaki değerler
kullanılabilir.
n2: kanal yarıçapındaki değişimler, kanal kesitinin şekil ve boyutundaki değişmeyi
içeren düzeltme faktörüdür. Kanal boyutu ve şeklindeki değişim aşamalı olarak
oluşmuş ise aşamalı; geniş ve dar kesitler birbirini takip ediyorsa veya şekil değişimi
akımın yönünü değiştiriyorsa ara sıra değişen; geniş ve dar kesitler çok sık
oluşuyorsa veya şekil değişimi akımın yönünü ani değiştiriyorsa sık değişen
terimlerindeki değerler kullanılır.
n3: engellerin benzer etkileri, kanalda mevcut engelleri içeren düzeltme faktörüdür.
Bu katsayının seçiminde kanalda var olan birikintiler, tümsekler, kütükler, kayalar ve
köprü ayakları gibi engeller göz önünde tutulur. Engellerin kapladığı alan, engellerin
özellikleri ve engellerin enine ve boyuna kapladıkları alan göz önünde tutularak bu
katsayısı seçilir.
n4: bitki örtüsü, Bu katsayının seçiminde kanal içindeki bitki örtüsünün etkisi dikkate
alınır. a) Düşük şu durumlarda geçerlidir. Ortalama akım derinliği yosun ve yabani
otların derinliğinin 2-3 katı iken veya ortalama akım derinliği esnek fide ve söğüt
fidelerinin 3-4 katı olduğu durumlarda, b) Orta şu durumlarda geçerlidir. Ortalama su
derinliği mevcut yosun ve yabani ot tabakasının 1-2 katı olduğu, ortalama su
derinliğinin köklü otlar ve ağaç fidelerinin 2-3 katı olduğu ve hidrolik yarıçapın 0.60
m’ yi geçmediği hafif çalı toplulukları ve 1-2 yaşındaki söğütlerin bulunduğu
durumlarda, c) Yüksek şu durumlarda geçerlidir. Bitki örtüsü yüksekliğinin ortalama
su derinliğine eşit olduğu, hidrolik yarıçapın 0.60 m’ yi aştığı söğüt ve yapraksız
fidanlar varken ve hidrolik yarıçapın 0.60 m’ yi aştığı bol 1 yaşına kadarki bol
yapraklı söğütlerin bulunduğu durumlarda, d) Çok yüksek şu durumlarda geçerlidir.
Ortalama su derinliğinin bitki örtüsünden az olduğu, hidrolik yarıçapın 3-4 m olduğu
gür söğütler ve bol yapraklı çalı örtüsü ve hidrolik yarıçapın 2-4 m olduğu büyüme
sezonundaki bol yapraklı ağaçlar.
m: kıvrım derecesi, bu katsayı kanaldaki mendereslenme (kıvrım) düzeyini içerir.
Mendereslenme (kıvrımlılık) düzeyi kanal boyunca kıvrımlı uzunluğun düz uzunluğa
oranına bağlıdır. Kıvrımlılık 1.0 den 1.2’ye kadar önemsiz, 1.2 den 1.50 değerine
kadar önemli ve 1.5’dan fazla ise şiddetli olarak kabul edilir. Bu yöntemle n katsayısı
bulunurken bir çok etken göz önünde tutulmalıdır. Yöntem yataktaki sürüntü
malzemesi birikimini ve askı maddesi etkisini göz önünde tutmamaktadır. Genelde
orta büyüklükte kanallar için geçerlidir. Hidrolik yarıçapın 4.5 m’yi geçtiği durumlarda
41
dikkatle kullanılmalıdır. Bu yöntem kaplamasız doğal kanallar, taşkın yatakları ve
drenaj kanallarında uygulanabilir ve bu tip kanallarda n için minimum 0.02 değeri
elde edilir.
Tablo 4 – Manning Pürüzlülük Katsayısı
Pürüzlülük Katsayısının Belirlenmesi
KANALIN İÇERDİĞİ MALZEME
DÜZENSİZLİK DERECESİ
TOPRAK
0.02
KAYA
0.025
KUM
0.024
ÇAKIL
0.028
n0
PÜRÜZSÜZ
0
ÖNEMSİZ
0.005
ORTA
0.01
ŞİDDETLİ
0.02
AŞAMALI
0
n1
ARA
SIRA
DEĞİŞEN
KANAL YARIÇAPINDAKİ DEĞİŞİMLER
n2
SIK DEĞİŞEN
ÇOK
AŞIRI
DEĞİŞKEN
0.005
0.01
0.015
42
ENGELLERİN BENZER ETKİLERİ
BİTKİ ÖRTÜSÜ
KIVRIM DERECESİ
n4
m
0
ÖNEMSİZ 1
0.01
ÖNEMSİZ 2
0.015
n3 KAYDA DEĞER 1
0.02
KAYDA DEĞER 2
0.03
ŞİDDETLİ 1
0.04
ŞİDDETLİ 2
0.06
DÜŞÜK
0.005
DÜŞÜK-ORTA
0.010
ORTA
0.025
ORTA-YÜKSEK
0.025
YÜKSEK
0.050
YÜKSEK-ÇOKYÜKSEK
0.050
ÇOKYÜKSEK
0.100
ÖNEMSİZ
1.00
KAYDA DEĞER
ŞİDDETLİ
İHMAL EDİLEBİLİR
1.15
1.30
43
Nehir yatağına ait bazı tanımlamalara göre olması gereken n manning pürüzlülük
değerleri aşağıdaki tabloda verilmiştir.
Tablo 5 – Düzenlenmiş Kanallar için Mannig Pürüzlülük Katsayısı
Kanallar İçin Manning Pürüzlülük Katsayısı - Kanal Cidarının Cinsi
n
Madeni veya rendelenmiş ahşaptan yapılmış kanallar
0.011
Yağlanmış madeni kalıp ile gökülen perdahlanmış beton kaplamalı kanallar
0.011
Kalıp çıkarıldıktan sonra pürüzleri düzeltilmiş beton kaplamalı kanallar
0.013
Kalıp çıkarıldıktan sonra olduğu gibi bırakılan beton kaplamalı kanallar
0.016
Kısmen hasar görmüş eski beton
0.019
İyi işlenmiş tuğla veya taştan yapılmış kanallar
0.014
İyi yapılmış moloz taş duvar veya harçlı pere
0.018
Kuru duvar veya kuru kanallar
0.031
Çok muntazam toprak kesitli kanallar
0.019
Çakıllı kanallar
0.023
Otlanmış kanallar
0.028
Aşırı Pürüzlü kanallar (tabanda kamış, nebat kökleri, kum ve çakıl bankları)
0.040~0.048
Kaya içinde dinamitle açılarak sonradan hiçbir tashih görmemiş kanallar
0.038~0.053
Geniş ve kıvrıntılı toprak kanallar
0.023~0.030
44
Tablo 6 – Doğal Nehir Yataklarında Manning Pürüzlülük Katsayısı
Nehir ve Tabii dereler için Manning Pürüzlülük Katsayısı - Nehir
Yatağı Durumu
Taban oldukça düzenli, sahilleri düz ve sağlam, hiç bitki örtüsü
olmayan yataklar
En kesit ve taban oldukça düzenli fakat sahiller bitki örtüsü ile
kaplı
En kesitlerde düzensiz, birkaç sahil kayması, kum bankları
oluşmuş
En kesitler düzensiz, sahillerde çok fazla kaymalar olan,
oyulmalar ve kum bankları oluşmuş.
En kesitler düzensiz, oyulmalar ve kum bankları oluşmuş ve
nehir tabanı bitki örtüsü ile kaplı
Vahşi dereler, kuvvetli bitki örtüsü, derin oyulmalar, büyük
taşlar ve sahil kaymaları
n
0.028~0.032
0.033~0.035
0.034~0.037
0.040~0.045
0.045~0.050
0.06
Vahşi yan dereler, düzensiz ve iri çakıllı kayalık yataklar
0.050~0.070
Feyezan yatakları ve vadi tabanları
0.038~0.048
Suyu yavaş akım, otlu veya çok derin havuzlanmalar olan
bölgeler
Kıvrıntılı, bazı havuzlanmalar ve ez derin kısımları bulunan otlu
ve taşlı yataklar
0.050~0.080
0.040~0.055
45
3.4
Nehir Yataği Suyüzü Hesabında Dikkat Edilmesi Gereken Hususlar
Nehir yatağı su yüzü hesapları dolusavak enerji kırıcı yapı hidrolik hesaplarını,
derivasyon hidrolik hesaplarını ve dipsavak dereye deşarj durumu hidrolik
hesaplarını doğrudan etkilemektedir.
Ayrıca barajdan dolusavak, derivasyon ve dipsavaktan bırakılan debilere ait mansap
su yüzünün tam olarak belirlenmesi, mansapta yapılacak olan yeni yapıların
tasarımı açısından da oldukça önem arzetmektedir.
Mansap su yüzü hesaplarında kullanılan haritalar nehir yatağını tam olarak temsil
etmelidir. Nehir yatağına ait en kesitlerde yatak tabanına ait topografya gerçeği
yansıtmalıdır ve kesitlerde talveg tam olarak belirlenmelidir. Bu durum göz ardı
edildiğinde olması gerekenden daha fazla bir nehir su yüzü seviyesi hesaplanacağı
unutulmamalıdır.
Nehir yatağı su yüzü hesaplarının yapılabilmesi için yeteri kadar enkesit alınmalıdır.
Anahtar eğrisi belirlenecek olan baraj mansap kesitinden itibaren mansaba doğru en
az 500 m’lik bir uzunluğunda ve nehir yatağını kapsayacak genişlikte topografik veri
alınması yararlı olacaktır. Nehir su yüzü hesabında azami 7 kesit kullanılması
önerilmektedir. Yapılan hesaplmalarda nehir üzerinde yer alan sanat yapılarının,
nehir yatağına ait ani kesit daralmaları ve genişlemelerinin olduğu kesitler de su
yüzü hesaplarına dahil edilmelidir. Bu gibi kesit değişimleri membada su yüzünün
kabarmasına yolaçacaktır.
Nehir su yüzü hesaplarında kullanılan manning pürüzlülük katsayısı nehir boyunca
bazı bölümlerde farklılık gösterebilir. Belirtilen formüller ve tablolar manning
pürüzlülük katsayısının belirlenmesinde yol göstericidir.
Nehir yatağının eğimi belirlenirken kısa mesafelerde değişen eğimler dikkate
alınmamalıdır. Nehir yatağının genişlemesi ve daralmasına veya bölgesel olarak
değişen nehir yatağı yapısı nedeniyle yersel olarak yüksek eğimler ve düzlükler
oluşması muhtemeldir. Fakat hidrolik hesaplarda mansap kesiti taban kotu ile yeteri
kadar uzaklıktaki kesite ait taban kotu arasındaki eğim alınmalıdır.
Su yüzü hesaplarında dikkat edilmesi gereken bu konular, su yüzü hesapları için
geliştirilen sayısal programlar için de geçerlidir. Su yüzü hesaplarında kullanılan
programlara ait girdi değerleri ve programa ait çıktı değerleri mühendis tarafından iyi
değerlendirilmelidir.
46
4
DOLUSAVAK
4.1
Hidrolik Teori
4.1.1
Genel
Baraj yapıları enerji, sulama ve içme suyu temini, taşkın koruma ve diğer amaçlara
yönelik olarak yüzeysel suların faydasını artırmak için vadilerin kapatılması suretiyle
yapılan su yapılarıdır. Yapıldığı malzeme özelliklerine ve geometrilerine göre değişik
uygulama ve inşa şekilleri olan barajların en önemli yapılarından birisi de
dolusavaklardır. Ana görevleri, yüzeysel akışlarla baraj ya da gölet rezervuarına
gelen akımların rezervuardan ötelenmesi esnasında baraj mansabına emniyetle
aktarılmasını sağlayan yapılardır. Baraj gölüne gelen bir taşkın hidrografının veya
düzenli olarak gelip de yapılan işletmeler sonrasında depolama kapasitesinden fazla
olan suların baraj ve tesislerine zarar vermeden mansapta nehir yatağına
aktarılması, yeterli kapasitede, hidrolik ve statik bakımdan emniyetli bir savak
yardımı ile mümkün olmaktadır.
Dolusavak yapılarının konumu projelendirilen yapının tipine göre belirlenmektedir.
Örneğin dolgu barajlarda (toprak, kaya dolgu) dolusavak yapıları zorunluluk
olmadığı sürece yamaçlarda teşkil edilirler. Beton ağırlık ve kemer barajlarda ise
dolusavak yapısı baraj gövdesi üzerine yerleştirilirler.
Dolusavak
yapıları
değişik
özelliklerinin
değerlendirilme
şekillerine
göre
sınıflandırılırlar. Bu özellikleri suyu alış şekilleri, geometrik özellikleri, kullanıldığı
malzemeler, denetim şekilleri vb. olmaktadır. Genel anlamda çoğu yayında
ortaklaşılan sınıflama şekilleri aşağıdaki gibi olmaktadır.
Denetim durumlarına göre genelde iki gruba ayrılırlar;

Serbest Akışlı Dolusavaklar

Kapaklı Dolusavaklar
Su Alış Konumlarına Göre;

Karşıdan alışlı dolusavaklar: Boşaltım kanalına dik veya dike yakın bir açı
oluşturan dolusavak yapıları;

Doğrusal eşikli

Dairesel eşikli (Radyal)
47

Kademeli eşikli

Orifis eşikli

Labirent

Basamaklı

Özel şekilli (yelpaze, ördek gagası papatya, T tipi)
Yandan alışlı dolusavaklar: Dolusavak eşik yapına paralel bir boşaltım kanalı olan
dolusavaklar;

Tek yandan alışlı

İki yandan alışlı
Üstten alışlı dolusavaklar: Eşik yapısı düşey veya eğik bir boşaltım kuyusu üzerine
oturan dolusavaklar (Kuyulu savaklar);

Dairesel kuyulu

Sifonlu kuyulu
Dolusavak yapılarını görevlerini yerine getirme özelliklerine ve oluşan akın koşulları
göz önüne bulundurularak bir değerlendirme yaptığımızda 4 ana bölüm altında
sınıflanabilir.
Genel görünüşü Şekil 24 - Dolusavak Yapısının Ana Bölümlerinin Şematik Görünüşü’de
verilen olağan özellikli bir dolusavak yapısının bölümleri;

Yaklaşım kanalı

Dolusavak Eşik yapısı

Boşaltım kanalı

Enerji kırıcı yapılarıdır
48
Şekil 24 - Dolusavak Yapısının Ana Bölümlerinin Şematik Görünüşü
Dolusavak üzerindeki akımın teorisi çoğunlukla deneysel katsayılara dayanmaktadır.
Bu nedenle tasarımcı, tasarım amacına bağlı olarak bu katsayıların alt ve üst
sınırlarıyla olduğu kadar ortalamalarıyla da ilgilenmelidir. Tasarımcı dolusavak debi
kapasitesini hesaplarken maksimum kayıp katsayılarını ve enerji kırıcı tasarımında
ise hızları hesaplarken minimum kayıp katsayılarını kullanabilir. Planlama
aşamasında, dolusavak hidrolik modeli ve prototipi hakkındaki bilgiler çoğaldıkça,
tasarımda kullanılan minimum ve maksimum katsayılar arasındaki fark da azalır.
Dolusavak boyutu genellikle, belirli bir rezervuar kotunda, tasarım (taşkın) debisinin
tümünü taşıyabilecek kapasiteye göre belirlenir. Ancak savaktan geçecek her debi
için hidrolik hesapların tekrar edilmesi gereklidir. Rezervuar kotu çoğunlukla ya
maksimum işletme seviyesidir ya da bu seviyeden daha büyük bir sürşarj (ek yük)
kotudur. Dolusavağın hidrolik hesaplamaları, çoğunlukla aşağıdaki dört farklı akım
rejimi ile ilgilidir;

Dolusavak yaklaşımında akımın nehir rejiminde olduğu durum; başlangıçta
akım membada yavaşken, krete yaklaştıkça hızlanır.

Su dolusavağın kretinden geçerken oluşan kritik akım durumu.

Savak boşaltım kanalında oluşan sel rejimindeki akım durumu.
49

Savak boşaltım kanalı sonundaki akımın, eğre enerji sıçratma eşiği ile
kırılmıyorsa, sel rejiminden nehir rejimine geçtiği geçiş akımı.
Bu dört farklı akım durumu Şekil 25 – Dolusavak Akım Koşulları’de verilen tipik dolusavak
boy
Şekil 25 – Dolusavak Akım Koşulları
kesitinde gösterilmiştir. Akımın, düşüm yatağında, sel rejiminden nehir rejimine
geçişi çoğunlukla önemli bir enerji kırılması sağlar. Hidrolik enerjinin kırılması,
hidrolik sıçrama, çarpma ve dağılma gibi çeşitli yöntemlerle sağlanır. Kullanılan
enerji kırıcının tipi, arazinin topoğrafyası, jeolojisi, baraj tipi ve kırılacak enerjinin
büyüklüğü gibi faktörlere bağlıdır. Baraj yüksekliği arttırılarak maksimum işletme
seviyesi üstünde nispeten büyük bir biriktirme kapasitesi sağlanabilir. Böylece,
taşkın hacminin bir kısmı rezervuar taşkın depolama alanında depolanarak sağlanan
ötelenmenin etkisiyle dolusavak boyutu küçültülebilir. Taşkın depolama hacminin
kullanımı, daha geniş ve/veya daha derin bir dolusavağın maliyeti ile baraja
eklenecek yüksekliğin maliyetinin karşılaştırılmasını kapsayan ekonomik analizi
gerektirir. Ayrıca kapaklı dolusavak tasarımlarında maliyetler hesaplanırken, kapak
yüksekliği ve kapak sayısı ile ayakların maliyetleri de gözönüne alınmalıdır.
4.1.2
Dolusavak Debisi
4.1.2.1 Genel
Ogee kretli dolusavak, esas olarak, ince (keskin) kenarlı savak üzerindeki akımın alt
napı aşağısında kalan kısmın beton ile doldurulmasıyla sağlanır. Dolusavak kreti
üzerindeki debi, ince kenarlı savak için geçerli kısıtlar gözönüne alınarak aşağıdaki
bağıntıyla belirlenebilir:
50
(44)
Bu bağıntıda:
debi,
debi katsayısı,
etkili kret genişliği, ve
= yaklaşım hız yükü,
'yı içeren, kret üzerindeki toplam yüktür.
Kret üzerindeki toplam yük,
; yaklaşım kanalı sürtünme kayıplarını, memba
kanalının eğriselliğinden kaynaklanan kayıpları, giriş kesitindeki kaybı ve geçiş
kayıplarını içermemektedir. Bu nedenle, eğer yaklaşım kanalında kayda değer
kayıplar hesaplanıyorsa, bu kayıplar rezervuar su seviyelerinin belirlenmesinde
gözönüne alınmalıdır. Dolusavak kret şeklini, basınçlarını, debi katsayılarını
belirlemek için yapılan araştırmalar ve deneysel çalışmalar, dolusavakların çeşitli
tasarım debilerinde, yapısal boyutlarının en aza indirgenerek tasarlanmasına izin
vermektedir. Dolusavak kret tasarımında tasarım dolusavak yükü, kret üstündeki
toplam enerjiden küçük seçilebilir. Tasarım-altı bu durum için aşağıdaki eşitsizlik
geçerlidir;
(45)
Bu eşitsizlikte,
, kret tasarım yükünü göstermektedir.
Tasarım yükü, ogee kret şekli bağıntısının en önemli parametresidir. Tasarım-altı
belirlenen kret, ince kenarlı savak üzerindeki debi katsayısında önemli bir artış
sağlamakla birlikte kret yüzeyinde de hidrodinamik basıncın düşmesine neden olur.
Bu tür bir tasarımda,
oranına bağlı olarak, tepe basıncı atmosfer basıncının
oldukça altına düşebilir.
51
4.1.2.2 Etkili Kret Genişliği
Orta ve kenar ayaklar dolusavak debisini etkili bir biçimde düşürür. Orta ve kenar
ayaklarının bulunduğu dolusavak tasarımlarında, efektif kret genişliği
, dolusavak
net genişliğinden göre daha küçük olur. Bu daralmanın etkisi, kret genişliği
aşağıdaki verilen bağıntıyla azaltılarak gözönüne alınabilir;
(46)
Bu bağıntıda:
etkili kret genişliği,
net kret genişliği,
orta ayak sayısı,
orta ayak büzülme katsayısı ve
kenar ayak büzülme katsayısıdır.
4.1.3
Yaklaşan Akımının Etkisi
Dolusavak debi katsayısını etkileyen diğer bir etken de yaklaşım kanalındaki akım
koşullarıdır. Bu etki,
oranıyla belirlenir.
, dolusavak kret ile yaklaşım kanalı
tabanı arasındaki düşey mesafedir. Yaklaşım kanalı derinliği P, tasarım dolusavak
yükü
’a göre daha küçük ise (
daha önemli olmaya başlar. Bu nedenle
), yaklaşım hızının debi katsayısına etkisi
olması durumunda, yaklaşım kanalı
derinliğinin debi katsayısına etkisi ihmal edilmemelidir. Ayrıca debi katsayısını
52
etkileyen diğer bir etken ise dolusavak memba yüzünün eğimidir. Örneğin,
olduğu durumlarda daha dik memba yüzü eğimlerinin debi katsayısını arttırdığı
söylenebilir. Tüm bunlara ek olarak, yaklaşım kanalının plandaki şeklinin de
dolusavak debi karakteristiklerini etkilediğini unutmamak gerekir. Ancak plan şeklinin
etkileri topografyaya özgü fiziksel hidrolik modellerin uygulanmasıyla çözülebilir.
Bazı hallerde ise, iki boyutlu sayısal modeller yeterli olabilir. Basit bir yaklaşım
kanalında ise standart adım yöntemiyle su yüzü profilini hesaplamak yeterli
olacaktır.
4.1.3.1 Eğimler
Bir dolusavaktan geçen kararlı akımın incelenmesinde göz önüne alınan temel ilke,
Bernoulli bağıntısıyla ifade edilen enerjinin korunumu kanunudur. Enerji denklemi,
bir kesit üzerinde herhangi bir noktadaki suyun enerji yüksekliğini gösterir ve şu
şekilde ifade edilir;
(47)
Burada,
karşılaştırma düzlemine göre toplam enerji yüksekliği (m)
geometrik yükseklik (m),
o noktadaki basınç (kg/m2),
suyun özgül ağırlığı (kg/m3),
enerji düzeltme katsayısı,
ortalama akım hızı (m/s) ve
53
yerçekimi ivmesidir (m/s2).
Bu bağıntıdan da görüldüğü gibi, enerji yüksekliği geometrik yükseklik, basınç
yüksekliği ve hız yüksekliğinin toplamına eşittir. Düzgün biçimli kanallar için yapılan
hesaplamalarda, enerji düzeltme katsayısı 1.00 alınabilir.
4.1.3.2
Hidrolik ve Enerji Çizgisi Eğimleri
Ortalama basınç eğimi olarak da bilinen hidrolik eğim çizgisi serbest su yüzeyinde,
serbest su yüzünün altında ya da üstünde olabilir.
tanımlanırsa,
dolusavak tabanına göre
o noktadaki piezometrik eğim seviyesini gösterir. Dolusavak
boyunca herhangi bir noktada ortalama basınç eğimi, her zaman enerji eğim
çizgisinin o noktadaki hız yüksekliği kadar aşağısındadır. Ortalama basınç eğimi,
dolusavak yüzeyine etkiyen basıncı ve kavitasyon potansiyelini belirlerken gerekli ve
yararlıdır. Çoğu serbest yüzeyli akım için
derinliğidir ve kanal tabanına diktir.
nedenle,
terimi
ile değiştirilebilir.
Akım
ise kanal tabanının yatayla yaptığı açıdır. Bu
toplamı su yüzeyinin yüksekliğine eşittir ve serbest yüzey en
kesitte her nokta için hidrolik eğim çizgisidir. Bu kabule göre bir noktadaki basınç
dağılımı hidrostatik olmalıdır. Bu şart akımın düşey ivmesinin ve yatay eğiminin
önemsiz olduğu durumlarda meydana gelir. Hidrostatik olmayan basınç dağılımı,
'nın birden farklı olduğu durumlarda meydana gelir. Dik yatak eğimlerine bağlı
olarak basınç dağılımının değişmesi, dik dolusavak düşüm yataklarında enerji
denkleminin
kullanılamayacak
olduğu
anlamına
gelmez.
Sadece
tasarım
mühendisinin hesaplanan değerlerin gittikçe hatalı olacağının farkında olması
gerektiği
anlamına
gelir.
Bu
durum
dolusavak
tasarlarken
fiziksel
model
çalışmalarının gerekli olabileceğini gösteren temel sebeplerden biridir.
4.1.3.3
Ortalama Dolusavak Basınç Hesabı
Dolusavak boşaltım kanalı boyunca herhangi bir noktadaki ortalama basınç, enerji
denkleminde ifade edilen enerjinin korunumu kanununun kullanılması ile belirlenir.
54
Enerjinin korunumu kanunu; dolusavağın herhangi bir noktasındaki enerjinin,
mansap kısmındaki herhangi bir noktasındaki enerji ile her iki nokta arasında
kaybolan enerjinin toplamına eşit olduğunu ifade eder. Bu ise su yüksekliği
cinsinden
(48)
şeklinde ya da hidrolik varsayıma göre de aşağıdaki gibi yazılabilir.
(49)
Bu bağıntıda,
4.1.3.4
iki kesit arasındaki toplam enerji kaybıdır.
Dolusavak Enerji Kaybı
Dolusavaktan geçen akımda hidrolik enerji kayıplarının belirlenmesi, kenar
duvarların, orta ayakların ve çıkış yapılarının hesabında çok önemlidir.
4.1.3.5
Sürtünme Kayıpları
Sürtünme kayıplarının hesabında Darcy-Weisbach, Chezy ya da Manning
bağıntılarından herhangi biri kullanılabilir. Manning sürtünme katsayısı, deneysel
olarak elde edilmiş olduğundan elde edildiği koşullardan farklı bir ortamda
uygulandığında doğruluğu kısıtlanmaktadır. Ancak kolay uygulanabilirliği ve
uygulamalardan genellikle iyi sonuçlar elde edilmesi nedeniyle çoğunlukla Manning
yöntemi kullanılmaktadır. Manning sürtünme kaybı aşağıdaki gibi elde edilir:
(50)
Bu bağıntıda;
kanal uzunluğu boyunca sürtünme nedeniyle oluşan enerji kaybı,
kanal uzunluğu,
manning sürtünme katsayısı,
55
hidrolik yarıçap
de hızdır.
Manning sürtünme katsayısı, eğer Chezy sürtünme katsayısı
ya da Darcy-
Weisbach sürtünme katsayısı biliniyorsa aşağıda verilen bağıntılarla hesaplanabilir;
(51)
(52)
4.1.3.6 Yersel Yük Kayıpları
Yersel yük kayıpları çoğu dolusavak için çok küçük olduğundan ihmal edilebilir.
Yersel yük kayıpları deneyimle belirlenmiş aralıkların dışına çıkarsa, model
çalışması gerekebilir.
4.1.3.7
Kavitasyon
Dolusavaklarda kavitasyon akım içinde basınç azalması sonucu oluşan buhar
boşlukları ve kabarcıkların betona verdikleri hasara denir. Dolusavak deşarj kanalı
tasarımı yapılırken kavitasyon riski araştırılmalı ve gerekiyorsa önlem alınmalıdır.
56
4.2
Tasarım Debilerinin Belirlenmesi
Tablo 7 – Tasarım Debisi Seçimi ile İlgili DSİ Genelgesi
Baraj Tipi
Tasarım Debisi
Açıklama
Dolgu Barajlar
Muhtemel
Maksimum
Feyezan (MMF)
Kapaklı veya Kapaksız bütün
dolusavaklar için taşkın ötelemesi
yapılarak tespit edilecektir.
Beton Barajlar
(Silindirle Sıkıştırılmış
Beton Barajlar dahil)
10 000 Yıllık feyezan veya MMF
Dolusavak
vukuunda, mansap şartlarının
Kapasitesi 1000
uygun olması halinde ve baraj kreti
yıl tekerrürlü
üzerinden suyun aşmasının beton
feyezanlar
Taşkın ötelemesi barajın emniyetini tehdit etmeyeceği
durumunda baraj kreti üzerinden
10 000 yıl
suyun aşmasına müsaade
tekerrürlü
edilebilecektir.
feyezanlar
Bu tablo baraj kategorisine giren (Yüksekliği 25 m’den büyük veya depolaması 1
hm3’den büyük yapılar) yapılar için kullanılacaktır.
4.3
Dolusavak Tipleri Ve Hidroliği
4.3.1
Dolusavak Tipleri
4.3.1.1 Genel
Temel olarak dolusavaklar kontrollü ve kontrolsüz olarak calışma şekillerine göre
ayrılsalar da, teknik olarak en belirgin özelliklerine göre sınıflandırılmaktadır. Buna
gore dolusavaklar; “karşıdan alışlı”, “yandan alışlı”, “labirent”, “şaft”, “menfez ve
tünel”, “sifonlu”, “basamaklı” ve “serbest jet düşümlü” olarak adlandırılarak ayrılırlar.
Her tür dolusavak kendi karakteristik özelliğine gore değerledirilip hesaplanmaktadır.
4.3.1.2 Karşıdan Alışlı Dolusavaklar
Suyun kretin üzerinden serbestçe savaklandığı dolusavak tipidir. Burada akım
dolusavak kretine dik girer yön değiştirmeden yoluna devam eder. Hidrolik
hesaplamaları “Kontrollü ve kontrolsüz dolusavaklar için hidrolik teori” alt başlığında
verilmiştir.
57
4.3.1.3 Yandan Alışlı Dolusavaklar
Yandan alışlı savakların, topografyaya kolayca uyum sağlayan ve taşkını en
ekonomik şekilde ya derin ve dar bir kanal yardımıyla ya da bir tünel boyunca açık
kanal akımıyla ana akarsu yatağına döndüren belirli bir üstünlükleri vardır.
Geleneksel yan savak, suyun dar bir kanala boşaldığı bir taşkın savağından oluşur.
Dar kanalın içindeki akımın yönü yaklaşık olarak savak kretine paraleldir.
Geleneksel yan savaklı dolusavak, kretine memba kısmında kanala dik kısa bir kret
uzunluğu eklenirse L şekilli dolusavak olarak adlandırılır. Akımın karışık doğası
nedeniyle, uygunluğu sağlamak ve son tasarımın ekonomik detaylarını belirlemek
için normal koşullarda hidrolik model çalışmaları gerekebilirii.
Barajlarda kontrol yapısı olarak yandan alışlı dolusavak karşıdan alışlı savak
düzenlemesi için yeterince genişliğin bulunmadığı durumlarda, kemer baraj
düzenlemesinde savağı baraj kreti üzerinde düzenlemenin mansapta oyulma
yaratacağı durumlar ile topografyanın karşıdan alışlı bir savak ile yerleştirilmesine
imkân vermediği durumlarda yapılır. Bu tip seçiminde büyük debilerde tekne kısmı
beton kaplamasının zemine ankrajı gözönünde bulundurulması öneriliriii.
4.3.1.3.1 Kret Tasarımı
Yan savaklarda kret şekli tasarımı ve debiyi belirlemek için karşıdan alışlı
dolusavaklardaki prensipler kullanılabilir.
4.3.1.3.2 Kanal Tasarımı
Yan savak kanalındaki akımın hidroliği lineer momentumun korunumu kanununa
dayanmaktadır. Kret üzerindeki akımın enerjisinin türbülans tarafından kırıldığı,
akımın daha sonra dönerek yan savak kanalındaki akım ile karıştığı ve kanaldaki
boyuna hareketi oluşturan kuvvetin ise yerçekiminden kaynaklandığı kabul edilir.
Diğer bir kabul ise kanaldaki sürtünme direncinin hesapların doğruluğunu
etkilemeyecek kadar küçük olduğudur. Bu kabullerin doğruluğu model araştırmaları
ve prototip deneyimleri ile gösterilmiştir.
Yan savak kanalının herhangi bir kısa diliminde, dilimin başlangıcındaki momentum
ile dış kuvvetlerden
kaynaklanan momentumun toplamı dilimin sonundaki
momentuma eşit olmalıdır. Aşağıdaki bağıntıda,
dilimin membasındaki hız ile
58
debiyi,
ise dilimin mansabındaki hız ile debiyi göstermektedir.
kret üzerindeki birim debidir.
(53)
Bu eşitlik yardımıyla yan savak kanalında kısa bir
yüzündeki yükseklik değişimi olan
uzunluğundaki dilim için su
aşağıdaki bağıntılardan biri kullanılarak
hesaplanılabilir.
(54)
Ya da benzer şekilde,
(55)
Yukarıdaki bağıntılarda
dilimin başlangıcındaki değerleri,
ise
dilimin sonundaki değerleri göstermektedir.
Seçilen bir kontrol noktasından başlayarak, yeterince kısa ardışık dilimler için yan
savak kanalının su yüzü profili, bu denklemlerin deneme-yanılma yoluyla
çözülmesiyle elde edilebilir.
Uzunluğundaki herhangi bir kanal dilimi için
başlangıç ve bitiş debileri bilindiğinden, dilimin bir ucundaki su derinliği biliniyorsa
diğer ucundaki su derinliği hesaplanabilir. Akımın derinliği ve akımın hidrolik
karakteristikleri, incelenen kanal dilimi boyunca kritik akım şartlarından ve belirli bir
kontrol noktasındaki kabarmadan etkilenebilir.
Eğer kanaldaki su derinliği, minimum özgül enerji derinliğinden büyük ise, taban
eğiminin kritik eğime göre durumuna ya da mansap kontrol kesitinin etkisine bağlı
olarak akım sel rejiminde ya da nehir rejiminde olabilir. Taban eğimi, kritik eğimden
büyükse ve yan kanal hendeği aşağısında bir kontrol kesiti oluşturulmamışsa, kanal
boyunca sel rejimli bir akım oluşur. Hızlar yüksek ve akım derinliği sığ olduğu bu
durumda hazne ile hendekteki su seviyeleri farkı Şekil 26’de gösterilen B profilinde
olduğu gibi fazladır. Tersine, eğer hendeğin mansabında bir kontrol kesiti
yerleştirilirse kanalda nehir rejimi oluşur. Bu durumda ise hızlar kritik hızdan az
59
olduğu ve daha büyük bir su derinliği oluştuğu için Şekil 26’de gösterilen A’ profilinde
olduğu gibi rezervuar ve kanal su seviyeleri arasındaki fark azdır.
Şekil 26 - Yandan Alışlı Dolusavak Akım Karakteristikleriiv
Şekil 26b’de
verilen yan savak kanalı kesitinden anlaşılabileceği gibi kanalda nehir
rejiminin oluştuğu durumlarda, gelen akımın düşme yüksekliğinin azlığı enine
yüksek hızların oluşmasını engelleyecektir. Böylece gelen hızlar ve kanaldaki akım
hızları nispeten düşük olduğundan, akım ile hendekteki su kütlesinin iyi bir biçimde
karışması (difüzyonunu) sağlanır. Bu ise yan kanalda nispeten daha düzgün bir
akım demektir. Eğer kanalda sel rejimi varsa, kanaldaki hızlar yüksek olacak ve
yüksek enerjili enine akımın kanal akımı ile birleşimi daha şiddetli ve türbülanslı
olacaktır. Enine akımlar, kanal akımını aşağı süpürerek şiddetli dalga hareketleri ve
buna bağlı olarak titreşimler doğuracaktır. Bu yüzden iyi bir hidrolik işleyiş için
60
kanalda akımın nehir rejiminde tutulmalıdır. Bu ise yan kanalın mansabında bir
kontrol kesiti planlanarak sağlanabilir.
Yan kanal hendeğinin en kesit şekli, bir taraftan akımın üzerinden aştığı kretten
diğer yandan ise yamaç şartlarından etkilenir. Yan kanal akımındaki türbülans ve
titreşimler nedeniyle yan kanal sağlam bir temel ya da ana kaya üzerinde
düşünmelidir. Bu yüzden yan kanalın şevleri genellikle betonla kaplanır ve
ankrajlarla ana kayaya bağlanır. Yan kanal hendeğinden yaygın olarak kullanılan
kesit yamuktur. Böyle bir kanalın genişliği derinliği ile karşılaştırılarak belirlenebilir.
Eğer genişliğin derinliğine oranı fazlaysa, Şekil 27’teki abfg kesitinde gösterildiği gibi
su derinliği sığ ve gelen akım ile kanal akımı arasındaki karışım zayıf olur. En iyi
hidrolik performansı sağlayan kesit, genişliğin derinliğe oranını en küçük yapan Şekil
27’teki
adj kesitidir. Bununla birlikte inşaat aşamasındaki zorluklar göz önüne
alındığında tabanda belirli bir genişliği ihtiyaç vardır. Ayrıca yamaçlar ve yapının
stabilitesi de göz ardı edilmemelidir. Çünkü yamaçta çok derin kazılar tehlikeli
olabilir. Bu sebeplerle, kanal tabanı için minimum bir genişlik seçilirken hem yapısal
hem de uygulama koşullarına dikkat edilmelidir.
Şekil 27 - Kanal Hendeği Kesitleriv
Yan kanal hendeği mansabında bir kontrol kesiti, kanal daraltılarak ya da taban
seviyesi değiştirilerek oluşturulan bir kritik akım noktasıyla elde edilebilir. Kontrol
kesiti membasındaki akımlar nehir rejiminde olmalı ve yan kanal hendeğinde
maksimum derinlik sağlanmalıdır. Yan kanal tabanı ve kontrol kesiti boyutları ise,
61
kret üzerinde batmış akıma izin vermeyen mümkün en büyük derinliği sağlayacak
biçimde seçilmelidir.
4.3.1.4 Labirent Dolusavaklar
4.3.1.4.1 Giriş
Labirent dolusavakların deşarj kapasiteleri toplam yükün, etkili kret uzunluğunun ve
deşarj katsayısının bir fonksiyonudur. Deşarj katsayısı ise toplam yüke, savak duvarı
yüksekliğine, kret şekline, labirent dilimi uç noktası şekline ve yan duvarların açısına
bağlı bir katsayıdır. Yan duvarları 6o ve 35o arasındaki açılara sahip labirent
dolusavakların projelendirme yöntemi verilmiştir. Bu projelendirme yöntemi, yan
duvar açıları ve labirent göz sayısının istenen genel yerleşim ve deşarj kapasitesi
elde edilene değin değiştirilebilmesine olanak tanır. Labirent dolusavakların
projelendirilmesinde detaylı kriterler bulunmasına rağmen bu tip dolusavakların
kapasiteleri ve performanslarının hidrolik model çalışmaları ile de test edilmesi
önerilir. Hidrolik model çalışmaları projelendirme metodlarında yer almayan
yaklaşım kanalındaki olağan dışı akım koşulları ve deşarj kanalındaki akım koşulları
gibi etkilerin gözönüne alınması olanağını sağlar.
Labirent dolusavaklar Şekil 28'de de görüldüğü gibi belirli bir dolusavak genişliğinde
doğrusal dolusavaklara nazaran planda çok daha uzun bir kret uzunluğu sağlayan
serbest yüzeyli akımın yer aldığı bir dolusavak tipidir. Bu dolusavaklar standart
Ogee profillerine veya doğrusal tipteki dolusavaklara göre bazı avantajlara sahip
olup toplam kret uzunlukları genellikle standart bir dolusavağın kret uzunluğunun 3
veya 5 katı olmaktadır. Deşarj kapasitesi ise su yükü ile değişmekte olup aynı
genişlikteki doğrusal veya standart bir dolusavak deşarj kapasitesinin yaklaşık iki
katı olmaktadır.
Labirent dolusavaklar belirli bir kret kotu ve dolusavağın yerleştirileceği genişlik
değiştirilmeden dolusavak deşarj kapasitesini arttırmak veya kret kotunu yükselterek
deşarj kapasitesini düşürmeden rezervuarın depolama kapasitesini arttırmak
amaçları ile kullanılabilir. Labirent dolusavakların projelendirilmesinde gözönüne
alınan değişkenler kret uzunluğu, dolusavak genişliği, kret yüksekliği, labirent savak
yan duvar açısı, labirent göz sayısının yanı sıra duvar kalınlığı, kret şekli, labirent uç
formu gibi daha az etkili değişkenlerdir.
62
Labirent dolusavaklarının davranışı ve performansı ile ilgili olarak Taylor (1968)
tarafından çok detaylı çalışmalar yapılmıştır. Hay ve Taylor 5 tarafından yapılan
çalışmalarda ise üçgen ve trapezoidal forma sahip labirent dolusavakların
projelendirme metodu ve deşarj kapasiteleri ele alınmıştır.
Darvas 4 ve Mayer 11 tarafından yapılan bir çok model çalışması ile bazı
barajlara uygulanan labirent dolusavaklar incelenmiştir. Lux 10 ise laboratuvar test
kanallarında ve uygulanacak projeler üzerinde yaptığı çalışmalarda labirent
dolusavakların hidrolik performansını incelemiş ve deşarj kapasitesi ile ilgili bir eşitlik
geliştirmiştir. USBR tarafından bu konuda yapılan çalışmalarda Ute ve Hyrum
Barajının labirent dolusavakları test edilmiştir, 7, 8.
Ute Barajının 10 gözlü olan ve Hay ve Taylor proje eğrisine göre 5 projelendirilen
labirent dolusavak model çalışmalarında dolusavağın maksimum göl kotunda proje
debisini geçiremediği tespit edilmiştir. Modelden elde edilen sonuçlarla Hay ve
Taylor proje kriterleri arasındaki farkın su yükü tanımındaki farklılıktan oluştuğu
belirlenmiştir. Houston 7,8 ve Lux 10 projelendirme eğrilerinde kret üzerindeki
piyezometrik yük yerine toplam yükü gözönüne almıştır. Toplam su yükü yerine
piyezometrik yükün kullanılması yaklaşım kanalı hızları arasındaki farklılıkları
gözönüne almaması nedeniyle sonuçta önemli oranda farklılıklara neden olmuştur.
USBR da Ritschard Barajı labirent dolusavağı model çalışmaları tamamlanmıştır,
15. Bu model çalışmasından elde edilen sonuçlar Standley Lake labirent
dolusavağının projelendirilmesinde de kullanılmıştır, 14.
Bu güne değin birçok araştırmacı labirent dolusavaklar ile ilgili bilgilerin arttırılması
ve projelendirmenin basitleştirilmesi için birçok çalışma yapmıştır. Utah su
kaynakları
laboratuvarında
(UWRL)
çeşitli
kret
formlarına
sahip
labirent
dolusavakların deşarj katsayılarını elde etmek için birçok araştırma yapılmıştır, 2,
16. Bir metre genişliğindeki bir laboratuvar kanalında yapılan model çalışmalarında
plan görünüşü ve formları Şekil 28'de verilen bir labirent dolusavak kullanılmıştır.
63
Şekil 28 - Labirent Dolusavağın Genel Yerleşimi ve Detayları
Bu çalışmada kullanılan savak yüksekliği 152 ve 229 mm arasında, Ht / P oranı
0,05-1 arasında değişmiştir. Bu çalışmalardaki labirent yan duvar açısı 6o ile 35o
arasında değiştirilmiştir. Modelde daha fazla kullanılan savak 152 mm yüksekliğinde
ve 25,4 mm kalınlığında, çeyrek ve yarım dairelik kret formlarına sahip savak
olmuştur. Bu çalışmalardan elde edilen sonuçlar bir veri tabanı ve projelendirme
yönteminin geliştirilmesine yardımcı olmuştur, [1].
Özel kret geometrilerine dayanan bu yöntem yan duvar açıları ve göz sayısı
konusunda tam bir esnekliğe sahiptir. Ancak labirent yüksekliği ve genişlik/uzunluk
oranı değerlerinde bazı sınırlamalar koymuştur. Bu yöntem ile hazırlanan
projelendirme tablosuna seçilen başlangıç verilerinin girilmesi ile bu verilere en
uygun labirent dolusavak boyutlarını elde etmek mümkündür.
Bu yöntem ile başlangıç değerleri değiştirilerek proje debisini aynı su yükünde
geçirebilen birçok labirent savak boyutları ve yerleşimleri elde edilebilir. Ancak nihai
seçim projenin genel yerleşimi, maliyet ve uygun bir çıkış hidrografı gibi konular da
gözönüne alınarak yapılır.
64
4.3.1.4.2 Labirent Savakların Sağladığı Avantajlar
Son yıllarda dolusavak deşarj kapasitesinin arttırılması için uygulanan etkili bir
yöntem de labirent dolusavaklardır, (Şekil 29). Labirent dolusavakların başlıca
avatajları aşağıdaki gibi sıralanabilir.
Genellikle trapezodial plan formları tercih edildiği için labirent dolusavaklarda kret
uzunluğu oldukça artmaktadır. Bu da sabit bir su yükünde dolusavaktan deşarj
edilen debiyi arttırmaktadır.
Büyük debileri daha küçük su yüklerinde geçirebilme özellikleri bu tip yapıların daha
çok uygulama bulmasına olanak tanımaktadır.
Arazide dolusavağın yerleştirileceği bölgenin genişliğinin kısıtlı olduğu veya
rezervuardaki taşkın öteleme hacminin kısıtlı olduğu durumlarda membaya yönelik
geometrisinden dolayı savak kret uzunluğunu arttırarak avantaj sağlamaktadır.
Kapaklı dolusavaklara nazaran daha düşük maliyettedirler.
Aynı savak kret kotunda labirent dolusavaklar kontrolsuz sabit savaklara nazaran
daha aynı debiyi düşük bir su yükünde geçridikleirnden dolayı baraj gövdesi kret
kotunun düşürülmesine de olanak tanırlar.
Bunun yanında gövde kret kotunun diğer kontrolsuz dolusavaklardakiler ile eşit
tutulması durumunda, klasik kontrolsüz dolusavaklara oranla rezervuarın aktif
depolama kapasitesini arttırır.
65
Şekil 29 - Bir Labirent Dolusavak ve Kontrolsuz Dolusavağın Şematik Görünüşü
DSİ TAKK Daire Başkanlığı Hidrolik Model Laboratuvarı Şube Müdürlüğü’nde
labirent dolusavakların diğer klasik dolusavaklara göre avantajlarını belirlemek
amacıyla Kızılcapınar Barajı ve HES, Sarıoğlan Barajı dolusavak ve Belkaya Barajı
Yan Dolusavak modellerinde çalışmalar yapılmşıtır. Bunlardan Kızılcapınar Barajı ve
HES ve Sarıoğlan Barajı dolusavaklarının kret formları radyal doğrultuda karşıdan
alışlı Belkeye Barajı Dolusavağı ise yandan alışlıdır.
1/40 Ölçekli olarak yapılan Kızılcapınar Barajı ve HES dolusavak model çalışmaları
sunucunda orijinal proje durumunda projelendirilen radyal dolusavağın 74,50 m olan
kret uzunluğu labirent savak ile aynı genişlikte 240 m’ye çıkarılmıştır. Yapılan model
çalışmalarında radyal dolusavak yerine labirent dolusavak uygulanması durumunda
radyal savakta 114,88 m göl su seviyesinde geçirilen Qmax = 2270 m3/s’lik
maksimum debi, labirent savakta (P= 4 m, D1 = 6 m) 1,88 m daha düşük seviyede
deşarj edilebilmektedir. Bu durumda baraj gövdesi kret kotunun 2 m düşürülebilmesi
mümkün olacaktır. Bunun yanısıra labirent savağın uygulanması durumunda orijinal
proje durumundaki yaklaşım kanalı kotuna nazaran 2,50 m derinliğinde ilave bir kazı
gereksinimi ortaya çıkmıştır.
1/40 Ölçekli olarak yapılan Sarıoğlan Barajı dolusavak modelinde ise genişliğ sabit
tututlmak koşuluyla 80 m olan savak kret uzunluğu labirent savakla 358,40 m’ye
çıkarılmıştır. Yapılan birinci kısım model çalışmalarında dolusavak kret kotu sabit
66
tutularak Qmax = 490,70 m3/s debi savaklanırken labirent dolusavakta, radyal
dolusavağa göre göl su seviyesi 1,02 m daha da düşürülmüştür. Bu da baraj
gövdesi kret kotunun 1,50 m daha düşürülmesine olanak tanımaktadır. Yapılan
incelemeler sonucunda radyal savak durumundaki 2,88 x 10 6 m3 olan gövde hacmi
labirent savak yapılması durumunda (baraj kret kotu 1,5 m düşürüldüğünde) Şekil
30’de
de görüleceği gibi 272 000 m3 daha azalmaktadır. Bu azalma oran olarak baraj
gövde hacminin % 9,4’üne karşılık gelmektedir. Buna karşın yaklaşım kanalı taban
kotu 2,40 m daha derinleştirilerek 20 000 m3’lük ek bir kazı yapılması gerekmektedir.
Sarıoğlan Barajı labirent dolusavak alternatifinin ikinci kısım model çalışmalarında
ise baraj gövdesi üst kotu sabit tutularak aktif depolama hacmindeki değişim
incelenmiştir. Yapılan çalışmalarda labirent dolusavak kret kotu orijinal proje
durumuna nazaran 1,20 m arttırılmış ve bu durumda Qmax = 490,70 m3/s’lük debi
labirent savakta göl su seviyesi orijinal proje durumuna nazaran sadece 18 cm daha
yüksek geçmiştir. Ancak bu durumda rezervuarda 1,4 x 106 m3’lük ilave bir
depolama hacmi kazanılmıştır. Bunun yanında yaklaşım kanalı kotu da radyal
savağa nazaran 1,20 m daha derinleşerek yaklaşık 10 000 m3’lük ilave bir kazı
maliyeti getirmektedir.
Şekil 30 - Sarıoğlan Barajı Hacim-Satıh Grafiği
67
4.3.1.4.3 Savak Eşitliği
Bir labirent savağın projelendirilmesi için önerilen bu metodda lineer bir savağın
temel eşitliği kullanılmıştır.
2
1, 5
Q  .C d .Lef . 2 g .H t
3
(56)
Burada;
Cd = Boyutsuz deşarj katsayısı
g = Yerçekimi ivmesi
L = Savağın etkili uzunluğu
Ht = Kret üzerindeki toplam yük
Toplam yük savağın kısa bir mesafe membasında ölçülen akım derinliğine ölçüm
noktasındaki yaklaşım hızı yüksekliğinin de eklenmesi ile elde edilir. Yaklaşımı kısa
olan ve giriş kayıplarının ihmal edilebileceği durumlar için toplam yük (Ht) rezervuar
su seviyesi ile kret seviyesi arasındaki fark olarak alınır.
Yan büzülmelerin ve ayrılmaların olmadığı, yaklaşım akım koşullarının uygun olduğu
bir doğrusal savak için savağın etkili uzunluğu bu savağın ölçülen gerçek uzunluğu
olarak alınır. Kret katsayısı ise Ht / P oranına, duvar kalınlığına (t), kret formu ve
napın havalanmasına bağlı bir katsayıdır.
Şekil 31'de
t/P = 1/6, memba yüzü P/12'lik bir yarıçapı olan dairesel forma sahip, napı
havalandırılmış doğrusal bir savaktan 3 ayrı araştırmacı tarafından elde edilen
savak katsayılarının Ht / P oranı ile değişimi verilmiştir.
Labirent dolusavakların deşarj katsayılarının analizinde doğrusal savakların deşarj
katsayıları ile ilgili güvenilir verilerin elde edilmesi çok önemlidir. Çünkü bu değerler
Cd değerinin üst sınırına karşılık gelirler.
(56) nolu eşitlikte yer alan ve bir labirent savağın etkili kret uzunluğuna karşılık gelen
uzunluk Şekil 28'de görülmektedir. Bir labirent dolusavağın deşarj katsayısı, doğrusal
bir dolusavağın deşarj katsayısını etkileyen değişkenlerin yanısıra labirentin genel
yerleşimine, labirent uç bölgeleri şekillerine ve yan duvar açılarına da bağlıdır.
68
4.3.1.4.4 Labirent Dolusavağın Deşarj Katsayısını Etkileyen Değişkenler
Labirent savak duvarının yüksekliği, kalınlığı ve kret şekli deşarj katsayısı üzerinde
önemli etkiye sahiptir, 2. Labirent savak kret şekli için ana alternatifler Şekil 5'de
verilmiştir.
Labirent dolusavağın duvar kalınlığı, duvar yüksekliğine, hidrolik kuvvetlere buz
itkisine ve özgün yerel koşullara bağlı olarak yapılacak bir yapısal analiz sonucu
tespit edilir. Yapının ekonomisi ve gerilmeler için duvarın mansap bölümünün eğimli
yapılması tavsiye edilmektedir. Labirent duvarlarının bu formu deşarj katsayısını
etkilemez. Bu makalede verilen katsayıları kullanabilmek için Şekil 28'de de
görüldüğü gibi kret formunun yarıçapının R = P/12 değerine sahip olması
gerekmektedir. [1]
Keskin kenarlı ve düz kretli savakların deşarj katsayılarının yuvarlatılmış kret
formuna sahip savaklardan daha düşük olmaları nedeniyle genellikle tercih
edilmemektedir. En uygun ve pratik kret formu çeyrek daireli form olarak kabul
edilmektedir, 2. Çeyrek daireli kret formu küçük debilerde (Ht / P<0,5) yarım daireli
kret formuna nazaran daha küçük bir kret katsayısına (Cd) sahiptir. Ancak bu form
yüksek debilerde daha büyük bir deşarj katsayısı ve yapım kolaylığı sağlar. Bu
nedenle bu makalede önerilen projelendirme yöntemi için çeyrek daireli kret formuna
sahip, t = P/6 kalınlığında bir labirent duvarı veya kret formu eğrilik yarıçapı R = P/12
olan eğimli bir labirent duvar kabul edilmiştir. Labirent duvarlarının inşaat kriterleri
nedeniyle daha kalın yapılması deşarj katsayısında çok küçük bir azalmaya neden
olur. Ancak duvar kalınlığında ve kret formu eğrilik yarıçapında önemli bir azalma,
akımda ayrılmalara neden olarak deşarj katsayısını düşürür.
Bunun yanısıra savak yüksekliği (P), yaklaşım kanalındaki kayıpların ve dolusavak
deşarj kapasitesinin üzerinde etkili olur. Cd doğrusal bir savakta büyük Ht / P
değerleri için maksimum değere ulaşır ve sabit kalır (Şekil 31).
69
Şekil 31 - Doğrusal Savaklarda Debi Deşarj Katsayısı [1]
Labirent dolusavakta ise su yükü arttıkça Cd azalmaya devam eder ve dolusavak
kapasitesi aynı genişliğe sahip bir doğrusal savak kapasitesine yaklaşır. Bu nedenle
labirent dolusavağın etkinliğinin sağlanması için Ht / P oranının belirli sınırlar
içerisinde kalması gereklidir. Maksimum debide Ht / P oranının yaklaşık 0,9 olarak
alınması önerilmektedir. Bu durumda labirent dolusavak yüksek debilerde de
fonksiyonunu yerine getirir. Ancak su yükünün ortmaya devam etmesiyle labirent
dolusavak projelendirmesinin getirdiği avantajlar azalır. Bu durumda nihai karar
ekonomik faktörler gözönüne alınarak verilir.
Şekil 28'de
görülen Labirent ucunun A genişliği de dolusavak deşarj kapasitesini
etkiler. Bu parametre labirent savağın net genişliğini azaltarak dolusavak
kapasitesini düşürebilir. Bu nedenle A değeri mümkün olduğu kadar küçük
alınmalıdır. A değerinin iç uzunluğu genellikle duvar kalınlığının bir veya iki katı
olarak alınır, [1].
Bu bildiride sözü edilen çalışmada labirentin oturduğu tabanın memba ve mansap
bölümlerinin kotu eşit olarak alınmıştır. Labirent dolusavak mansabındaki akım
batıklık tesirini ortadan kaldırabilmek için sel rejiminde olmalıdır. Burada verilen
proje kriterleri mansap kanalının en azından belirli bir bölümünün yüksek eğimde
yapılması ve batıklığın önlenmesi durumu için kullanılabilir.
70
Yaklaşım kanalındaki akımın açısı (  ) yaklaşım kanalı geometrisi ve labirent
dolusavağın yerleşim şekline bağlı olarak labirent eksenine dik olmayabilir.  = 15o,
30o ve 45o olduğu durumlarda yaklaşım akımı açısının deşarj kapasitesi üzerine
etkisini açıklayan veriler mevcuttur.
Doğrusal savaklar üzerine geçmişte yapılan araştırmalar napın havalanmasının
dolusavak deşarj katsayısını ve dolayısıyla dolusavak deşarj kapasitesini etkilediğini
ortaya koymuştur. Savak üzerindeki akımın havalandırılması halinde nap altındaki
boşlukta basınç atmosfer basıncına oldukça yakın olup deşarj katsayısı minimum
değere sahip olur.
Ht / P=0,7 değerinin altındaki değerler için doğrusal bir savağın havalandırılması
oldukça basittir. Doğrusal bir savakta akımının havalandırılmasının ana amacı nap
altındaki basınç değişimlerinden kaynaklanan vibrasyon etkisini azaltmaktır. Şekil
31'de
görülen veriler tümüyle havalandırılmış bir nap için elde edilmiştir.
Dolusavaktan geçen akımın havalandırılmaması durumunda Şekil 31'de verilen
deşarj katsayısı ve dolayısıyla dolusavak deşarj kapasitesi artar, 2, 16. Ht / P'nin
küçük değerlerinde havalanmamış bir akım için dolusavak deşarj katsayısı Cd = 0,75
değerinden çok az miktarda yüksek olabilir.
Sabit bir kret formu ve napın benzer havalanma koşullarında bir labirent dolusavağın
Cd değerleri Şekil 31'de bir lineer savak için verilen değerlerden yüksek olamaz.
Birçok farklı deney seti için elde edilen ve yayınlanan deşarj katsayısı (Cd) değerleri
küçük su yüklerinde 0,75 değerini aşmaktadır. Bu değerler Şekil 31'de doğrusal savak
için verilen eğrinin üzerinde kalır. Bu değerler ancak dolusavağın negatif basınca
çalışması durumunda elde edilebilir.
Labirent dolusavaklar Ht / P nin 0,1 ile 0,2 değerleri arasında düşük negatif basınç
değerleri ile çalışır. Küçük su yüklerinde labirent dolusavağın deşarj eğrisinin sağlıklı
bir şekilde tespit edilebilmesi için fiziksel model çalışmaları yapılmalıdır. UWRL'de
yapılan araştırmaların en önemli bölümünü üzerinde çalışılan değişkenlerin en geniş
aralığında Cd deşarj katsayısını tespit etmek oluşturmuştur. Labirent duvar açılarının
(  ) 6o ile 35o arasındaki değerleri için elde edilen deşarj katsayıları
Şekil 32'te
verilmiştir, 2, 14, 16.
Cd  0.49  0.24H t / P   1.20H t / P   2.17H t / P   1.03H t / P  ;.....  6 o (57)
2
3
4
Cd  0.49  1.08H t / P   5.27H t / P   6.79H t / P   2.83H t / P  ;.....  8o (58)
2
3
4
71
C d  0.49  1.06H t / P   4.43H t / P   5.18H t / P   1.97H t / P  ;.....  12 o (59)
2
3
4
C d  0.49  1.00H t / P   3.57H t / P   3.82H t / P   1.38H t / P  ;.....  15o (60)
2
3
4
C d  0.49  1.32H t / P   4.13H t / P   4.24H t / P   1.50H t / P  ;.....  18o (61)
2
3
4
C d  0.49  1.51H t / P   3.83H t  P   3.40H t  P   1.05H t / P  ;.....  25o (62)
2
3
4
Cd  0.49  1.69H t / P   4.05H t / P   3.62H t / P   1.10H t / P  ;.....  35o (63)
2
3
4
C d  0.49  1.46H t / P   2.56H t / P   1.44H t / P  ;.H t / P0.7.ve.....  90 o
2
3
(64)
Şekil 32 - Labirent Dolusavaklarda Deşarj Katsayıları [1]
Labirent dolusavakların projelendirilmesinde bir projelendirme tablosu oluşturmak
için Cd nin Ht / P ile değişimini dikkate alan (57-64) no.lu regresyon eşitlikleri elde
edilerek kullanılmıştır. Bu eşitlikler t<A<2t, Ht / P<0,9 t = P/6, memba kret formu
çeyrek daire, kret daire yarıçapı R = P/12 değerleri için geçerlidir, [1].
(57-64) nolu eşitlikler ve deneysel çalışmalardan elde edilen sonuçlar
Şekil 32
üzerine işaretlenmiştir. (  ) açısındaki çok küçük değişmeler Cd deşarj katsayısında
büyük değişiklikler yaratmaz. Bu nedenle eşitliklerden her biri verilen değerine çok
yakın değerler için de kullanılabilir. (57-64) nolu eşitliklerde belirtilen açılardan +
72
1o’lik farklı açılar için yeni regresyon eşitlikleri geliştirilmeli veya Şekil 28'te verilen
sonuçlar enterpolasyon ile düzenlenmelidir.
Labirent duvar açısı  =25o ve 35o için Şekil 32'te görülen eğriler enterpolasyon ile
elde edilmiş olup yaklaşık +10% hata içermektedir. Bunun nedeni de deneysel
verilerin farklı kret formunda elde edilmiş olmasıdır. Bu nedenle bu açılarda elde
edilen veriler Şekil 28 üzerinde noktalanmamıştır, [1].
4.3.1.4.5 Projelendirme Yöntemi
Amanian
tarafından
önerilen
projelendirme
yöntemi
[1],
Denver
(A.B.D)
yakınlarındaki Standley Lake labirent dolusavağının UWRL de yapılan model deneyi
çalışmalarından [14] elde edilen veriler kullanılıp yine aynı araştırmacı tarafından
açıklanmıştır [1]. Bu Labirent dolusavağın proje hesapları Amanian tarafından Tablo
8'de
görülen bir çizelge formatında verilmiştir [1]. Tablodaki üst bölüm proje
hidrolojisi hesaplarından elde edilen giriş verilerini kapsar. Bu veriler Qmax=1539
m3/s, maksimum göl seviyesi 1680,91 m ve labirent duvar kret kotuna karşılık gelen
gölün normal su seviyesi 1678,80 m dir.
Tablo 8'deki
ikinci bölüm seçilen değerleri kapsar. Maksimum debideki giriş kaybının
gözönüne alınması halinde ise bir ön hesap yapılır. Tabloda verilen örnek için bu
kayıp 13 cm olarak hesap edilmiştir. Labirent göz sayısı dolusavağın genel
yerleşiminde önemli bir etkiye sahiptir. Bu nedenle göz sayısı (N)’nin en düşük
maliyeti ve hidrolik açıdan en etkili genel yerleşimi sağlayacak şekilde belirlenmesi
önerilmektedir, [1].Tablodaki üçüncü bölüm ise labirent dolusavağın geometrisini
belirleyecek detaylı hesapları ve herbir parametrenin hesabı için kullanılacak
kriterleri ve eşitlikleri içerir. Tablo 8'de verilen hesap çizelgesi bu hesapların en uygun
şekilde yapılabilmesi olanağını tanıması açısından oldukça kullanışlıdır. Tablo 8'de
aynı zamanda bazı değişkenlerin oranlarının uygulamada kabul edilebilir sınırları Ht /
P < 0,9 ve 3< W/P <4 olarak verilmiştir. Projelendirmenin ekonomik ve hidrolik
açıdan etkili olabilmesi için bu sınırlara uyulması önerilmektedir, [1].
Tablo 8'deki
en son bölüm ise sadece beton hacmi açısından bir ön maliyet analizi
olanağını tanır. Tablodaki veriler ile labirent duvarlarının beton hacmi kolayca hesap
lanabilir. Labirent tabanı beton kaplama kalınlığının duvar kalınlığına eşit kabul
edilmesi sonucu elde edilen beton hacminin, duvar beton hacmi ile toplanması
toplam beton hacmini ortaya koyar. Bu ön maliyet analizi, farklı göz sayıları ve
labirent yan duvar açıları gözönüne alınarak beton hacmi açısından tekrarlanabilir.
73
Labirent yan duvarları açıları (  ) labirentin deşarj kapasitesini ve yerleşim şeklini
önemli şekilde etkiler. Qmax= 1538 m3/s, P= 3,05 m, Ht= 1,975 m, önerilen savak
yerleşimi ve labirent ucu genişliği kriterleri gözönüne alınarak farklı değerleri için
Amanian tarafından elde edilen dolusavak genişlikleri Tablo 9'de verilmiştir. Tablo 9’de
de görüldüğü gibi sabit bir B taban uzunluğunda labirent yerleşimi sağlayabilmek için
herbir (  ) açısı değerinde labirent göz sayısı değişmektedir.
Daha önce de söz edildiği gibi (  ) açısı labirent savağın maliyeti ve performansı
üzerinde etkili olur. Tablo 9’deki veriler bu açının optimum aralığının sabit bir debi için
labirent genişliğinin (Wt), ve B nin en küçük değerine dayanan 7o-16o arasında
olduğunu ortaya koymuştur [1]. 7o’nin altında ve 16o nin üstündeki açı değerlerinde
genişlik artmaktadır. Labirent savağın toplam uzunluğu da ekonomik açıdan etkili
olan diğer bir faktördür. Açı arttıkça savak uzunluğu azalır. Bu nedenle genişliğin en
aza indirilmesi ile en düşük maliyet elde edilemeyebilir. Küçük (  ) değerleri düşük
rezervuar seviyelerinde dolusavak deşarj kapasitesini yükseltir. Küçük değerlerinde
dolusavağın etkili uzunluğundaki artış nedeni ile deşarj kapasitesi artar, [1]. (57-64)
nolu eşitliklerden veya Şekil 32'dan elde edilen Cd değerleri ile dolusavağın çeşitli
işletme koşullarındaki göl seviyesi-debi eğrileri çizilebilir. Yapılan çalışmalardan elde
edilen sonuçlar küçük (  ) açıları ile rezervuarın düşük seviyelerinde deşarj
kapasitesinin oldukça yükseldiğini göstermiştir.
Tablo 8 - Labirent Dolusavakların Projelendirme Çizelgesi [1]
Parametreler
(1)
Sembol
(2)
Değer
(3)
Birim
(4)
Kaynak / Eşitlik / Notlar
(5)
( a ) Proje verileri
Maksimum debi
Qmax
1,538
(m3/s)
Proje için belirlenen veriler
Maksimum göl su seviyesi
--
1,680.
(m)
Yaklaşım kanalı taban kotu
--
91
(m)
Dolusavak kret kotu
--
1,675.
(m)
Toplam su yükü
Ht
75
(m)
Rezervuar
1,678.
su
kotu-kret
kayıp
80
1,975
( b ) Seçilen değerler
74
kotu-
Qmax’ta tahmin edilen giriş yük kaybı
Kayıp
0,13
(m)
Tahmin
Labirent göz sayısı
N
13
--
W / P  3  4 olacak şekilde
Labirent duvarı yüksekliği
P
3,05
(m)
seçilecek
Labirent yan duvar açısı

8,0
(m)
P  1,4. H t
Normal olarak 80 - 160
( c ) Hesaplanan değerler
Duvar kalınlığı
t
0,51
(m)
t=P/6
Duvar ucu iç genişliği
A
0,95
(m)
t ve 2t arasında bir değer seçilir
Duvar ucu dış genişliği
D1
1,83
(m)
D1 = A + 2t.tan (45-  / 2)
Toplam yük / Savak yüksekliği
Ht /
--
--
Deşarj katsayısı
P
--
Eşitlik (6.6)
Etkili kret uzunluğu
Cd
(m)
1,5Qmax/ ( (CW.Ht1.5).(2g)0.5 )
Taban uzunluğu (akıma paralel)
Lef
0,3255
(m)
B=(L/ (2N) + t.tan (45-  / 2))
Yan duvarların gerçek uzunluğu
B
576,6
(m)
cos(  )+t
Labirent yan duvarlarının etkili
L1
22,75
(m)
L1 = (B - t) / cos(  )
uzunluğu
L2
22,45
(m)
L2 = L1- t. tan (45-  / 2)
Duvarların toplam uzunluğu
L3
22,02
(m)
L3 = N(2L1 + D1 + A)
Labirent gözleri arasındaki mesafe
W
(m)
W = 2L1.sin (  ) + A + D1
Labirent genişliği (akıma normal
Wt
doğrultuda)
--
Aynı debi için doğrusal savak
uzunluğu
0,648
620
9,42
(m)
123
249
1,5 Qmax/( (Cw..Ht1,5).(2.g)0,5 );
--
W/
P
Wt = N.W
(CW doğrusal savak için)
Normal olarak 3 - 4 arasında
3,09
Gözler arasındaki mesafe / Duvar
yüksekliği
( d ) Beton hacmi
Duvar betonu hacmi
--
293
(m3)
Hacim = L3.P.t
Taban betonu hacmi (*)
--
431
(m3)
Hacim = W.B.t
Toplam
--
655
(m3)
--
( * ) Taban beton kaplaması için kaplama kalınlığı duvar kalınlığı ile eşit alınmıştır.
75
Tablo 9 - Labirent Yan Duvar Açısının () Dolusavak Genişliğine (W) Etkisi [1].
Genişli
Uzunluk
Labirent
k
(B)
göz
()
( Wt )
(m)
sayısı
(m)
( Lef )
(1)
(m)
(3)
(N)
(5)
(m)
Açı
(2 )
CW
Etkili
uzunluk
(4)
(6)
6
0
139
20,2
20,0
0,232
811
7
0
126
20,1
16,5
0,280
670
80
122
20,2
14,0
0,327
572
0
9
120
19,9
13,5
0,346
543
0
127
20,6
12,5
0,359
523
120
133
20,1
12,0
0,381
493
160
136
20,3
10,0
0,445
421
32
0
176
20,2
6,5
0,604
311
49
0
213
20,1
4,5
0,682
275
249
--(*)
0,755
249
10
Doğrusal
--(*)
(*) Uygulanabilir değil
Labirent dolusavakların maliyetini ve genel yerleşimini etkileyen bir diğer önemli
parametre ise labirent göz sayısıdır (N). Geçmişte yapılan araştırmalar dolusavak
deşarj katsayısının labirent ucu sayısından etkilenmediği ortaya koymuştur, 16. Bu
durum (57-64) nolu eşitliklerin göz sayısını dikkate almadan kullanılması olanağını
tanıyarak projelendirmeyi kolaylaştırmaktadır.
Yapılan çalışmalarda (N) sayısındaki artışın gerçek savak uzunluğu üzerinde çok
küçük bir etkisi olduğunu ancak (B) değerini azalttığını, (Wt) değerini arttırdığını ve
beton hacmini azalttığını ortaya koymuştur. Çok az veya çok fazla sayıda labirent
gözü seçilmesi maliyeti düşük ve hidrolik açıdan etkili bir genel yerleşimi olanaksız
kıldığından labirent uzunluğu ve genişliğinin uygun oranlarda seçilebilmesi için
3<W/P<4 kriterinin kullanılması önerilmektedir. Yaklaşım ve deşarj kanalı maliyetleri
de, maliyet açısından önemli faktörlerdir. Artan göz sayısı (N) ve açısı ile beton
hacmi azalsa bile (Wt) nin artışı ile yaklaşım ve deşarj kanalları maliyeti artar.
Belirlenen proje debisini geçirebilmek için birçok labirent dolusavak proje alternatifi
uygulanabilir. Nihai proje ise tabiattaki kısıtlara ve detaylı bir ekonomik analize
dayandırılmalıdır. En uygun labirent dolusavak projesi seçiminde gözönüne alınan
diğer bir faktör de yaklaşım ve deşarj kanalındaki birim debidir.
76
Proje su yükü yüksek ve (  ) ve (N) değerleri de minimum dolusavak taban
genişliğini verecek şekilde seçilmişse bu durumda mansapta birim debi artar. Bu
durum ise ekonomik bir enerji sönümleme yapısı projelendirilmesini zorlaştırabilir.
Bu faktörler dolusavağın geniş yapılması durumunda yaklaşım ve deşarj kanalı için
artan kazı ve inşaat maliyetleri gözönüne alınarak karşılaştırılmalıdır.
4.3.1.4.6 Örnek Bir Baraja ait Labirent Dolusavağı Model Çalışmaları Sonuçları
DOLUSAVAK
Yeri: Sağ sahil
Maksimum hesap yükü: 2,32 m
Tipi: Yandan alışlı, kontrolsuz
Maks. deşarj kapasitesi: 464,25 m3/s
Yaklaşım kanalı kotu: 1114,30 m
Savak kret kotu: 1115,30
Savak kret uzunluğu: 60,00 m
Yandan Alışlı Dolusavak Model Çalışmaları: Belkaya Barajı yandan alışlı kontrolsüz
dolusavağı model çalışmaları 1/40 ölçeğinde bir model üzerinde yürütülmüştür,
(Foto 1). Genel yerleşim planı Şekil 33'da verilen yandan alışlı dolusavağın modelde
elde edilen debi deşarj eğrisi Error! Reference source not found.’de verilmiştir.
Labirent
Dolusavak
Model
Çalışmaları:
Barajın
yandan
alışlı
kontrolsüz
dolusavağının model çalışmaları tamamlandıktan sonra bu bildiride önerilen
projelendirme
yöntemi
kullanılarak
bir
labirent
dolusavak
projelendirilmiştir.
Projelendirilen labirent dolusavağın genel yerleşimi ve detayları Şekil 33 ve Şekil 34'te
verilmiştir.
77
Foto 1- Örnek Barajın Yandan Alışlı Dolusavağı Q=464,25 m3/s
78
Şekil 33 - Örnek Barajın Labirent Dolusavağının Genel Yerleşim Planı
Bu çalışmada amaç, yaklaşık aynı genişliğe bu bölümde önerilen projelendirme
yöntemi ve kriterleri kullanılarak yerleştirilen bir labirent dolusavağın performansının
79
yandan alışlı orijinal dolusavakla kıyaslanması ve önerilen proje yönteminin
uygunluğunun kontrol edilmesi olmuştur. Karakteristikleri Şekil 34'de verilen labirent
dolusavak projelendirilirken savak kret kotu yandan alışlı savak kret kotu ile aynı
tutulmuş (1115,30 m); yaklaşım kanalı kotu ise labirent duvar yüksekliğinin 2,50 m
olarak tespiti nedeniyle orijinal durumdaki kottan 1,50 m düşürülmüştür (Foto 2).
Foto 2 - Örnek Barajın Labirent Dolusavağı Q=464,25 m3/s
Maksimum debi
Qmax
464,25 m3/s
Maksimum göl su seviyesi
1116,80 m
Yaklaşım kanalı taban kotu
1112,80 m
Dolusavak kret kotu
1115,30 m
Labirent duvar yüksekliği
P
2,5 m
Labirent göz sayısı
N
6 adet
Toplam su yükü
Ht
1,5 m
Labirent yan duvar açısı

8o
Labirent duvar kalınlığı
t
0,60 m
Duvar ucu iç genişliği
A
1,00 m
Duvar ucu dış genişliği
D1
2,043 m
Labirent deşarj katsayısı
Cw
0,340672
Etkili kret uzunluğu
Lef
251,200 m
Akıma paralel taban uzunluğu
B
21,846 m
Yan duvar gerçek uzunluğu
L1
21,455 m
80
Yan duvar etkili uzunluğu
L2
20,933 m
Duvarların toplam uzunluğu
L3
275,718 m
Labirent
W
9,0149 m
Labirent genişliği
Wt
54,089 m
Memba yüzü eğrilik yarı çapı
R
0,20 m
gözleri
arasındaki
mesafe
Şekil 34 - Örnek Barajın Labirent Dolusavağı Detayları.
Önerilen metod ile yapılan proje hesaplarında 1116,80 m göl seviyesinde
Qmax=464,25 m3/s 'lik debinin geçeceği sonucu elde edilmiş, modelde ise bu debi
değeri Q= 451 m3/s olarak elde edilmiştir. Hesapla bulunan debi değeri modelde
elde edilen değere göre % +2.93 fazla bulunmuştur. Bu da projelendirme
metodunda sözü edilen + % 10'luk sınır içerisinde kalmıştır.
Örnek Barajın Labirent dolusavağının model çalışmaları sonuçları önerilen proje
yönteminin uygun olduğunu ortaya koymuştur. Diğer taraftan Barajın labirent ve
yandan alışlı dolusavaklarının performanslarının karşılaştırılabilmesi için her iki
dolusavağın modelden elde edilen deşarj eğrileri Error! Reference source not
found.'de verilmiştir. Bu şekilden de görüldüğü gibi yaklaşık olarak aynı genişliğe
yerleştirilen labirent dolusavağın deşarj kapasitesi aynı göl su seviyelerinde diğerinin
yaklaşık 2 katına erişebilmektedir.
81
Yapılan model çalışmalarında Qmax= 464,25 m3/s'lik debinin Yandan alışlı
dolusavaktan 1117,80 m göl su seviyesinde, Labirent dolusavaktan ise yaklaşık 1 m
daha düşük olarak 1116,84 m göl su seviyesinde geçtiği tespit edilmiştir.
Şekil 35 - Örnek Barajın Yandan Alışlı Ve Labirent Dolusavaklarının Modelden Elde Edilen Debi-Göl Su
Seviyesi Eğrileri.
Tablo 10 - Önerilen Projelendirme Yöntemi ile Elde Edilen Sonuçların Çeşitli Projelerle Karşılaştırılması, 1.
Baraj
Kaynak
adı
(1)
(2)
Yan
Savak Topla Toplam Etkili
duvar yükse m
kret
açısı
k.
yük
uzunluğ uzunluğ debi
()
(P)
( Ht )
u
(3)
kret
an
m
debi
%
u
3
3
(m)
(m) (m)
(m)
(m/s)
(m/s)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
Bartletts ferry
Meeks(1983)
14,500 3,43
2,44
1 441
1 412
Ute Barajı
Houston
12,150 9,14
5,80
1 024
1 020
Maksimu Hesaplan Fark
6 796
15 574
( 10 )
6 740
15 065
- 0,82
- 3,33
82
Avon Barajı
(1982)
27,500 3,05
2,16
265
252
1 416
1 417
0
+
Boardman
Hinchliff (1984) 19,44 3,51
1,77
107
104
387
399
0,60
Woronora
Cassidy (1985) 25,400 2,23
1,36
344
344
1 019
991
+
Navet
Hinchliff (1984) 23,580 3,05
477
3,10
- 6,20
Rollins Barajı
Hunchliff
1,52
137
137
481
0
2,74
472
457
1 841
1 890
0
1 549 - 3,20
9,23 3,35
Ritchsard
(1984)
8,13 3,05
2,74
411
399
1 555
Barajı
Tullis (1986)
8,00o 2,50
1,50
276
251
451
Belkaya Barajı Vermeyen(199
+
464,25
2,70
1)
- 0,40
Kaş (1996)
+2,93
NOTASYONLAR
A
= Labirent göz ucu iç genişliği
B
= Labirent uzunluğu
D1
= Alın duvarı memba yüzü genişliği
Cd
= Dolusavak deşarj katsayısı
Ht
= Kret üzerindeki toplam yük
Lef
= Dolusavak etkili uzunluğu
N
= Labirent göz sayısı
P
= Labirent savak yüksekliği
Q
= Debi
Qmax = Maksimum proje debisi
R
= Kret formu daire yayı yarıçapı
t
= Labirent duvar kalınlığı
Wt = Toplam genişlik
W
= Bir göz genişliği
83
 = Yan duvarın göz ekseni ile yaptığı açı

= Labirent savak eksenine göre yaklaşım akım hatlarının açısı
4.3.1.5 Şaft Dolusavaklar
Şaft (Morning glory veya Kuyulu) savaklar deyimi ile Şekil 36'te gösterilen tipteki
savaklar anlaşılmalıdır. Bunlar üç ayrı kısımdan meydana gelirvi;

Giriş Ağzı

Geçiş Bölgesi

Dirsek ve Tünel.
Şekil 36 - Şaft Dolusavak Enkesitleri
Genelde karşıdan alışlı savağın yerleşimine topografik ve jeolojik yönden engel
bulunan barajlarda, kontrol yapıları olarak uygulama bulurlar. Bu tür bir
deşarj yapısı baraj gövdesinin savak üzerinden olan akımlardan olumsuz
etkilenebileceği baraj türlerinde örneğin dolgu barajlarda tercih edilir.
Genelde küçük ve orta büyüklükteki projelendirme debilerinde kullanılan bu
yapılar 1000 m3/s'den daha büyük debilerde uygulanması halinde model
deneyleri yapılmasını gerektirirler. 50-100 m yükseklikte yapılmaktadırlarvii.
84
4.3.1.5.1
Çalışma Prensipleri
Giriş ağzı ve geçiş bölgesi, beraberce, savağın kuyu kısmını teşkil eder. Bundan
sonra, su, bir dirsekle önce tünele oradan da nehir yatağına aktarılır. Giriş ağzı huni
şekillidir. Huninin boyutları ve yerleştirilişi sistemin debisine büyük ölçüde etkir.
Yaklaşım şartları simetrik olmayan akımlara yer veriyor ise savağın randımanı
düşeceği gibi su çarpmaları ve titreşimler de görülür. Huninin üzerinde yer alan
akımı kontrol eden şartlar hidrolik yüke bağlıdır. Şekil 37’te kritik şartların huni şekilli
dairesel giriş ağzı üzerinde oluşması hali gösterilmiştir. Savak üzerindeki su yükü
H'dır. H arttıkça debi de artar. Şekil 37’teki eğrinin a - g bölümü bu kuralı
anlatmaktadır. Su eşik üzerinden serbestçe düşmekte ve dirsekten geçerek tünel
içinde serbest yüzeyli bir akım oluşturmaktadır. Gerek geçiş bölgesi, gerekse tünel
boyutlarının kısıtlayıcı etkisi yoktur; normal çizgisel dolusavaklardaki akımdan farkı
C katsayısının daha küçük olmasından ibarettir. Bu durum giriş ağzının geometrisine
bağlanmalıdır. Şekil 37'te H yükünün daha da artarak H0 gibi bir değere ulaşması hali
gösterilmiştir. Savak bir orifis gibi çalışmıya başlamıştır. Su yüzündeki, bir önceki
halde görülen alçalma kaybolmuş, yerini hafif bir dış bükeylik almıştır. Kuyu kısmı ve
tünel, bir önceki koşullar altında çalışmaktadır. Bu duruma, grafikte, g - h eğri
parçası tekabül eder. Şekil 37’te akımın kuyu kısmını doldurması hali gösterilmiştir.
Kontrol koşulları değişmiş bulunmaktadır. Bu halde akımı, kuyu kontrol etmektedir
ve hidrolik yükü H. ile gösterilmiştir. Grafikte bu kontrol şekli de g - h eğri parçası
tarafından açıklanmaktadır. Şekil 38'de tünelin dolması hali ve kontrol şartlarının tünel
çıkışma intikal etmesi hali de işaretlenmiştir. Akıma kişiselliğini veren yük Ht ile
gösterilmiştir. Bu akımın değişimi Şekil 38'de h — f eğri parçası ile verilmektedir. Bazı
hallerde orifis veya geçiş bölgesinin hidrolik şartları öyledir ki, g noktası j noktasını
sağma kayar. Bu takdirde kontrol işlemi savak eşiğinden doğrudan doğruya tünele
intikal ederviii.
85
Şekil 37 - Şaft Dolusavak Dairesel Giriş Ağzı Üzerinde Kritik Akım Koşullarının Oluşmasıix
86
Şekil 38 - Şaft Savaklarda Debi-Gidiş Eğrilerix
4.3.1.5.2 Akım Tipleri
Akımı kontrol eden ilk yapı elemanını giriş ağzıdır. Bu kısım bir huniyi andırır ve ince
kenarlı bir savak üzerinden aşan su napının şeklini yansıtır. Kullanılan bir ikinci çözüm de suyu kuyuya kalın eşikli bir savak üzerinden geçirerek vermek olabilir. Şekil
37'te
her iki yaklaşım bir arada verilmiştir.
Enine kesiti, ince kenarlı bir savak üzerinden aşan napın alt sınırın yansıtan tipe
standart savak, diğerine yassı savak denilmektedir. Yassı savakların debi katsayıları
87
daha küçüktür, buna mukabil huni kısmı daha dardır. Dolayısıyla kaya içine
kazılarak meydana getirilen dolusavaklar için öncelikle önerilmektedir. Kule üzerine
yerleştirilenlerde ise standart tipe gidilmelidir.
Kuyulu savakların debileri,
(65)
bağıntısı ile hesaplanmaktadır. Buna mukabil m ile gösterilen debi katsayısı
doğrusal savaklara tekabül edenden daha küçüktür. Böyle olması su napmın
sıkışması dolayısıyle eğrilik yarı çapının değişmesi olayı ile açıklanmaktadır. Burada
kuyulu savaklar halinde uygulanacak debi katsayısını doğrusal savaklarınkinden
ayırmak için yukardaki bağıntıda
kabul edilerek,
Q=CLH3/2
(66)
yazılacaktır.
Şekil 39 - Huni Şekilli Dairesel Giriş Ağzı Üzerinde Kritik Şartların Oluşması
88
4.3.1.5.3 Kret Profilinin, Kretle Şaft Arası Geçiş Bölgesinin, Şaft İle Galeri Bağlantı
Dirseğinin Ve Galerinin (Tünelin) Tasarımı
Keskin kenarlı savaktan geçen su jetinin alt gidiş çizgisi optimum boşaltımı
sağlayacak ideal eşik şeklini vermektedir. Bu şekil su yüküne, eşik ön yüzünün
eğimine ve eşiğin yaklaşım kanalından yüksekliğine bağlıdır.
Profilin memba kesimi birleşik dairesel eğri olarak tanımlanır. Eşik sırt eğrisi ise
aşağıdaki denklemle tanımlanmıştır.
X
 Y 
 K  

Hd
 Hd 
n
(67)
Bu denklemde K ve n eşik ön yüzünün eğimine ve yaklaşım hız yüksekliği olan
Hs’nın eşik üzerindeki su yükü olan Hd’a oranı olan (Hs/Hd)’a bağlıdırxi.
Q0 projelendirme debisinin, d kuyu çapının ve dirsek çapının bilinmesi durumunda
kuyu
savağın
projelendirilmesi
kapsamında
deşarj
galerisinin
en
kesitinin
boyutlandınlmasının yanı sıra, enerji kırıcı yapının da tasarımı gereklidir. Dirseğin
başladığı yerde havalandırılmış akım sağlanarak serbest yüzeyli açık kanal akımı
oluşturulur. Bu sayede kontrolü mümkün olmayan vorteks akımı oluşumu da
önlenmiş olur. Sel rejimindeki akım kararlı yavaş değişen akımın yavaşlayan
türüdür.
4.3.1.5.4 Hava girişi ve taşınması
Tüm yapıda serbest yüzeyli akım şartlan sağlanmaya çalışılır. Tüm şartlarda
atmosfer basıncının oluşabilmesi için İse havalandırma düzeneğini de içerirler.
4.3.1.6 Tünel ve Menfez Dolusavaklar
Dik ve dar vadilerde veya açık kanal yapımının toprak kayması, kar erimeleri gibi
sebeplerle tehlike oluşturduğu durumlarda tünel dolusavakların yapımı önerilir. Bazı
projelerde mevcut derivasyon tüneli, tünel dolusavağın mansap ayağı olarak
kullanılmaktadır. Tünel dolusavak iki ana kısımdan oluşur; membadaki serbest veya
kontrollü olarak projelendirilen kret ve mansaptaki tünel.
Kapalı boşaltım kanalı baraj gövdesi altında projelendirildiğinde , kondüvi dolusavak
olarak adlandırılır. Bu tip geniş vadilerde ve dolusavağın mansap dere yatağına
yaklaştırılmak istendiği durumlarda uygulanabilir.
89
Menfez dolusavak ise tünel ve kondüvi dolusavağın özel bir adaptasyonudur.
Düşünün 10 m’yi geçmediği durumlarda tam dolu ve kısmi dolu durumlarda
işletilebilmesi sebebiyle avantajlıdırxii.
4.3.1.7 Sifonlu Dolusavaklar
Sifonlu savaklarda akım davranışı, kuyu savakların basınçlı çalıştığı akım davranışı
ile uyum içindedir. Sifonlu savaklar basınçlı boru olarak çalıştıkları için savak adı
altında anılmaları çok uygun olmamakla birlikte, en kesit olarak karşıdan alışlı bir
dolusavağı çağrıştırdıkları için sifon olarak adlandırılmaktadırlarxiii.
Şekil 40 - i) Sifonlu Savak ii) Sifonlu Savak Kretixiv
Bu savaklar kabarma yüksekliğinin başka bir ifade ile taşkın debisinin çok farklılık
göstermediği durumlarda tercih edilmektedirler. En büyük dezavantajları inşaat
zorluğu ve membada su seviyesinin düzenli olması zorunluluğudur, membadaki
sediment veya debris biriki akımı büyük olanda azaltmaktadır. Bir diğer
dezavantajları ise kavitasyon tehlikesine maruz kalmalarıdırxv.
4.3.1.7.1 Hidrolik Çalışma Prensipleri
Başlangıçta savak akımı şeklinde oluşan ve sel rejiminde akan, hava içeren ince su
napının bir saptırıcı ile karşı duvara çarptırılması sonucu, ilk etapta savak olarak
çalışan sifondaki akıma karışan havanın kendi kendine boşalması sağlanmış olur.
Ayrıca sifon giriş ağzı suyun altında kalacak şekilde düzenlenmesi nedeniyle
buradan yeni hava girişi engellenmekte ve sifonun tam kapasite çalışması mümkün
olmaktadır. Böylece kuyu savakta olduğu gibi sifonlu savaktaki akım da basınçlı
borudaki davranışı göstermektedir.
90
4.3.1.7.2 Akım Koşulları (Açık Savak, Geçiş Ve Sifon Akımı)
Membadaki su seviyesi kret seviyesinin altına düştüğü zaman havalandırma açıklığı
atmosfere açılır ve akım hızlı bir şekilde sona erer. Kararlı olmayan bu akım
durumlarının ani kabarma ve alçalmayı beraberinde getirmiş olması, uygulamada bu
savakların dezavantajları olarak karşımıza çıkmaktadır. Baraj gibi önemli yapıların
kontrol yapısı olarak projelendirildiklerinde gerçek akım davranışlarının model
deneyleri ile doğrulanmasında yarar vardır.
Kararlı
akım
olarak
hidrolik
hesapları
yapılan
sifonlu
savakların
boyutlandırıimalarında a ile sifonun yüksekliği, b ile sifonun genişliği, h ile memba ile
mansap seviyeleri arasındaki fark (emme yüksekliği) gösterildiğinde, sifonlu
savakların hidroliğinde iki husus önem kazanmaktadır.
Sifon kapasitesinin belirlenmesi (Q=f(b,a,h))
Emme yüksekliği olarak adlandırılan h yüksekliğinin belirlenmesi.
Bu yüksekliğin tespitinde kavitasyona neden olmayacak negatif basınçlar rol
oynamaktadır. Başka bir ifadeyle sifon eksenindeki basınç ps emme yüksekliğinin bir
fonksiyonu olup (P(s/pg=f(h)), sifonlu savağın hatalı projelendirilmesi durumunda
sifonun kretinde atmosfer basıncından daha düşük basınçlar oluşabilmektedir (Şekil
40- i).
4.3.1.7.3
Savak debi katsayısının belirlenmesi
Sifon kapasitesinin belirlenmesi için Şekil 40 - i'de görüldüğü üzere memba (o) ile
sifon çıkışı (u) arasında kıyas düzlemi olarak mansap su seviyesi kabul edildiğinde
aşağıdaki Bernoulli eşitliği yazılabilir.
Q   .a.b. 2 gh
(68)
μ katsayısı sifonun projelendirilmesi ile ilgili olup 0.7< μ <0.85 arasında değerler
alabilir.
a sifon yüksekliği, b sifon genişliği, h (emme yüksekliği) memba su kotu ile mansap
su kotu arasındaki farka eşittir.
Sifon yük kayıpları ve sifonda kavitasyon oluşumu dikkate alınması gereken diğer
hidrolik özelliklerdir.
91
4.3.1.8 Basamaklı Dolusavaklar
Basamaklı dolusavaklar büyük miktarda enerjiyi alıp sönümlerler ve inşa maliyetleri
düşüktür. Basamaklı dolusavaklar ağırlık barajlarının mansap yüzü için oldukça
ekonomik ve pratik olarak teşkil edilmiştir. Bu sebeple SSB (RCC) barajlar için de
önerilen bir dolusavak tipidirxvi.
4.3.1.8.1 Eşik Genişliğinini Seçimi
Basamaklı dolusavaklarda eşik genişliği genellikle büyük seçilir. Bu seçilen genişlik
barajın mansabına kadar daralmadan aynı genişlikte devam eder. Dolusavak deşarj
kanalında daralma akımın hidroliği açısından pek uygulanan bir yöntem değildir.
Ancak dolusavak eşik yapısı üzerine ayak koymak sureti ile köprü projelendirmenin
hidrolik açıdan herhangi bir mahzuru yoktur. Dolusavak eşik yapısının geniş
seçilmesinin en önemli nedeni dolusavak deşarj değerinin q =20.00 ila 30.00 m2/s/m
(birim debi)’den fazla olması durumunda kanalda kavitasyon riskinin ortaya
çıkmasıdırxvii.
4.3.1.8.2 Akım Koşullarının İncelenmesi
Oldukça pürüzlü veya basamaklı bir yüzeyden geçen akımın enerjisi büyük bir
oranda sönümlenir. Basamaklı dolusavak boşaltım kanalındaki basamaklar akımın
enerjisinin büyük bir bölümünün boşaltım kanalı boyunca sönümlenmesini
sağlayarak, mansaba yapılacak enerji kırıcı yapıların boyutlarını yaklaşık %30-40
oranında azaltılmasını sağlamaktadır (Nasıl Yapmalı 2, Basamaklı Dolusavak
Uygulamaları. Basamaklı dolusavaklar üzerindeki akım koşulları aşağıdaki gibi
tanımlanmaktadır;
 Nap akımı (Nappe flow)
 Sıçramalı akım (Skimming flow)
 Geçiş akımı (Transition flow)
Nap akımı kanal eğiminin ve debinin düşük olduğu durumlarda; bir basamağın
ucundan çıkan serbest düşülü jetin bunu izleyen bir sonraki basamağa çarparak tam
veya kısmi hidrolik sıçramaların oluşması şeklinde tanımlanır, (Şekil 41.a, Şekil
41.b). Enerji sönümlenmesi ise jetin havada kırılması basamak üzerine çarpma
etkisi veya basamak üzerinde bir hidrolik sıçrama oluşturarak karışması sonucunda
92
oluşur. Bu durumda, küçük debilerde sıçramalı akıma oranla çok etkili bir şekilde
enerji sönümlenmesi oluşur.
Debinin ve/veya eğim açısının artması akımın nap akımından sıçramalı akım geçme
koşulunu oluşturur. Sıçramalı akımın (skimming flow) oluşması, debiye ve boşaltım
kanalı taban eğimine bağlıdır. Sıçramalı akım tipinin aşağıda verilen kritik değerden
daha büyük değerlerde oluşacağı ortaya koyulmuştur.
(69)
Burada;
(dkr)başla = sıçramalı akım tipinde karakteristik kritik akım derinliği
h = basamak yüksekliği
= basamak uzunluğudur.
Sıçramalı akım dkr > (dkr)başla durumunda oluşur. Sıçramalı akım koşullarında akım
basamak yüzeylerinden bir kararlı nehir gibi akarak basamakların üzerinden sekip
basamak boşluğu ve akım arasındaki bölgede oluşan çevirintiler ile (recirculating
fluid) yastıklanır. Basamakların diş uçlarının birleşim yerlerinden geçen, akımın
üzerinden sekip geçeceği izafi bir taban oluşturur, (Şekil 41.e). İzafi taban altında
çevrintiler oluşur ve basamakların ucundan geçen akımdan oluşan kayma
gerilmelerinin sürekliliği sağlanır. Sıçramalı akım (skimming flow) ise büyük
sürtünme kayıpları ve etkili hava girişimi ile karakterize edilmektedir. Büyük
barajlarda bu özellikler nap akımına oranla daha fazla enerjinin sönümlenmesini
sağlamaktadır. Basamaklı bir dolusavak boyunca oluşan akımda, şiddetli türbülans
ve büyük oranda hava karışımı bulunur, (Şekil 41).
93
Şekil 41 - Basamaklı Bir Boşaltım Kanalındaki Akım Rejimleri
a) Tam Gelişmiş Hidrolik Sıçramalı Nap Akımı,
b) Kısmi Gelişmiş Hidrolik Sıçramalı Nap Akımı,
c) Girdap-Basamak Girişiminde Sıçramalı Akım (Düşük Eğimli 27°< <35°),
d) Girdap-Girdap Girişiminde Sıçramalı Akım (35° < < 45°),
e) Düzgün Çevrintiler İle Sıçramalı Akım (Dik Eğimler
> 45°),
94
Şekil 42 - Basamaklı Dolusavaklarda Akıma Hava Karışımı
a) Nap Akımı
b) Sıçramalı Akım
Türbülans ve hava girişi, basamaklı şut boyunca hava-su arasındaki gaz transferinin
oluşmasında etkilidir. Nap akımında herbir basamaktaki hava-su gaz transferi
basamakta oluşan hidrolik sıçrama ve akıma dalan jet nedeni ile oluşur, (Şekil 42 - a).
4.3.1.8.3 Enerji Kırılması
Basamaklı dolusavakta enerji sönümlenmesini etkileyen en önemli parametreler
birim debi,kritik akım derinliği,baraj yüksekliği, boşaltım kanalı eğimi ve basamak
geometrisidir.
Basamaklı dolusavaklardaki akımlarda enerji kırılmasının gösterimi için ∆H/Hmaks
oranı kullanılmaktadır.
∆H =Toplam yük kaybı (m) ∆H =H maks – H kalan
(70)
H maks = Dolusavak mansabından itibaren kullanılan; (mansap kotu – max.su)
seviyesi mesafesi
H kalan = Dolusavak mansabından itibaren kullanılan; mansapta kalan enerji
yüksekliği
4.3.1.8.4 Nap Akımında Enerjinin Kırılması
Hidrolik sıçrama olmaksızın nap akımındaki en iyi Hkalan değerini veren formüller
95
Uzun basamaklı kanallarda kayan akımda nap akımına nazaran daha fazla enerji
kırılmaktadır (Chanson 1994). Kısa basamaklı kanallarda ise nap akımı kayan
akıma nazaran daha fazla kinetik enerji kırmaktadır, nap akımı daha düz ve daha
geniş basamaklı kanallar da oluşmaktadır. Bu durumda ekonomik olarak daha
pahallı yapıların yapılmasına neden olmaktadır.
 H brj
 6.00 x
 dc



0.30
 H brj
H kalan
 3.34 x
dc
 dc



0.027
H kalan
dc
H brj
2<
d c <20
(71)
H brj
d c <75
30 <
(72)
Basamak yüksekliği Schoklitsch (1937)’nin oluşturduğu formüle göre aşağıdaki
şekilde belirlenir;
0.81
h 
 d c  
 3.00  4.30 x 
l 
 h  
1
(73)
Duvar yükseklikleri ise Chanson
& Toombes (1997b) tarafından kullanılan
formüllerdir.
Y90 / dc =1.10 ~ 1.20
Y90 = Hava konsantrasyonu %90 olan su derinliğidir.
Ancak ideal derinlik Y 98 olarak kabul edilmektedir.
4.3.1.8.5 Geçiş Akımında Enerjinin Kırılması
Geçiş akımı düşük deşarj miktarında olan “nap akımı” ile büyük deşarj miktarında
olan
“kayan
akım”
isimlendirilmektedir
akım
(Elviro
arasındaki
durumdur.
&
(1995),
Mateos
Orta
Chanson
akım
rejimi
olarak
(1996).Bu
rejimin
matematiksel olarak ifade edilmesi son derece zordur. Akımda hidrodinamik
dalgalanmalar oluşmaktadır. Buna rağmen az miktarda ölçüm bilgisi mevcuttur. Bu
rejimde baskın olan “Nap Akımıdır”. Akım sırasında her bir basamak üzerindeki
dalgalanma
neticesinde
suyun
spreylenme
etkisi
gözlenir
ve
basamağın
mansabında serbest yüzeyli akımın kesişme noktasında hava girişi gözlenir.
96
Kanal açısı α = 3.400 deki akım sırasında, basamağın memba tarafı akımın
görünüşü ve ölçümlerinin de işaret ettiği gibi hızla değişir. Mansap kısmı da buna
bağlı olarak değişikliğe uğrar. Düz basamaklarda memba kısmı hidrolik sıçrama
olmaksızın “Nap akımının” NA3 adı verilen faz’ına geçiş yapar. İlk basamakta akım
şok dalgası ile karşılaşır. 2. 3. ve 4. basamaklarda akımda kayda değer ölçüde
kaotik değişiklikler gözlenir. Enerji kırılması oranı ise ∆H/ Hmax = %30 ila % 40
oranında olarak ilk üç basamakta oluşur. 5. basamaktan itibaren ise akım
koşullarında diğer basamaklara doğru çok küçük değişiklikler oluşur.
Kanal açısının α = 220 deki düz basamaklı akımlarda, basamağın memba tarafı düz
ve şeffaftır. İlk birkaç basamakta serbest yüzeyli akım basamak geometrisine bağlı
olarak dalgalı fazdadır. Basamak köşelerindeki havalanma ihtiyacı hava girişinin
kesişme noktasının menbağında açık şekilde gözlenmektedir. Kesişme noktasının
mansabında kayda değer ölçüde sıçrama gözlenmektedir. Akım oranının en düşük
noktasında ( dc / h =0.65 ) basamak napı altında oluşan hava çukurunun şekli
basamaktan basamağa değişmektedir.
Geçiş akımı sırasında eğer sıçrama göz önüne alınmaz ise; duvar yükseklikleri Y90
=1.60 x dc yada daha büyük olarak 1.40 x Y90 = 2.20 x dc olarak kabul
edilmektedir.
Proje uygulamaları sırasında itinalı hidrolik hesaplama ve model çalışmaları
yapılmaz ise (TRA) geçiş akımından sakınılmalıdır. Ancak, “Kayan Akım” koşulları
kanalda uygulanacak ise kontrolsüz dolusavaklarda geçiş akımı kullanılmaktan
imtina edilmemelidir. Geçiş akımı düşük deşarj sırasında ortaya çıktığı için ancak
model çalışmaları sayesinde projeye gerçek boyutlarını verilebilmektedir.
4.3.1.8.6 Kayan Akımda Enerjinin Kırılması
Kanallardaki akımın artması ile kayan akıma geçiş sağlanır. Kayan akıma ilk geçiş
olduğu anlarda oluşan akıma (Onset of Skimming Flow) “Kayan Akımın Başlangıcı”
adı verilir ve serbest düşen akımın altındaki çukurun yok olması ile akım yarı
homojen hale döner. Çukurun dolmasına yardım eden durum bu bölgeye hava
verilmesidir. Başlangıç akımın deşarj fonksiyon parametreleri basamak yüksekliği ve
basamak boyudur.
(d c ) Başaşlang
h
 1.06  0.465 x
h
l
(74)
97
( d c ) Başaşlang 
Başlangıçtaki karekteristik kritik akım derinliği
d c  Kritik akım derinliği
Kayan akım rejiminde dc > (dc)Başlangıç, h / l > 0.20 ~ 1.25 ve 11.000 < α <
52.000 şartları oluşmaktadır.
Enerji sönümleme oranı aşağıda verildiği gibi hesaplanır.
H kalan  dx cos  
qw
2
2 xgxd 2
(75)
Uniform eşitlik denklemi kullanılarak aşağıdaki formüller konulmuştur.
H
1
H maks
 fe 


 8 x sin  
1/ 3
1  fe 
x cos   x

2  8 x sin  
3 H brj

2
dc
2 / 3
(76)
Kapaksız dolusavaklarda;
 fe 


8 x sin  
H

1
H maks
1/ 3
1  fe 
x cos   x

2  8 x sin  
H brj  H o
2 / 3
dc
(77)
Kapaklı dolusavaklarda;
Kapaklı
dolusavaklarda
yukarıdaki
formüllerde
de
görüldüğü
gibi
barajın
yüksekliğinin artması ile enerji kırılma oranı da artmaktadır.
f e  Hava su karışımı içerisindeki sürtünme katsayısı
f e katsayısının eğeri α = 520 için 0.03 ila 0.2 arasındaki değerler kabul edilmektedir.
Ancak 0.2 değeri genel olarak uygun kabul edilmektedir.
98
H maks  Enerji kırıcı taban kotu başlangıç alınmak şartı ile maksimum su kotu
arasındaki mesafe.
H brj  Enerji kırıcı taban kotu başlangıç alınmak şartı ile dolusavak kret kotu
arasındaki mesafe.
H maks  H brj  H o
H o  Dolusavak kreti üzerindeki su yüksekliği
H maks  H brj  1.50 xd c
(78)
Kapaksız dolusavaklar için
N= Basamak adedi
yc = hc =dc= Kritik akım yüksekliği
h = Basamak yüksekliği
4.3.1.9 Serbest Jet Savaklar
Serbest jet savakların en uygun olduğu gövde tipi kemer barajlardır. Su jeti gövdenin
üst ara veya alt kotlarında konumlandırılabilecek bir eşikten savaklanır. Serbest jet
savakların tasarımında temel prensip mansapta oluşabilecek oyulmaların ve baraj
topuğunda oluşacak çarpma kuvvetlerinin iyi analiz edilmesidir. İki vadi arasındaki
boğazın genişliği, tasarım debisi, nehir yatağının ve vadinin zemin formasyonu
seçimde gözönünde bulundurulması gereken diğer unsurlardırxviii.
4.3.1.10 Devrilebilen Taşkın Savakları (Fusegates)
Devrilebilen taşkın savakları konvansiyonel savaklara teknolojik ve ekonomik
faydaları ile alternatif bir çözüm sağlar. Baraj dolusavak kret kotuna birbirinden
bağımsız yan yana monte edilen modüler sistemlerden oluşur. Modül boyut ve türleri
proje karakteristiklerine bağlı olarak belirlenirxix.
Normal işletme koşullarında devrilebilen savaklar barajın depolama kapasitesini
arttırması sebebiyle önerilir. Devrilebilen savaklar tasarım debisine kadar kontrolsüz
labirent savak olarak çalışırlar, daha büyük taşkın seviyelerinde ise devrilerek
99
akımın savaklanmasını sağlarlar. Genel olarak üç kısımdan oluşurlar; havuz bölgesi,
kuyu ve temel.
Tasarımında devrilme durumunda yapının stabilitesi tahkik edilmelidirxx.
4.3.2
Kontrolsüz Dolusavakların Hidroliği
Dolusavağın kapasitesi, kret şekline, kret uzunluğuna ve dolusavak (hidrolik) yüküne
bağlıdır. Dolusavak yükü yaklaşan akım koşullarından, orta ve/veya kenar ayak
etkilerinden ve akımın batmışlık durumundan etkilenir. Bir dolusavağın temel amacı,
öngörülen büyük taşkınları, membasında ve mansabında oluşabilecek kabul
edilebilir bir hasarla iletmektir. İdeal dolusavak tasarımının, maliyeti en aza
indirmekten geçtiği ve aşağıda verilen koşulları mümkünse birlikte sağlaması
gerektiği söylenebilir.
 Tasarım debisini iletebilen yeterli kret uzunluğu
 Krete üzerinde kabul edilebilir minimum basınç
 Kret üzerinde maksimum kabul edilebilir enerji yükü
 Gelen/yaklaşan akım için kabul edilebilir hızlar ve akım karakteristikleri
100
 Kabul edilebilir çevresel ve estetik koşullar
Mühendislik ekonomisi araştırmaları; dar ve büyük birim debili dolusavakların, geniş
ve ortalama birim debili olanlara göre çoğunlukla daha ekonomik olduğunu
göstermektedir. Bu yüzden kret üzerindeki dolusavak yükü büyük olan ve büyük bir
birim debi geçiren tasarım en ekonomik olanıdır. Ancak dolusavak yükünün artması
ise aşırı orta ve kenar ayak büzülmelerinin oluşmasına, enerji kırılma sorunlarına,
kavitasyon olasılığının artmasına ve dolusavak sisteminde düzensiz akımlara neden
olabilir. Bu nedenle tasarım mühendisinden beklenen, dolusavak yükünü verimli bir
biçimde kullanmasıdır. Serbest akımlı dolusavak profilinin belirlenmesinde USBR
metodu
benimsenmiştir.
İlerleyen
bölümlerde
ağırlıklı
olarak
bu
profilin
karakteristiklerinden bahsedilecektir.
Şekil 43 – Dolusavak Profili
4.3.2.1
Kontrolsüz Dolusavak Profili
Eğer dolusavak kretine uygun şekil verilmezse, örneğin savak küçük bir proje
yüküne göre projelendirilirse,
olduğunda nap dolusavağın dış yüzeyinden
ayrılır. Fakat nap, serbestçe havalanmadığı için düşük basınçlar nedeniyle savak
yüzüne yapışmaya zorlanır. Daha sonra atmosfer basıncından küçük basınçlarda
su, kaynama derecesinin altında buharlaşır ve napın alt kısmında buhar cepleri
oluşur. Bu cepler akımın etkisi altında dolusavağın aşağı kısımlarına hareket
ederek, atmosfer basıncının oluştuğu yerlerde patlama ile su haline döner. Bu
esnada oluşan kuvvetler beton yüzeyini parçalar. Bu nedenle, tepeye etkiyen
basıncın kabul edilebilir sınırlarda olması ve dolusavakta verimlilik için tepe şeklinin
yüksek bir debi katsayısı sağlaması gerekmektedir. Bu kısıtlamaları karşılayan ideal
101
dolusavak şekli ise Şekil 43’de gösterildiği gibi keskin kenarlı bir savak üzerindeki
akımın alt yüzeyidir. Bu yüzeyin şekli bağıl yükten (
), savağın memba
yüzünün eğiminden ve yaklaşan akımın derinliği ile hızından etkilenmektedir.
Dolusavak profillerinin belirlenmesinde yaygın olarak Creager ve Ogee profilleri
kullanılmaktadır. Creager profili daha çok proje debisi küçük olan regülâtörlerde
uygulandığından burada ayrıca incelenmeyecektir.
4.3.2.2 USBR Ogee Kret Profili
Ogee profili, kretin membası ve mansabı olmak üzere iki kısımdan oluşmaktadır.
Membasında kalan kısım, yarıçapları farklı iki dairesel yayın birleşimiyle, mansap
kısmı ise aşağıdaki bağıntıyla tanımlanmıştır;
(79)
K ve n değerleri, memba eğimine ve yaklaşım hızına bağlı sabitlerdir. Bu sabitlerin
farklı koşullardaki değerleri Şekil 44'dexxi ve kretin membasında kalan kısmın nasıl
belirleneceği ise Şekil 45'dexxii verilmiştir. Düşey memba yüzeyi ve düşük yaklaşım
kanalı hızları için yaklaşık profil ise Şekil 46’dexxiii verilmiştir. Bu profilin şekli
cinsinden ifade edilmiş değişik yarıçaplı yayların birleşimden oluşmaktadır. Şekil
44’de
verilen profile göre daha basit olan bu profil, yaklaşım derinliğinin,
,
maksimum yükün yarısına eşit ya da bu değerden büyük olduğu durumlarda
kullanılabilir. Yaklaşım derinliğinin maksimum yükün yarısından küçük olduğu
durumlarda ise profil Şekil 44’den belirlenmelidir.
4.3.2.3 WES Ogee Kret Profili
USBR verisini temel alarak WESxxiv tarafından geliştirilen standart dolusavak
şekillerinin mansap profilini aşağıdaki bağıntı belirlemektedir;
(80)
Tipik WES standart profil şekilleri Şekil 47'da gösterilmiştir. Dolusavak profilinin
memba tarafındaki kısmını tek bir bağıntı ile belirlemek mümkün değildir. Tepenin
memba tarafının eğrilik yarıçapı dolusavağın verimini önemli ölçüde etkileyen
102
etkenlerden biridir. Eğrilik yarıçapında ani bir değişiklik ya da süreksizlik, sadece
sınır tabakasını bozmakla kalmaz, aynı zamanda akımın ayrılmasına ve kavitasyona
neden olabilir. Yapılan araştırmalar, memba tarafı için, yaklaşan akımın derinliğine
bağlı olarak bir elipsin eksenlerinin sistematik olarak değiştiğini bulmuştur. Memba
eliptik şeklinin denklemi şöyledir;
(81)
Değişen yaklaşım kanalı derinlikleri için dolusavak profilinin nasıl belirleneceği Şekil
48'de
4.3.2.4
xxv
verilmiştir.
Dolusavak Tepe Basınçları
Dolusavak kret şeklinin ortaya çıkardığı basınçlar,
oranıyla ters orantılıdır.
oranı yaklaşık olarak bire eşit olduğunda, kretteki basınç gerçekte atmosfer
basıncıdır.
oranı arttıkça, tepedeki basınç atmosfer basıncının altına düşer.
Bu negatif basınçlar, havalandırılmış ince kenarlı bir savaktaki debi katsayısının
artmasının önemli nedenlerinden biridir. Tepe basınçları için makul bir yaklaşım,
çeşitli tasarım koşullarında yapısal stabilite analizi için gerekli veriyi sağlayacaktır.
Ayrıca kret basınç hesapları, kavitasyon hasarı oluşturacak basınçlarından hidrolik
olarak kaçınılması ve bu basınçların sınırlandırılması için gereklidir. Buna göre
oranının 1.33 değerini aşmaması önerilmektedir.
4.3.2.5 Kontrollü ve Kontrolsüz Kretler
Kontrollü kret akımı kontrol etmek için kapaklar içerir. Memba yüzü eğimi 1:1 olan,
oranının 0.25, 0.50 ve 1.0 değerleri için kontrollü ve kontrolsüz ve kontrollü
tepeler araştırılmıştır.
ölçülmüştür.
için
olduğu değerlerde basınçlar
değerinin 0.25 kadar düşük olduğu bir dolusavakta,
ve
üzerindeki değerler için debi katsayısında etkili bir yükselme gözlenmemiştir. Deney
araştırmaları iki tane orta ayak içeren eklenmiş kret modeli üzerinde de yapılmıştır.
103
Orta ayakların bulunduğu bir kret negatif basınçlar için tasarlanırken, orta ayakların
mansap kısmındaki negatif basınç alanına kadar uzatılması zorunludur. Bu napın
havalanmasını, ayrılmasını, dalgalanmasını ve tasarım üstünlüklerinin kaybolmasını
önleyecektir. Ön tasarım için basınçların pozitif değerlere döndüğünün bulunduğu
boyutsuz yatay mesafeler (kret ekseninden) aşağıdaki tablodaxxvi verilmiş olup ön
tasarım için kullanılabilir.
1.17
0.10-0.40
1.33
0.70-0.90
1.50
1.10-1.50
4.3.2.6 Dolusavak Nap Üst Profili
Serbest bir akımda, dolusavak kreti üzerinde oluşan nap üst profili (su yüzü profili),
krete bitişik kenar duvarların ve kret üzerindeki servis köprülerinin tasarımında ve
dolusavak kapak milinin yerinin belirlenmesinde önemli bir rol oynar. Orta ayaklar
tarafından engellenen nap profili ile engellenmeyen nap profili birbirinden farklıdır.
Ayrıca nap üst profili, yaklaşan akımın kret eksenine göre yönü kullanılarak
değiştirilebilir. Nap profillerini belirlemekte kullanılacak yöntemler, çeşitli koşullardaki
oranlarıyla, dolusavağın kapaklı-kapaksız oluşuyla ve yaklaşan
akımının kret eksenine dik olup olmayışıyla ilgilenen deneysel çalışmalardan elde
edilebilir. Bu yöntemler, nap profili ve ilgili konuların tasarımında sağlıklı bir temel
sağlayabilir. Ancak mevcut hidrolik koşulların, kabul edilen deney koşullarından
farklı ve nap üst profilinin tam olarak belirlenmesinin tasarım için kritik olduğu
durumlarda, profilin model çalışmaları ile belirlenmesi önerilir.
4.3.2.7 Debi Karakteristikleri
4.3.2.7.1 Dolusavak Ayakları ve Yaklaşım
Büzülme Katsayısı
104
Orta ayak büzülme katsayısı,
, ayak burnunun yerleşimi ile şeklinden, ayağın
kalınlığından, tasarım yükünden ve yaklaşan akımın hızından etkilenir. Orta ayak
büzülme katsayıları, ayak biçimine bağlı olarak aşağıdaki tablodaxxvii verilmiştir.
Büzülme
Ayak Burun Biçimi
Katsayısı,
Kare-burunlu, köşeleri ayak kalınlığının
1/10'u bir yarıçapla yuvarlatılmış
0.02
Yuvarlatılmış burunlu
0.01
Sivri burunlu
0.00
Orta ayak büzülme katsayıları,
Kenar ayak büzülme katsayısı,
ise, akım ekseni ile memba kanalı yaklaşım
duvarı arasındaki açıdan, tasarım yüküne bağlı yükten ve yaklaşan akımın hızından
etkilenir. Kenar ayak büzülme katsayıları tasarım yükü ile ilişkileri de göz önüne
alınarak aşağıdaki tablodaxxviii verilmiştir.
Büzülme
Ayak Biçimi
Katsayısı,
Akım doğrultusu ile 90o
açı yapan baş duvarlı kare kenarlar
0.20
Akım doğrultusu ile 90o
açı
yapan
baş
duvarlı
yuvarlatılmış
0.10
kenarlar
Akım doğrultusu ile 45o den az
açı
yapan
baş
duvarlı
yuvarlatılmış 0.0
kenarlar
105
Dolusavak Ayakları Arasındaki Yükselme
Yapılan model çalışmaları hem alçak hem de yüksek dolusavaklarda radyal
kapakların,
dolusavak
membasında
suyun
yükselmesine
neden
olduğunu
göstermiştir. Model çalışmaları, prototip dolusavağın çeşitli kapak açıklığı ve adetleri
için
düzenlenmiş
alternatiflerinde,
3.00
metrenin
üzerindeki
su
yüzü
dalgalanmalarının 10 saniyeden az bir periyotta oluştuğunu göstermiştir.
Dolusavak orta ayakları ve kapak bölgesi tasarımı için aşağına verilen bağıntılar
uygulanarak aşırı su yükselmesi önlenebilir.
Alçak yüklü dolusavaklarda (
)
(82)
(83)
Yüksek yüklü dolusavaklarda (
)
(84)
(85)
Bu bağıntılarda;
kapak açılma miktarı,
orta ayak uzunluğu,
kapağın en
memba tarafındaki yüzeyden orta ayak mansap ucuna kadar olan uzaklık,
kapakların debiyi kontrol ettiği durumda maksimum yük ve
ise kret üzerindeki
yüktür.
Debiyi kontrol eden radyal kapaklar için maksimum kapak açılma miktarı kret
üzerindeki yükün 0.625 katı alınabilir. Çeşitli kapak açılma miktarları için kapağın
106
kontrol ettiği debide kret üzerinde oluşan maksimum yük, dolusavak deşarj
eğrilerinden elde edilebilir. Bütün kapaklı dolusavaklar için bu kurallar, kapak
büyüklüğüne
bakılmaksızın
uygulanabilir.
Ancak
bu
ve
çalışmalarından elde edildiği için,
kurallar
sınırlı
model
olan dolusavaklar için
uygulanmadan önce model deneyleri ile kontrol edilmelidir.
Dolusavak Yaklaşımı
Dolusavak yaklaşım şekli, kenar ayak büzülme katsayısını, nap profilini ve
muhtemelen boşaltım kanalı ile düşüm yatağındaki akımın karakteristiklerini etkiler.
Her biri kenar ayakları farklı biçimlerde etkileyen üç çeşit yaklaşım şekli vardır.
Derin Yaklaşım (
): Bu durumda yaklaşım hızlarının önemsiz olduğu
yüksek bir dolusavak vardır. Yüksek yüklü barajın beton kısımlara bitişik olan kenar
ayaklarının biçimleri, kenar ayak büzülme faktörünü etkileyen en önemli etkendir. Bu
tip yapılarda, daha büyük bir kenar ayak yarıçapı elde etmek için kenar ayağın
barajdan
membaya
doğru
uzatılması,
dolusavağın
bitiş
kısmındaki
akım
özelliklerinde iyileşme sağlayabilir.
Sığ Yaklaşım (
): Bu durumda geniş ama nispeten sığ bir yaklaşım vardır.
Sınırlı Yaklaşım: Dolusavağın barajdan uzak ve yaklaşım kanalının kazılarak
oluşturulması gerektiği zaman ortaya çıkar. Bu tip yaklaşımda, yaklaşım hızlarının
yüksek ve akım dağılımının düzensiz olmasına rağmen kenar ayaklarda güçlü yan
akımlar oluşmayabilir. Dolusavağa doğru yaklaşım kanalının kazılarak açılması
gerektiği durumlarda, dolusavak kapasitesini hesaplarken yaklaşım kanalında
sürtünmeden dolayı oluşacak kayıplar da belirlenmelidir.
4.3.2.8 Kontrolsüz Ogee Kreti İçin Debi Katsayıları
Dolusavak kretinden geçen akım, serbest ve batmış akım olmak üzere iki şekilde
sınıflandırılabilir. Serbest akım durumunda debi katsayısının değeri, kretin mansap
koşullarından etkilenmez. Batmış akım durumunda ise, mansap su seviyesinin yeteri
kadar yüksek olduğu durumlarda debi katsayısı azalabilir ya da kret eksenine çok
yakın bir yerde kret profilinde bir değişiklik olursa, kret şeklinin bütün üstünlükleri
sağlanamayabilir. Debi katsayısı aşağıdaki etkenler tarafından belirlenir:
107
 Yaklaşım (kanalı) derinliği,
 Kret üzerindeki bağıl yük
,
 İdeal nap şekli ile mevcut kret şekli arasındaki ilişki,
 Memba yüzü eğimi,
 Mansap taban ve su seviyesinin durumu.
4.3.2.9 Yaklaşım Derinliği Etkisi
Yüksek keskin kenarlı savaklarda yaklaşım hızı az ve savak sonrası büzülme
maksimum olacaktır. Yaklaşım derinliği azaldıkça yaklaşım hızı artar ve büzülme
azalır. Yüksekliği üzerindeki akışı oluşturan su yükünün 1/5 inden az olmayan
keskin kenarlı savaklarda, büzülmenin azalmasına rağmen savak deşarj katsayısı
yaklaşık 1,82 de sabitleşir. Savak yüksekliği üzerindeki su yükünün 1/5 inden az
olan keskin kenarlı savaklarda akımın büzülmesi giderek artan bir şekilde baskılanır
ve deşarj katsayısı azalır.
Keskin kenarlı savak katsayıları savak üstü su yükü yerine maksimum büzülmenin
olduğu nokta ile ilişkilendirildiğinde, bu katsayılar Ogee profilli savaklara
uygulanabilir. Ogee kret deşarj katsayısı olan Co ın P/Ho ile olan ilişkisi Şekil 49 da
verilmiştir. Bu katsayılar ancak Ogee ideal nap şekline göre, yani He/Ho = 1
olduğunda geçerli olacaktır. (He=Mevcut Su Yükü, H0= Tasarım Su Yükü)
4.3.2.10 Tasarım Yükünden Farklı Yüklerin Etkisi
Kret üzerindeki mevcut su yükü kretin tasarım su yükünden az yada çok olduğunda
savak deşarj katsayısı Şekil 49’da verilen katsayılardan farklı olacaktır. Deşarj
katsayısının değişimi ile H0/He ilişkisi Şekil 50’de verilmiştir. Mevcut su yükünün,
tasarım yükünden büyük olduğu durumlarda deşarj artacak, tasarım su yükünden
küçük olduğu durumlarda ise daha küçük deşarj katsayıları bulunacaktır.
4.3.2.11 Memba Yüzü Eğiminin Etkisi
Yaklaşım derinliği - kret üzeri yük oranının küçük olması memba yüzü eğimli bir
savakta deşarj katsayısının artmasına yol açar. Büyük olması durumunda bu katsayı
azalır. Yüksek P/Ho değerlerinde daha yatık savaklar için deşarj katsayısının
108
küçülmesi beklenebilir. Şekil 51 memba yüzeyi eğimli savak deşarj katsayısının (Ci),
memba yüzü dik savak deşarj katsayısına (Co) oranını P/Ho a bağlı olarak
göstermektedir.
4.3.2.12 Mansap Etkisi
Dolusavak mansabındaki su seviyesi yeterli derecede yüksek olduğunda savak
deşarjı bu durumdan etkilenebilir ve savak batık çalışabilir. Kret üstü su seviyesinin
mansap apronuna olan düşey mesafesi ve deşarj kanalı su derinliği deşarj
katsayısını etkileyen faktörlerdir. Kret mansabında apron yerleşimi ve mansap su
seviyesine bağlı olarak 5 akım tipi görülebilir. Bu akımlar aşağıda verilmiştir;
 Akım sel rejimiyle devam edebilir
 Kret hemen mansabında kısmi veya tamamlanmamış bir hidrolik sıçrama
oluşabilir.
 Kret mansabında gerçek hidrolik sıçrama oluşablir.
 Boğulmuş hidrolik sıçrama oluşabilir.
 Sıçrama oluşmaz.
Şekil 52
da mansap batıklıkları ile mansap apron yerleşimi arasındaki ilişki
görülmektedir. Mansap akımı sel rejimi yada hidrolik sıçrama halinde iken deşarj
katsayısı; mansap apronunun geri tepme etkisiyle azalır. Bu durum kuyruksuyu
seviyesinin batıklık etkisinden bağımsızdır. Mansap apron koşullarının deşarj
katsayısına olan etkisi Şekil 53’da görülebilir.
Mansap apron seviyesi kret üstü akım seviyesine yaklaştığında (( hd+d)/He 1,0 e
yaklaşırken) yeni deşarj katsayısının (Cs) mansapdan etkilenmemiş deşarj
katsayısına (Co) oranı 0,77 olur.
Şekil 52’da
görüleceği üzere (hd+d)/He oranı 1,7 yi aştığında mansap tabanı
yerleşiminin deşarj katsayısına etkisi çok az olur, ancak deşarj katsayısındaki
azalma kuyruksuyu batıklığı nedeniyle katsayı düşer. Kuyruksuyu etkisi altındaki
deşarj katsayısının serbest akımdaki deşarj katsayısına olan oranı Şekil 54 de
verilmiştir.
109
4.3.2.13 Mansap Eğimi
Mansap eğimi, genelde yapısal stabilitenin gerektirdiği bir eğimle kret profiline teğet
olarak yapılır. Bu eğimler çoğunlukla 0.6:1 ile 1.1:1 arasında değişebilmektedir.
Kenar duvarlarla birlikte mansap eğiminin oluşturduğu oluk, akımı kret üzerinden
boşaltım kanalı ya da enerji kırıcı havuza yönlendirir. Akımın ivmesi ve hızdaki
tedrici artış yüzünden, bu kanalın profilinin, düşeyde ve yatayda tasarım profiline
kesinlikle uygun olmasına ayrı bir özen gösterilmelidir.
4.3.2.14 Dolusavak Topuğu
Dolusavak topuğu, dolusavak oluğu ile boşaltım kanalı ya da enerji kırıcı havuz
arasındaki bağlantıdır. İşlevi ise dolusavak sırtından düşen akımı mansabına kabul
edilebilir akım koşullarında iletmektir. Topuk dairesel yayı, hem dolusavak oluğuna
hem de mansap düşü tabanına teğet olarak yapılır. Yarıçapı ise yüksek hızlarda bile
akımın
yönünü
engellenmeksizin
yumuşakça
değiştirebileceği
biçimde
belirlenmelidir. Topuğun girişindeki akım derinliğinin minimum 5 katı bir yarıçap
önerilebilirxxix. Ayrıca bu bölgede basınçlar, tabanda ve kenarlarda merkezkaç
nedeniyle artar. Burada basınç, hidrostatik ve merkezkaç basınçlarının toplamıdır.
(86)
Bağıntıda
topukta akım derinliği,
topuktaki akımın hızı,
ise topuk yayının yarıçapıdır.
4.3.3
Kontrollu Dolusavakların Hidroliği
Kontrollü savaklarda değişik kapak açıklıklarında kret üzerinde orifis akım
oluşacaktır. Maksimum su yükünde küçük kapak açıklıklarında serbest yüzlü deşarj
orifisten çıkan jet şeklinde olacaktır. Düşey orfisinten jetin doğrultusu aşağıdaki
parabolik denklem ile bulunabilir;
110
(87)
H : kapak açıklığı orta noktası üzerindeki su yükü
Düşey ile θ açısı yapan orifis için bu denklem;
(88)
Büyük su yüklerinde ve küçük açıklıklarla çalışan kapaklarda, eğer ogee profili
yukarıda verilen denklemin altında kalıyorsa, kret üzerinde negatif basınçlar
oluşabilir.
Atmosfer altı basınçların maksimum su yükü olan Ho ve küçük kapak açıklıklarında
tasarım yükünün 1/10 u mertebesinde oluştukları gözlenmiştir. Kapak mansabında
klasik ogee denklemi yerine jet denklemi ile tasarlanan ogee profili tam kapak
açıklıklarında deşarj verimi azalacak ve ogee profili genişleyecektir. İdeal ogee
denklemli savakta kapak yuvasının ogee kretinin mansabına yerleştirilmesiyle
atmosfer altı basınçlar minimize edilebilir.
Kapaklı dolusavak deşarj debisi aşağıdaki denklemle bulunabilir.
(89)
H : Kapak açıklığı orta noktası üzerindeki su yükü
D : Kapak ucundan kret eğrisine kadar olan en kısa mesafe
L : Kret genişliği
Şekil 55
kapak açıklık derecesi ile deşarj katsayısı ilişkisini göstermektedir. Kapak
açıklığı θ derecesi ile tariflenmiştir. θ açısı kapak yarıçapı ve kapak mesnet yerinden
etkilenebilir.
111
Şekil 44 - Kret Mansap Profilinin Belirlenmesi
112
Şekil 45 - Kret Memba Şeklinin Belirlenmesi
113
Şekil 46 -
için kret profilinin belirlenmesi
114
Şekil 47 - Tipik WES Memba ve Mansap Profilleri
115
Şekil 48 - Memba Eliptik Profilinin Belirlenmesi (Değiştirilmiş WES)
116
Şekil 49 - Memba Yüzü Dik Ogee Savaklarda Deşarj Katsayısı
Şekil 50 - Tasarım Yükünden Farklı Su Yükleri İçin Deşarj Katsayısı
117
Şekil 51 - Memba Yüzü Eğimli Ogee Savaklar İçin Deşarj Katsayısı
Şekil 52 - Savak Kretlerindeki Akımlarda Mansap Etkisi
118
Şekil 53 - Mansap Apronunun Deşarj Katsayısına Etkisi
Şekil 54 - Mansap Batıklığının Deşarj Katsayısına Etkisi
119
Şekil 55 - Kapak Açıklığına Göre Deşarj Katsayısı
4.4
Dolusavak Optimizasyonu
Jeolojik, topografik ve proje özellikleri de dikkate alınarak dolusavak tipine karar
verilir. Seçilen tipin, dolusavak genişliğinin tespiti için gövde maliyeti, dolusavak
maliyeti, kamulaştırma maliyeti, irtifa hakkı birlikte her bir eşik boyu için hesaplanıp
optimizasyon eğrisi çıkarılır. Bu optimizasyon eğrisinin en ekonomik (gövde +
dolusavak + kamulaştırma + irtifa maliyeti) eşik boyuna karar verilir.
120
4.5
Yaklaşım Kanalı Tasarımı
Suyu baraj gölünden alarak dolusavak yapısına iletmek amacıyla oluşturulan kanala
yaklaşım kanalı ismi verilir. Bazı baraj yapılarında dolusavak yapısı (beton ağırlık ve
kemer barajlarda)
Baraj gövdesi üzerinde bulunduğundan yaklaşım kanalı yapımına gereksinim olmaz.
Su doğrudan dolusavak eşik yapısına ulaşır.
Yaklaşım kanaları projelendirilirken dikkat edilmesi gereken konulardan birisi baraj
gölünden kanala girişin geometrisidir. Yaklaşım kanalı girişleri yük kayıplarının
azaltacak ve kanal içerisinde düzenli bir akım koşulu oluşturacak şekilde
tasarlanmalıdır. Kanal içerisindeki akımın düzenli olmaması durumunda hem
dolsavak boşaltım katsayısı değerinde azalma olur hem de mansap kanalı boyunca
akım düzensizlikleri artarak devam eder. Bu nedenle yaklaşım kanallarında kurb
akımları oluşturmaktan kaçınılmasında yarar vardır. Yaklaşım kanaları tasarımında
aşağıdaki konular göz önünde bulundurulmalıdır:
Yaklaşım kanalında enerji kaybı en az olacak şekilde düzenlenir
Planda kurp yapılmasından kaçınılmalıdır
Kanalda ters akımlar oluşmayacak şekilde düzenlenir
Kanal içerisindeki en yükseke akım hızları 4-5 m/s civarında olmalıdır
Topgrafyanın elverdiği ölçüde fazla kazıya girmeden tasarlanmalıdır
Akım kanal içerisinde üniform olması sağlanmalıdır
Yaklaşım kanallarında akım genellikle kritik üstü ve yavaş değişkem akımlardır. Bu
nedenle hesap yöntemi mansap kontrollüdür. Su yüzü hesapları mansapdaki
dolusavak eşiğinden başlanarak baraj gölüne doğru yapılır.
Suyu savak yapısına iletmek amacıyla inşa edilen yapıdır. Dolusavak tipine göre
yaklaşım kanalı yapılmayabilir. Dolusavak baraj gövdesi üzerinde inşa edilmişse su
ile doğrudan doğruya temas halindedir. Bu durumda yaklaşım kanalına ihtiyaç
duyulmayabilirxxx.
121
4.5.1
Baraj Gölünden Kanala Giriş
Giriş ağzının tertibinin önemini iki nokta da vurgulamak gereklidir.
Yük kayıplarının azaltılması
Kanal içinde düzenli bir akımın elde edilmesi
Bu iki hususa dikkat edilmediği zaman daha başlangıçta hidrolik bir yetersizlik
doğabilir. Kanal içindeki akımın düzenli olmaması hem dolusavak debi katsayısına
etkiyecektir, hem de mansap kanalında düzensizlikler yaratacaktır. Bu da suyun ana
yatağa verilmesinde, istenilmeyen zararlı etkilerin doğmasına yol açabilirxxxi.
Kanal giriş ağzının hidrolik bakımdan iyi kontrol edilemediği hallerde yük kayıpları
çok büyük değerlere ulaşabilir. Yüksek hidrolik kayıp değerleri doğrudan baraj
yüksekliğini ve ekonomiyi etkileyebilir.
4.5.2
Yaklaşım kanalının güzergâhı
Kanal güzergâhı baraj konumuyla yakından ilgilidir. Vadinin dar olması halinde
ekseni yamaç içine sokma zorunluluğu ile karşılaşılmaktadır. Bu takdirde eğrisel bir
güzergâh seçmekten başka çare kalmaz. Dolayısıyla merkezkaç kuvvetlerinin
etkisiyle su, dirseğin dış tarafına yığılır ve akım düzgün olmaktan çıkar.
Yaklaşım kanalının boyunu “dirsekten kaçınmak için” kısaltmak ve kanal girişini
baraj eksenine yaklaştırmak bu sakıncayı ortadan kaldırsa da yüksek istinat
duvarları inşa edilmek zorunluluğu doğabilir.
Dolusavak kretinden önce, yaklaşım kanalında dolusavak genişliğinin 1 -1.5 katı
civarında düz bir güzergah tasarlanması akımı düzenlemeye yardımcı olacaktır.
Yaklaşım kanalında uygulanacak bir kurbun eğrilik yarıçapının su derinliğine oranı
olabildiğince fazla olmalı ve yaklaşık olarak 3 ‘den az olmamalıdırxxxii.
Bazı durumlarda dolusavak kretine doğru daralan bir yaklaşım kanalı tasarlamak
akımı düzenlemeye yardımcı olabilirxxxiii.
4.5.3
Yaklaşım kanalındaki akımın maksimum hızı
Yaklaşım kanalı içinde büyük yük kayıplarına ve oyulmalara neden olması muhtemel
hızlardan kaçınılmalıdır. Maksimum debi için kabul edilmesi gerekli en yüksek hız
122
4,5 – 5,0 m/s civarında kalmalıdır. Kadastrofal taşkınlar dışında kanalın taşıyacağı
normal hızlar 2 – 2,5 m/s olmalıdırxxxiv.
Yaklaşım kanal tabanı dolusavak kretinden tasarım su yükünün 1/5 ‘i kadar alçakta
olacak ve yaklaşım kanalında su hızları genellikle 3 m/s ‘yi geçmeyecek şekilde
tasarlanır.
4.6
Taşkın Öteleme
Taşkın öteleme yapılmadan önce hazırlanması gereken veriler şunlardır;
 Hacim – Satıh Eğrisi
 Dolusavak Deşarj Eğrisi
 Taşkın Hidrografı
Ön çalışmalar tamamlandıktan sonra barajın işletme amacına ve kret tasarımına
göre taşkın öteleme ile ilgili kabuller yapılmalıdır.
Eğer kapaklı bir dolusavakta normal su seviyesinin üzerine su yükselmeden taşkının
savaklanması isteniyorsa dolusavak kapasitesi taşkın hidrografının tepe değerine
eşit tasarlanmalıdır. Bu durumda taşkın öteleme söz konusu olmaz.
Bunun dışındaki durumlarda su göl alanında yükselir ve taşkın ötelenir. Dolusavak
kapasitesi ötelenmiş debiye göre belirlenir.
Taşkın ötelem çalışmaları yapılırken savaklanan debi ile rezervuardaki su kotu
arasındaki ilişkiyi veren deşarj eğrisi ve rezervuar hacminden savaklanan debinin
çıkarılması sonucu elde edilen hacmin kot-hacim denklemi ile ilişkilendirilmesi
sonucu bulunacak kot değeri kullanılır. Savaklanan debi için iterasyon yapılarak her
iki denklemin kot değerleri birbirlerine eşitlenmeye çalışılarak dolusavağın deşarj
kapasitesi tayin edilir ve göl alanında oluşacak maksimum su seviyesi bulunur.
Taşkın işletmesi amacı olan projelerde dere yatağına bırakılabilecek maksimum
debi emniyetli yatak kapasitesine göre belirlenir ve kontrol edilmesi amaçlanan
taşkın periyotlarının hidrografları ötelenirken deşarj eğrisi bu değer ile sınırlandırılır.
123
4.7
Deşarj Kanalı Tasarımı
4.7.1
Genel
Bu Bölümde dolusavak deşarj kanalları için hidrolik prensiplerden bahsedilecek,
deşarj kanalı tipleri, kavitasyon riskleri ve kavitasyon önlemleri hakkında bilgi
verilecektir.
Deşarj kanalı, dolusavak eşiği ile enerji kırıcı yapı arasındaki bölümü içermektedir.
Dolusavak eşiğinde kritikten geçen akım boşaltım kanalı boyunca kritik altı (sel
rejiminde) akım koşulundadır. Kritik altı akımlar memba kontrollü akım koşularına
sahip oldukları için hesap yönü eşikten başlayarak enerji kırıcı yapıya doğru
yapılmaktadır. Genellikle dikdörtgen kesitli olarak tasarlanan deşarj kanalı yapıları
üzerinde akım hızları yüksek olduğu için yatay kurp yapmaktan kaçınılmalıdır.
Taban
profilleri
topografik
koşullara
bağlı
olarak
değişmekte
olup
eğim
değişikliklerinde yapının sürekliği esas alınarak alt basınç oluşturmayacak bir forma
sahip olmalıdır.
Son yıllarda yapılan çalışmalarda deşarj kanallarında hızlı akımların etkisiyle
kavitasyon hasarlarının oluştuğu belirlenmiştir. Kavitasyon etkisiyle oluşan hasarlar
yapının stabilitesini tehlikeye atacak boyutlar kazanmaktadır. Kavitasyon hasarlarını
azaltmak amacıyla akıma hava karıştırılmaktadır. Hava bacaları arıcılğıla akıma
karışan hava boşaltım kanalı taban bölgesindeki alt basınçların atmosfer basıncı
değerlerine yükselmesini sağlamakta ve böylece akımın etkisiyle olan kavitasyon
hasarların azaltmatadır.
Deşarj kanalları dolusavak tiplerinden bağımsız olarak farklı tiplerde inşa
edilebilirler. Tip seçimi yapılırken hidrolik koşulların da göz önünde bulundurulması
gerekmektedir. Burada yaygın uygulanan tipler ve ilgili hidrolik hesapları
anlatılacaktır. Dolusavak deşarj kanalları için yaygın uygulanan tipler şunlardır;
 Prizmatik kanallar
 Basamaklı kanallar
 Kondüvi veya tünel
Yapılan hidrolik tahkiklerse genel olarak su yüzü hesapları, hava payı hesapları,
daralma ve genişleme tahkikleri ve kavitasyon riski hesaplarıdır. Prensip olarak
124
deşarj kanalı akımı basınçsızdır. Kondüvi veya tünel olarak yapılan deşarj
yapılarında bu prensibe dikkat edilmelidirxxxv.
Deşarj kanalında suyun kritik üstü akımda akması, hidrolik sıçrama olmaması
gerekmektedir. Bu sebeple dolusavak deşarj kanallarında kritik eğim hesabı
yapılması da önerilir.
4.7.2
Prizmatik kanallar
Prizmatik kanallar genel olarak açık kanal prensibi ile tasarlanan dolusavak deşarj
kanallarıdır. Basamaklı deşarj kanalları başka bölümde işleneceğinden burada
sadece tabanı düz olan kanallara değinilecektir. Yaygın uygulama karesel veya
trapez kesitli prizmatik kanallardır.
Prizmatik kanallarda hidrolik olarak daralma varsa daralma tahkiki, suyüzü hesabı,
hava payı hesabı ve kavitasyon riski hesabı yapılabilir. Yapılan hesaplar neticesinde
deşarj kanalı boyutlandırılır, daralma varsa açısı belirlenir ve kavitasyon riski varsa
havalandırıcılara karar verilir.
4.7.3
Daralma ve Genişleme Tahkiki
Hidrolik olarak ideal deşarj kanalları daralma veya genişleme olmayan kanallar
olmakla birlikte topografik ve ekonomik koşullar tasarımcıyı daralma vey genişleme
olan deşarj kanalları tasarlamaya yönlendirebilir. Böyle bir durum sözkonusu ise
daralma veya genişlemenin tedrici yapılması ve açının da aşağıda verilen formül ile
sınırlandırılması önerilmektedir.
tanα = 1/3F
(90)xxxvi
α: Tedrici değişen duvarın kanal ekseni ile açısı
F: Froude sayısı
4.7.4
Suyüzü Hesabı
Suyüzü hesabının amacı kanalın herhangi bir yerinde belirli bir debiye göre akım
derinliğini tespit edebilmektir. Bunun için öncelikle o debide deşarj kanalının
başlangıcındaki enerji kotu bilinmelidir.
E = K + dc+ hvc
(91)
125
E: Deşarj kanalı başlangıç enerjisi
K: Deşarj kanalı başlangıç taban kotu
dc: Akımın kritik derinliği
hvc: Kritik hız yükü = vc2/2g
vc: Kritik su yüksekliğinde hız
g: Yerçekimi ivmesi
Yukarıdaki formül deşarj kanalı girişinde akımın kritik akım olduğu kabulüne göre
yazılmıştır. Suyun dolusavak eşiğini kritik akımda geçip deşarj kanalına kritik üstü
rejimde gireceği düşünülürse, pratik ve uygun bir kabul olmaktadır.
Suyüzü hesabı dolusavak kanalının herhangi bir kilometresinde enerji denklemi
yazarak bu enerjiyi deşarj kanalı başlangıç enerjisine eşitleyen su yüksekliğini
bulmaktan ibarettir. İstenilen noktadaki taban kotuna, o noktadaki hız yükünün, o
noktaya kadar olan hidrolik kayıpların ve akım derinliğinin deşarj kanalı eğim
açısının kosinüsü ile çarpımının eklenmesi ile o noktadaki enerji yazılabilir. Burada
hidrolik kayıplar ve hız yükü su yüksekliğinin birer fonksiyonudur ve akım derinliği
değiştirilerek iterasyon yapılması ile su yüksekliği bulunması istenilen noktanın
enerjisi deşarj kanalı başlangıç enerjisine eşitlenmeye çalışılır ve eşitliği veren akım
derinliği bulunur.
E = K’ + dcosθ + hv + hf
(92)
hv: Hız yükü = v2/2g
hf : Hidrolik Kayıp = Σ(Sf x L)
K’ : Su yüzü hesaplanacak noktanın taban kotu
d : Akım derinliği
θ : Kanal eğimi
Sf : Hidrolik eğim (Birim debi için Manning denkleminden hesaplanabilir)
L : Sf için kanal boyu
126
Hesaplar yapılırken Sf akış boyunca değişeceğinden dolusavak kanalı boyunca
aralıklarla Sf hesaplamak gerekebilir. Zaten suyüzü hesapları da genelde tüm kanal
boyunca yapılacağından ve bu hesaplar kanal yükseklikleri boyutlandırılırken de
kullanılacağından aralıkları anolara göre belirlemek önerilir. Bu şekilde her ano
başlangıcı bitişi için akım derinlikleri bulunmuş ve dolusavak suyüzü hesabı yapılmış
olunur.
4.7.5
Hava Payı Hesabı
Hava payı hesabı suyüzü hesabı yapıldıktan sonra, kanal boyutlandırılırken,
kaplamanın veya kanal duvarının yüksekliğini tayin edebilmek için suyüzü
hesabında bulunan akım derinliğine ne kadar hava payının eklenmesi gerektiğinin
hesabıdır. Suyüzü hesabında dcosθ olarak hesaplarda kullanılan yüksekliğe
ortalama hızdan hesaplanan hava payı eklenir ve kanal eğiminin kosinüsüne
bölünerek kanal yüksekliği bulunur.
Ortalama hız kullanılarak aşağıdaki formül uygulnırsa hava payı bulunabilir. Formül
feet cinsinden bir sonuç verecektirxxxvii.
Normal hava payı = 2,0 + 0,025.v.d(1/3)
(93)
Bu formül metre cinsinden aşağıdaki gibi yazılabilir;
Normal hava payı = 0,6 + 0,03731.v.d(1/3)
(94)
Kanal yüksekliği = (Normal hava payı + d) / cosθ
(95)
v: Ortalama hız
d: Akım Derinliği (havalandırıcı kullanılması durumunda havalanmış akım derinliği
dikkate alınır; bkz Şekil 56)
θ: Kanal eğim açısı
127
Şekil 56 – Havalandırıcılı Dolusavaklarda Su Derinliğixxxviii
128
4.7.6
Düşey Kurp Uygulaması
Sıçratma eşikleri ile ilgili verilen su jeti hesap kriterlerinden faydalanılarak yapılacak
su jeti jeti hesabını takiben negatif basınç tahkiklerinin yapılması önerilir.
Deşarj kanalında uygulanacak olan düşey kurbun yüzey denkleminin su jetinin
denklemine benzer olması ve kotların negatif basınç oluşmayacak şekilde
düzenlenmesi önemlidirxxxix.
4.7.7
Dolusavak Boşaltım Kanallarında Kavitasyon Olayı ve Havalandırıcılarının
Hidrolik Tasarımı
4.7.7.1 Boşaltım Kanallarında Kavitasyon
Yüksek veya orta yükseklikteki barajların dolusavaklarında oluşan çok yüksek
hızdaki su akımlarının dolusavak yapısına önemli ölçüde hasar vermeleri geçmişten
beri bilinen bir hidrolik problemidir. Kavitasyon hasarları dolusavakların pürüzlü ve
yersel olarak sürekliliğinin bozulduğu yüzey tabakalarında oluşur. Yüksek akım
hızlarının olduğu hemen hemen bütün su yapılarında, meydana getireceği zarardan
dolayı, kavitasyon olayı dikkat edilmesi ve tedbir alınması gereken en önemli
problemlerden biridir.
Yüksek akım hızı akım içindeki basıncın buhar basıncı düzeyine düşerek
buharlaşmasıyla akım içerisinde gaz fazına geçişine ve kabarcıklardan çözünmüş
gaz açığa çıkmasına neden olur. Bu olaya “kavitasyon” ismi verilir. Kavitasyonun
başlangıcında basıncın en düşük olduğu noktada ardı ardına çok küçük buhar
kabarcıkları oluşur ve bunlar akım basıncının nispeten daha yüksek olduğu yere
taşınıp orada içindeki buharın yoğunlaşmasıyla çözülerek, şok kuvvetleri meydana
getirerek patlarlar. Bu taşınma ve yoğunlaşma çok hızlı ve kısa bir zaman içerisinde
olur. Çok sayıdaki kabarcıkların çözülmeleri sonucunda bu çözülmeye karşı gelen
sıvı kütlelerinin tesiriyle çok büyük bir yersel basınç meydana gelir ve ses hızıyla
radyal olarak dışarıya doğru iletilir, bunu negatif bir basınç dalgası takip eder,
böylece buharlaşma-yoğunlaşma devresi birkaç defa tekrarlanabilir. O civardaki
yüzey malzemesi böylece sık sık işareti değişen gerilmelere maruz kalır ve sonunda
yorulma yüzünden tahrip olur. Bunun ilk işareti genellikle yüzeyin aşınması şeklinde
görülür [17].
Kavitasyon olayının sonucunda ortaya çıkan kavitasyon hasarının önlenmesi
amacıyla uygulanabilecek değişik yöntemler bulunmaktadır. Bu yöntemler:
129
 Kavitasyon olayının oluşumunun önlenmesi,
 Buhar kabarcıklarının kontrol altına alınarak yüzeyden uzak bölgede
yoğunlaşmasının sağlanması,
 Yapılarda kavitasyona dayanıklı malzemenin kullanımı, ve
 Akıma hava karıştırılmasıdır.
Yukarıda bahsedilen bu yöntemler arasında dolusavak boşaltım kanalarına
uygulanabilirliği açısından en etkili yöntem akıma hava karışımının sağlanmasıdır.
Su yüzeyinde “beyaz köpüklü su” şeklinde oluşan doğal havalanma veya serbest
yüzey havalanması tek başına beton yüzeydeki kavitasyon hasarlarını önlemeye
etkili değildir [24]. Serbest yüzey havalanması yoluyla akımın havalanması;
türbülanslı sınır tabakası kalınlığının akım derinliğine ulaşması ile oluşur ve bu
noktanın mansabından başlayarak akıma yüzeyden hava girişi başlar. Serbest
yüzey havalanması akım içerisindeki ortalama hava konsantrasyon değerinin
yükselmesine neden olmakla birlikte yüzeyden gelen havanın çok az bir bölümü
yapının beton yüzey bölgesine kadar ulaşarak kavitasyon hasarlarının önlenmesine
yardımcı olur. Bu nedenle, dolusavakların beton yüzeylerindeki oluşabilecek
kavitasyon hasarlarının önlenmesinin en iyi yolu akıma hava karıştırılmasının beton
yüzey seviyesinden sağlanmasıdır [18] [19] [20] [21] [22] [25] [26] [29]. Peterka
(1953)
[27]
tarafından
beton
numuneler
kullanılarak
yapılan
laboratuvar
çalışmalarında yüzeye yakın bölümde yaklaşık %6-8’lik bir hacimsel hava
konsantrasyonunun sağlanması durumunda beton numunelerde herhangi bir
kavatisyon hasarının oluşmadığı görülmüştür. Bu nedenle, dolusavak boşaltım
kanallarına yerleştirilecek havalandırıcılarda hedef yapının beton yüzeyine yakın
bölümünde en az %6-8 lik hacimsel hava konsantrasyonu değerinin yakalanmasıdır.
Şekil 57’de
görüldüğü gibi taban bölgesindeki akımın bir basamak-saptırıcı tipli
havalandırıcı ile tabandan ayırmasıyla oluşacak olan su jetinin alt napına hava girişi
sağlanır (aeration process). Serbest yüzeyden de hava girişinin olmasına karşın, bu
havalanmanın tabandaki hava konsantrasyonu değeri üzerinde fazla bir etkiye sahip
olmaması sebebiyle tasarım için önemli olan su jetinin alt napından havalandırıcı
yoluyla giren hava miktarıdır.
130
Havalandırıcılarda havalanma olayı Şekil 58’te de görüldüğü gibi simetrik veya
asimetrik olarak iki durumda gerçekleşebilir. Hava bacasından giren havanın bütün
dolusavak kanal genişliği boyunca homojen bir şeklide su jetinin alt napı boyunca
dağılmasının istenmesi nedeniyle, çok geniş olan boşaltım kanallarında simetrik
havalanma yapılması tavsiye edilmektedir. Ayrıca çok geniş boşaltım kanallarında
basamak alınlarından da hava girişinin olması için ek bir hava galeri sisteminin
sağlanmasıyla su jeti alt napının havalanması çok daha etkin yapılabilir.
Serbest
Su
jetinin
alt
yüzeyden
doğal
napından
Şekil 57 - Basamak-Saptırıcı Tipli Bir Dolusavak Havalandırıcı Yapısının Profilden Görünüşü
Qhava ,Aa
Qhava ,Aa
131
Q
Q
su
su
Qsu+
Q
Qhava
su
Qhava ,Aa
a) simetrik havalandırıcı
b) asimetrik
havalandırıcı
(geniş boşaltım kanalları için)
Şekil 58 - Simetrik ve Asimetrik Havalandırıcılar
Uygulamada
yaygın
olarak
kullanılan
bazı havalandırıcı tipleri
Şekil
59’de
verilmektedir. Ancak, uygulamadan elde edilen deneyimler havalandırıcı verimliliği
açısından en uygun geometrinin basamak ve saptırıcı kombinasyonuna sahip
havalandırıcılar olduğunu göstermektedir (Şekil 59b). Bu tip havalandırıcıların hem
basit bir geometriye sahip olmaları hem de yarık tiplilerdeki gibi su tahliye
sistemlerine ihtiyaç duyulmamasından dolayı önemli bir avantaja sahiptirler.
Havalandırıcının mansabındaki akım koşulları incelendiği takdirde akım içerisindeki
hava konsantrasyonu değerinin mansap yününde bir azalma eğilimi içinde olduğu
görülmektedir (de-aeration process). Bunun nedeni akıma karışan hava kabarcıkları
üzerinde oluşan kaldırma kuvvetidir. Hava konsantrasyonu değerinin %6-8 in altına
132
düşmesi durumunda boşaltım kanalına ikinci bir havalandırıcının tasarımının
yapılması gerekebilir. Şekil 60’te Atatürk Barajı dolusavak boşaltım kanalında seri
olarak inşa edilmiş havalandırıcıların işletme anında elde edilen bir fotoğrafı
görülmektedir. Yapılan son çalışmalarda kanal eğiminin de bu olayda önemli rol
oynadığı görülmüştür. 30 derecenin üzerindeki dolusavak boşaltım kanallarında
havalandırıcıların çok daha verimli çalıştığı ve daha az sayıda havalandırıcı yapısı
gerektiği ortaya çıkmıştır.
a) basamak
b)basamak+saptırıcı
133
c) basamak+yarık
d) basamak+saptırıcı+yarık
Şekil 59 - Dolusavak havalandırıcı yapılarının uygulamada kullanılan bazı tipleri
Şekil 60 - Atatürk Barajı Dolusavak Boşaltım Kanalındaki Havalandırıcı Yapıları
134
4.7.7.2 Dolusavak Havalandırıcılarının Hidrolik Tasarımı
Kavitasyon hasarlarının önüne geçebilmenin en etkili yolu boşaltım kanalına belirli
mesafelerle
havalandırıcı
yapılarının
inşa
edilmesidir.
Yerleştirilecek
havalandırıcıların boyutları genel olarak deneysel olarak belirlenmekle birlikte,
sistematik olarak yapılan deneysel çalışmalar sonucunda elde edilen genelleştirilmiş
bir tasarım kriteri de geliştirile bilinir. Dolayısıyla, literatürde mevcut olan ve deney
çalışmasına bağlı olarak bulunmuş bağıntılar kullanılarak bir havalandırıcının
geometrik boyutları hesaplanıp, boşaltım kanalının güvenliğini sağlayacak, en uygun
hidrolik koşullarda çalışması mümkündür.
Bir dolusavak havalandırıcısının hidrolik tasarımı için aşağıdaki adımlar izlenebilir:
Kavitasyon İndisinin Hesaplanması: İlk olarak dolusavak boşaltım kanalı üzerinde
herhangi bir havalandırıcı yapısının olmaması durumu için dolusavak üzerindeki
akım karakteristikleri belirlenir ve aşağıda verilen (96) numaralı eşitlik kullanılarak
dolusavak kanalı boyunca boyutsuz kavitasyon indeksi, σ, hesaplanır.
 
P  Pv
1
U 2
2
(96)
Eşitlikteki P atmosfer ve su basınçlarının toplamı [P=Patm+Psu (Pascal)]; Pv suyun
buhar basıncı (Pascal);  suyun yoğunluğu (kg/m3) ve U ortalama akım hızıdır (m/s).
Hesaplanan σ değerleri kritik kavitasyon indisi değeri [σc=0.20] ile karşılaştırılır. Bu
karşılaştırmanın neticesinde σ değerlerinin σc değerine eşit veya daha düşük olduğu
kesitlerde kavitasyon riski vardır. Bu durumda riskin tespit edildiği ilk kesitin hemen
membasına birinci havalandırıcı yerleştirilmelidir.
Atmosfer basıncını (Patm) hesaplarken proje kotuna göre değişiklik gösterebileceği
düşünülmelidir. Kavitasyon riskinin hesap edileceği kota z (metre biriminde) denirse;

Patm  101325 1  2.25577x105 z

5.25588
(97)
olarak Pascal biriminde hesaplanabilir.
Havalandırıcının Ön Tasarımı: Birçok geometride havalandırıcı tasarımı yapmak
mümkün olmakla birlikte gerek laboratuvar araştırmalarından gerekse uygulamadan
elde edilen tecrübelerden en uygun havalandırıcı geometrisinin Şekil 59b’de verilen
135
basamak-saptırıcı
birleşimli
bir
havalandırıcı
olacağı
şeklindedir.
Tasarıma
başlamak için öncelikle havalandırıcının taslak bir geometrisi (Tr,Hs,Aa,α) ve
membasın da ki akım parametrelerinin (U ve h) tanımlanması gereklidir. Akım
parametrelerinin tanımlanması deneysel veya temel denklemeler kullanılarak yapıla
bilinir. Deneysel çalışmalardan elde edilen tecrübelere dayanarak, tasarımda
kullanmak için ilk yaklaşım olarak Şekil 61’de verilen havalandırıcı için bir basamak
yüksekliği Hs tayin edilerek buradan Tr/Hs=0,2 ve Tr/Lr=0,1 oranlarından saptırıcı
boyutlarının hesaplanması önerilmektedir. Örneğin basamak yüksekliğinin Hs=1 m
seçilmesi durumunda, Tr=0,2 m ve Lr=10 m olarak bulunur.
α
T
L
r
r
H
s
Şekil 61 - Ön Tasarımda Kullanılacak Basamak-Saptırıcı Tipli Bir Havalandırıcı
Su jeti boyunun (Ljet) hesaplanması: Yapılan deneysel çalışmalarda boyutsuz
havalandırıcı havalanma katsayısı olarak tanımlanan β=Qhava/Qsu’yı etkileyen en
önemli parametrenin saptırıcı üzerinden çıkan jetin alt napının mansapta çarptığı
yere olan uzaklığı olan su jetinin boyu, Ljet, olduğu bulunmuştur. β katsayısındaki
Qhava havalandırıcı galerisinden geçen hava debisini (m3/s), Qsu ise dolusavak
boşaltım kanalındaki su debisini (m3/s) tanımlamaktadır. β katsayısı için verilen
birçok bağıntı Ljet içermesi sebebiyle öncelikle ön tasarımı yapılmış bir taslak
havalandırıcı
geometrisi
ve
dolusavak
üzerindeki
akım
koşulları
için
havalandırıcıdan çıkan su jetinin boyunun bulunması gereklidir. Ljet model
çalışmasıyla doğrudan fiziksel model üzerinden ölçülerek bulunabileceği gibi
aşağıda verilen bir dizi deneysel olarak geliştirilmiş eşitliklerle de olabilir.
Yapılan çalışmalar Ljet su jeti boyunun uzunluğu (98) nolu eşitlikte verildiği gibi
havalandırıcı geometrisine, havalandırıcının membasındaki akım koşullarına ve
akışkanın özelliklerine bağlı olduğunu göstermiştir. Eşitlik olarak ifade edilir ise;
136
Ljet=f(U,h,Tr,Hs,b,Aa,tan,,g,w,w)
(98)
Bu eşitlikteki U ve h havalandırıcının hemen membasın da ki ortalama akım hızı ve
akım derinliği, Tr saptırıcı yüksekliği, Hs basamak yüksekliği, b dolusavak kanal
genişliği, Aa havalandırıcı baca giriş alanı, tanθ dolusavak eğimi, α saptırıcı açısı, g
yerçekimi ivmesi, w ve w ise akışkanın yoğunluğu ve dinamik viskozitesidir.
Boyut analizi sonucunda (98) numaralı eşitlik (99) numaralı eşitliğe indirgenerek
boyutsuz su jeti diğer boyutsuz parametreler cinsiden yazılabilir.
L jet
h
 f tan  , , Fr , Re, boyutsal .oranlar 
(99)
(99) numaralı eşitlikteki Fr Froude sayısını, Re ise Reynolds sayısını ifade
etmektedir.
Boyutsuz su jeti parametresi (Ljet/h) ile ilgili literatürde birçok bağıntı mevcuttur.
Bunların bir bölümü aşağıda verilmekte olup tasarımcı bu bağıntılardan projesi için
uygun olanı seçmesi gerekmektedir.
Tan (1984) tarafından katı bir parçacığın yatay atışı ve yörüngesinin hesabıyla su
jetinin boyu hesaplamıştır. Basamak-saptırıcı ve sadece basamak geometrisine
sahip iki farklı tipteki havalandırıcılar için katı bir parçacığın yörüngesel uçuş zamanı
(100) veya (101) numaralı eşitlikler ile hesaplanmakta ve daha sonra hesaplanan t
zamanı (102) numaralı eşitlik kullanılarak Ljet hesaplanmaktadır.
1/ 2
 
g cos   PN   
U sin 
  (basamak+saptırıcı) (100)
t
1  1  2Tr  H s 
2
g cos   PN   


U
sin

 

1/ 2


2H s

t  


g
cos

P

N


L jet 
g sin  2
t  U cos  t
2
(basamak)
(101)
(102)
yukarıdaki eşitliklerdeki PN su jeti napının altındaki basınç ile atmosferik basınç
arasındaki farkı ifade eden boyutsuz altbasınç katsayısıdır (PN=P/(gh)). Ancak,
Tan (1984) bu eşitlikte PN’nin hesaplanması için herhangi bir yöntem önermemiştir.
137
Rutschmann ve Hager (1990) [30], basamak-saptırıcı ve sadece saptırıcı olmak
üzere iki farklı havalandırıcı geometrisi için (103) ve (104) numaralı eşitlikleri elde
etmişlerdir.
 Fr 2   2(Tr  H s ) cos 


1  
2

h
cos  
hFr 

L jet

1/ 2



(103)
 2T  H s  
 Fr  r

h
 h cos  
1/ 2
L jet
(104)
Kökpınar ve Göğüş (2002) tarafından yapılan deneysel çalışmalar sonucunda, su
jeti boyunun hesaplanması için boyut analizinden elde edilen (99) numaralı eşitlikten
(105) numaralı boyutsuz eşitlik bulunmuştur. Elde edilen eşitlikte su jeti boyu Ljet’e
etkisi olan tüm parametreler dikkate alınmıştır.
L jet
h
 0.28Fr 
1.75
1   0.22  Tr  H s 

h

0.44

Aa 
1  tan   
Aw 

0.087
(105)
(105) numaralı boyutsuz eşitlik elde edildiği deneysel çalışmadaki şartlar dâhilinde
geçerlidir. Bunlar: 5,56≤Fr≤10,00; 0,198≤(Tr+Hs)/h≤1,985; 0≤α≤9,45°; 0≤tanθ≤1,25;
ve 0,00684≤Aa/Aw≤1 dir.
Son olarak, Pfister ve Hager (2010) [28] saptırıcılı veya saptırıcısız (veya her
ikisinin kombinasyonu) geometrideki havalandırıcılar için jet boyunun hesaplanması
için (106) numaralı eşitliği geliştirmişlerdir. Pfister ve Hager (2010)’in elde ettiği
eşitlikte su jeti nap altı basıncının Ljet üzerindeki etkisi dikkate alınmamıştır.

1.5  H s  Tr
 0.77Fr 1  sin   
 Fr tan  
h
h


L jet
(106)
(11) numaralı boyutsuz eşitliğin geçerlilik sınırları; 5,8≤Fr≤10,4, 12o≤θ≤50o,
0,1≤(Tr+Hs)/h≤2,1, 0≤α≤11,3°.
Boyutsuz havalanma katsayısı (β) hesaplanması: Bir dolusavak havalandırıcısının
tasarımı için en önemli çalışma havalandırıcı yoluyla karıştırılan hava debisinin
belirlenmesidir. Hava debisi, Qhava, (107) numaralı eşitlikte verildiği gibi birçok
bağımsız parametrenin bir fonksiyonu olarak ifade edilir.
138
Qhava=f(Qsu,U,hP,g,a,w,wg, Hs,Tr,tan,,ks)
(107)
(107) numaralı eşitlikteki Qsu dolusavak üzerindeki suyun debisini (dikdörtgen bir
kanal için, Qsu=Uhb, b=kanal genişliği), ∆P altnap boşluk basıncı ile atmosferik
basınç arasındaki farkı, g yüzey gerilmesini, ks beton yüzey pürüzlülüğünü ifade
eder. Boyut analizinin (107) numaralı eşitliğe uygulanması sonucunda boyutsuz
havalanma katsayısı, β, (108) numaralı eşitlik ile ifade edilir.

Qhava
Qsu =f(boyutsal oranlar, Fr, tan,)
(108)
Literatürde β’nın hesaplanmasıyla ilgili birçok bağıntıya rastlamak mümkündür.
Bunlar arasında en yaygın bilinenler aşağıda verilmiştir.
Pinto (1991) Brezilya’daki Foz do Areia, Amulaza, Embercaçao, ve Colbun
barajlarının havalandırıcılarında yaptığı prototip ölçümleri sonucunda aşağıdaki
eşitliği elde etmiştir.
  0.29Fr  1
0.62
bağıntıdaki,
D
D
 
h
0.59
(109)
c Aa
b ve c hava bacası debi katsayısı ( c <1) olup (109) numaralı
bağıntının geçerlilik sınırları; 4≤Fr≤21 ve 0,028≤D/h≤3,23 tır.
Rutschmann (1988) model çalışmalarına dayanarak türettiği hava giriş katsayısını
aşağıdaki iki eşitlikle tanımlamıştır. Önerilen eşitliklerin prototip uygulamalarında da
uyumlu sonuçlar elde edilmiştir.
 L jet
 h

  0.266

(110)
 L jet
 h

  0.061Fr 2  0.0859

(111)
  0.0372
  0.0493
Kökpınar ve Göğüş (2002) tarafından yapılan deneysel çalışmalar sonucunda β ile
boyutsuz parametreler arasındaki en iyi ilişki (112) numaralı eşitlikle elde edilmiştir.
139
 L jet
  0.0189
 h



0.83
  Aa 


1  tan  

 A

 w 

0.24
(112)
(112) numaralı boyutsuz eşitliğin geçerlilik sınırları; 5,56≤Fr≤10, 0≤tanθ≤1,25,
0≤Tr/Hs≤0,8, 0≤Tr/h≤ 0,4, 0,02≤Aa/Aw≤1, 0≤α≤9,45°.
(112)
numaralı
eşitlik
deneysel
ölçümlere
dayanması
sebebiyle
prototip
hesaplarında ölçek etkisinin dikkate alınması gerekmektedir. Bu nedenle, yine aynı
çalışmada yapılan bir analiz ile prototip ölçeğinde elde edilen ölçümler ile
laboratuvar şartlarında elde edilen deneysel bağıntılar arasında bir korelasyonun
sağlanması amaçlanmıştır. Brezilya’daki Emborcaçao, Foz do Areia barajları ile
Türkiye’deki Keban Barajı dolusavak havalandırıcılarında yapılan ölçümler (112)
eşitliğinden elde edilen hesaplamalarla korelâsyonu yapılmış ve simetrik ve
asimetrik havalanma durumlarını kapsayacak şekilde (113) ve (114) numaralı
eşitlikler elde edilmiştir.
()p=5,1941,15 (simetrik havalandırıcılar)
(113)
()p=4,1861,38 (asimetrik havalandırıcılar)
(114)
Yukarıdaki eşitliklerdeki ()p prototipte elde edilecek havalanma katsayısı değeridir.
Pfister ve Hager (2010) yaptıkları deneysel çalışmalar sonucunda aşağıda verilen
eşitliği elde etmişlerdir. Pfister ve Hager’in elde ettiği eşitlikte su jeti nap altı
basıncının β üzerindeki etkisi dikkate alınmamış olup havalandırıcı galerisinin
olabildiğince geniş alınarak bu etkinin azaltılması tavsiye edilmiştir.
  0.0028Fr 2 1  Fr tan    0.1
(115)
(115) numaralı boyutsuz eşitliğin geçerlilik sınırları; 5,8≤Fr≤16,1, 0o≤θ≤50o,
0,06≤(Tr+Hs)/h≤2,1, 0≤α≤11,3°.
Hava bacasının boyutlarının kontrol edilmesi: Bu aşamada, havalandırıcı yapısında
baca içerisinde oluşacak yüksek hava hızlarının limitler içerisinde olup olmadığının
kontrol edilmesi gereklidir. Bu konuda Falvey (1990) tarafından önerilen 100 m/s’lik
hava hız değerleri esas alınabilinir. Eğer bulunan hava debisi Qhava değerinden
hesaplanacak hava bacasındaki akım hızları 100 m/s den yüksek ise hava
140
bacasının kesit alanı Aa büyütülür ve c) ve d)’ de yapılan hesaplar uygun hava
hızları elde edilinceye kadar deneme yanılma yöntemiyle tekrarlanır.
Havalandırıcılar arası mesafe: Literatürde havalandırıcılar arasındaki mesafenin
tespit edilmesine yönelik çok kısıtlı çalışmalar vardır. Bunlar arasında en genel
yaklaşım olarak düz kanallarda akım içerisindeki hava konsantrasyonu değerinin
metrede %0.15-0.20 oranında azaldığıdır (Falvey, 1990).
Bu konuda Pfister ve Hager (2010) tarafından yapılan en son çalışmada ise
havalandırıcının
mansabındaki
akım
içerisinde
ortalama
ve
taban
hava
konsantrasyonu ölçümleri yapılmıştır. Çalışma sonucu elde edilen ortalama hava
konsantrasyonu bağıntısı (116) de taban bölgesindeki hava konsantrasyonu
bağıntısı ise (118) de verilmiştir. Aşağıdaki bağıntıları kullanarak yapılacak
hesaplamalar sonrasında eğer taban bölgesindeki değer %6-8 aralığının altında
olması halinde ikinci bir havalandırıcıya ihtiyaç olacaktır.

 x
Ca  Ca 3 L jet  0.02
 3  sin   30o ; 3≤x/Ljet≤9

L

 jet
Ca 3 L jet  0.008
L jet
h
(116)
 Cai ; Cai≈0.10 ve 5≤ Ljet/h≤4
(117)


 x

Cb  Cb 3 L jet exp  8.5
 3  Fr 1.5  ; 3≤x/Ljet≤9
L



 jet



Cb 3 L jet

h
0.25 m 

 1  tanh 5.7 Fr 0.25 n tan  

 h  Hs




0.05
(118)



 ; x/Ljet=3
(119)
n  1  1.5 sin  
3
(120)
m  0.5  1.5 sin  
3
4.7.8
(121)
Basamaklı Kanallar
Basamaklı
dolusavaklar,
genel
olarak
deşarj
kanalı
basamaklı
tasarlanan
dolusavaklardır. Deşarj hızının yüksek olduğu ve dolayısı ile kavitasyon riski
bulunan projelerde riskleri azaltmak için uygulanabilirler. Genelde beton barajların
141
üzerinde yer alan ve bu sebeple eğimi yüksek olan barajlarda tercih edilirler.
Basamaklı dolusavakların hidroliği dolusavak tipleri ile birlikte verildiğinden burada
tekrar değinilmeyecektir.
4.7.9
Kondüvi veya Tüneller
Kondüvi veya tünel aracılığı ile deşarj yapan dolusavaklarda deşarj kanalındaki
akımın serbest yüzeyli olmasına dikkat edilmelidir. Bu sebeple genelde doluluk oranı
%75’i geçmeyecek tasarımlar yapılırxl. Bu durumun tek istisnası şaft (morning glory)
tipleridir. Bu tiplerde kontrol yapısı tam dolu akacak şekilde tasarlanır ve kısa bir
mesafe sonra kısmi dolu kesite geçerek serbest yüzeyli akıma dönüşür. Hidrolik
hesapları derivasyon tünelleri için anlatılan hesap kriterlerine paralel olarak
yapılabilir. Önemli bir husus F4 yüzeyli kalıpla sağlanacak pürüzlüğün hesaplarda
dikkate alınması ve inşaat için bu kalitede yüzeyin önerilmesidir.
4.8
Enerji Kırıcılar
4.8.1
Temel hususlar
Baraj dolusavağından sonra yüksekten düşürülerek akarsuya bırakılan suyun büyük
miktarda
hidrolik
enerjisi
vardır.
Bu
enerji
akımda
çok
yüksek
hızlar
oluşturabilmektedir. Bunun sonucunda oluşan büyük basınç ve sürtünme kuvvetleri,
akış yatağında oyulma, aşınma ve kavitasyona sebep olarak yapıların hasar
görmelerine ve hatta yıkılmalarına sebep olabilirler. Suyun enerjisini kırarak yapıya
ve çevredeki yapılara zarar vermeden suyu mansaba aktaran tesislere enerji kırıcı
yapılar denirxli.
Enerji kırıcı yapı tipi seçimi ve boyutlandırılması büyük ölçüde arazinin özelliklerine,
kırılacak enerjinin büyüklüğüne bağlıdır.
Genel olarak 4 tip enerji kırıcı yapı tipi kullanılırxlii.

Enerji kırıcı havuzlar: Hidrolik sıçrama yardımı ile enerji kırılır.

Yuvarlak uçlu kırıcılar: Enerji kırma işlemi yüzeydeki yuvarlak uç içerisinde
gerçekleşir ve yuvarlak kısım mansap tabanından aşağıdadır.

Fırlatma uçlu enerji kırıcılar: Enerjinin kırılması suyun hava ile karışması
esasına dayanır.
142

4.8.2
Özel kırıcılar. Enerji Kırıcı Havuzlar
Akımın sel rejiminden nehir rejimine geçişinde meydana gelen hidrolik sıçrama
suyun enerjisinin çevrintiyle kırılmasını sağlamaktadır.
Hidrolik sıçrama, akımın sel rejiminden nehir rejimine geçtiği yerde meydana gelen
ve su yüzünde ani bir yükselme oluşturan bir olaydır. Olay sırasında kısa bir
mesafede önemli miktarda enerji kaybı ortaya çıktığı için, hidrolik sıçramanın
oluşması sağlanarak enerjinin kırılması sağlanır. İyi bir hidrolik sıçrama için yan
duvarların düşey veya düşeye yakın olması önerilir. Dolayısıyla dikdörtgen en kesitli
havuzlar tercih edilir.
Aşağıda enerji kırıcı havuza ait şematik gösterim bulunmaktadır.
h1 = Hidrolik sıçramadan önceki su derinliği
h2= Hidrolik sıçramadan sonraki su derinliği
h3= Mansaptaki su derinliği (Hassas anahtar eğrisinden bulunur)
h = Kabarma yüksekliği
ad = Düşüm havuzu derinliği
143
h1 ve h2 arasında impuls momentum teoreminden faydalanılarak bulunabilen
aşağıdaki bağıntı vardır.
h2/ h1 = 1/2 ([(8 Fr2 +1)1/2 -1]
(122)
Fr = V1/(g.h1) ½
(123)
h1 su derinliği dolu gövdeli savaklarda 0 ve 1 kesitleri arasına Bernoulli denklemi
uygulanarak bulunur.
z+p+h+Ho= h1+(vl2/2g)+∆H
(124)
Burada,
z = karşılaştırma düzlemine olan uzaklık
Ho= h+ (v02/2g) = Kretten itibaren enerji yüksekliği
(125)
V0= Suyun dolu gövdeye yaklaşım hızı
∆H= Enerji kaybı= 0.1 vı2/2g
(126)
B= dolu gövde genişliği
v1= Q/(B. h1) yerine yazılarak,
(127)
z+p+h+H0= h1 + (1.1 vı2/ 2g)
(128)
z+p+h+H0= h1 + [1.1 Q2/( 2gB2 h12)]
(129)
yazılabilir. Yukarıdaki eşitlikten h1 < hkr olacak şekilde (çünkü sel rejimi oluşturduğu
biliniyor) deneme yanılma yöntemi ile hidrolik sıçramanın başlangıcındaki h1 değeri
bulunur. Sıçramanın sonundaki h2 derinliği
h2 / h1 = 1/2 ([(8Fr2+1)1/2-1]
(130)
eşitliğinden bulunur.
h2 = h3 olması durumunda (h2 sıçramadan sonraki derinlik, h3 mansap suyu
derinliği) hidrolik sıçrama savağın hemen önünde oluşur. Bu durum en ideal haldir.
144
h2 < h3 olması durumunda batmış sıçrama oluşur. Hidrolik sıçrama 1. duruma göre
daha öne kayar. Fark çok fazla ise hidrolik sıçrama oluşmayabilir. Gelen akım
mansap suyunda çevrintiler doğurur.
3. h2 > h3 olması durumunda akım hidrolik sıçrama için gerekli su yüksekliğini ve h3
değerini bulamadığı için yeterli bir h derinliğinin oluşacağı yere kadar devam eder.
h2=h3 koşulu gerçekleştiği zaman hidrolik sıçrama meydana gelir.
Froude sayısına göre hidrolik sıçramalar sınıflandırılmaktadır. Şekil 62xliii’de Froude
Sayısına Bağlı Olarak Sıçrama Çeşitleri verilmiştir.
Fr =1 Akım kritik rejimdedir. Sıçrama olmaz.
1< Fr < 1.7 Su yüzeyinde hafif sallantılar vardır. Pratik olarak sıçramanın olmadığı
kabul
edilir. Basit havuzlar kullanılarak kontrol altına alınabilir,
1.7< Fr < 2.5 Zayıf hidrolik sıçrama halidir. Enerji kaybı az olur.
2.5< Fr< 4.5 Kontrol altına alınması için muntazam mühendislik yapılarına ihtiyaç
gösterir. Genellikle kanal yapılarında (şütler, eğik şütler vb.) görülür.
4.5 < Fr < 9 Genellikle baraj düşüm havuzlarında bu tip sıçramalar görülür.
Mühendislik yapılan yardımıyla kolaylıkla kontrol altına alınabilir.
Fr > 9 Çok kuvvetli sıçramadır. Sıçrama uçlar yardımıyla çözümlenebilir.
Düşüm havuzu boyu, hidrolik sıçramanın boyuna bağlıdır. Bunun için Fr sayısı
kullanılır.
Fr = v1 / (gh1)1/2
değerine göre kullanılacak havuz tipi belirlenir.
Fr < 1.7 ise enerji kırıcı havuz ya da düşü havuzuna gerek yok
1.7 < Fr < 2.5 için sadece düşü havuzu
2.5 < Fr < 4.5 için Tip IV
Fr > 4.5 ise ve v1 < 18 m/s ise Tip III
145
Fr > 4.5 ise ve v1 > 18 m/s ise Tip II
4.8.2.1 Düşü havuzu (Tip I)
Froude sayısının 1,7 – 2,5 arasında olduğu durumlarda kullanılır. Bu tip akımlar
etkin türbülanslı olmadığından eşik ve enerji kırıcı yapılara lüzum yoktur. Eşlenik
sıçrama derinlikleri ve havuz boyu Şekil 63xliv ve Şekil 64xlv’de verilmiştir. Havuz boyu
sıçramayı içine alacak kadar büyük olmalıdır. 4.8.2.2 Tip II havuz
Froude sayısının 4.5 dan büyük ve hızın ise 18.3 m/s ( 60 ft/s)’den büyük olduğu
durumlarda kullanılır. Şekil 65xlvi’de boyutlandırmaya esas tablo ve abağı verilmiştir.
4.8.2.3 Tip III havuz
Froude sayısının 4.5 dan büyük ve hızın ise 18.3 m/s ( 60 ft/s)’den küçük olduğu
durumlarda kullanılır. Şekil 66xlvii’de boyutlandırmaya esas tablo ve abağı verilmiştir. 4.8.2.4 Tip IV havuz
Froude sayısının 2,5 ile 4,5 arasında olduğu havuz tipidir. Şekil 67xlviii’da
boyutlandırmaya esas tablo ve abağı verilmiştir.
4.8.2.5 Hava Payı
Düşüm havuzlarında yan duvarlar için bırakılan hava payı suyun saçılıp
dalgalanmalarını karşılayacak kadar yeterli bir yüksekliğe sahip olmalıdır. Bu
maksatla hp = 0,1 (v1+d2) şeklindeki amprik eşitlik kullanılabilir. Bulunan hava payı
d2 değerine eklenerek duvar yüksekliği bulunur.
4.8.3
Yuvarlak Uçlu Kırıcılar
Bu enerji kırıcılarda biri yüzeyde ve saat ibresinin tersi yönde diğeri ise tabanda ve
saat ibresi yönünde iki türlü çeviri oluşur. Mansap su derinliği hidrolik sıçramayı
sağlayamayacak kadar derinse yuvarlak uçlu enerji kırıcılar kullanılır. Bunlar batmış
halde çalıştırılabilirler. Tek parçalı ve dişli tip olmak üzere iki tipte uygulanırlar.
Mansap Su Seviyesi bir hidrolik sıçramanın meydana gelmesine elvermeyecek
kadar yüksekse akımın sahip olduğu fazla enerji batık yuvarlatılmış etek kullanmak
suretiyle kırılabilir. Bu tipte enerji kaybı daha çok yatay eksenli iki çevrintiyle
mümkün olur. Bunlardan biri etek çevrintisi adını alır ve yuvarlatılmış eteğin üst
146
kısmına saat ibrelerinin tersi yönünde hareket eder, diğeri ise eteğin mansap
tarafında saat ibreleri yönünde döner ve yer çevrintisi adını alır.
4.8.3.1 Yuvarlatılmış etek tipinde kırıcı (Solid bucket)
Yekpare yuvarlatılmış eteğin ucunu terk eden yüksek hızlı akımın doğrultusu
yukarıya doğrudur. Bu, su yüzeyinde kuvvetli bir kaynama, köpürme ve mansapta
da saat ibresi yönünde hareket eden şiddetli bir yer çevrintisi meydana getirir. Bu
yer çevrintisi devamlı olarak gevşek malzemeyi eteğin ucuna doğru sürükler ve bu
karışık malzemenin bir kısmını hareket halinde tutar. Hareket halindeki malzeme ise
etek ucunun oyulmasına sebep olur. Şekil 68xlix ve Şekil 69l’de tek parçalı tip özelliği ve
hidrolik hareketi gösterilmiştir. 4.8.3.2 Dişli yuvarlatılmış etek (Slotted bucket)
li
Şekil 70
’de verilen hidrolik hareket şeklinde görüleceği üzere dişli yuvarlatılmış
eteklerde ise akım etek ucunu daha az bir eğimle terkeder ve büyük bir hıza sahip
olan akımın yalnızca bir kısmı yüzeye çıkabilir. Bu hal su yüzeyinde daha az
şiddette bir kaynama olmasını, daha düz sakin bir mansap akımı meydana
gelmesini ve yer çevrintisinin üstünde akımı daha iyi dağıtmak suretiyle fazla enerjili
akımın yuvarlatılmış etek boyunca daha az toplanmasını temin eder. Şekil 70lii ve Şekil
71
liii
’te tek parçalı tip özelliği ve hidrolik hareketi gösterilmiştir.
İki tip için de hidrolik hesaplamalar aynı olup, Froude sayısına göre boyutlandırmalar
yapılır. Şekil 72liv’de Şekil 73lv’ye ait sembollerin tanımlamaları bulunmaktadır. Şekil
73’de
ise boyutlandırmaya esas limit kriterler verilmiştir.
lvi
Şekil 74
’de yuvarlak uçlu kırıcılara ait diğer tipler verilmiştir.
4.8.3.3 Fırlatma uçlu enerji kırıcı (Flip buckets)
Sıçratma uçları çeşitli şekillerde uygulanmaktadır. Bunlar en çok kullanılan tiplerdir.
Savak mansap kanalının nihayet ucuna suya yön veren bir daire parçası eklenerek
elde edilir. Türkiye'de sıçratma uçlu dolusavaklar barajlarda oldukça fazla
uygulanmış enerji kırıcı tipidir. Suyu yapıdan uzak bir kesimde akarsuya vermek,
havayla temasta enerjisinin bir bölümünü kırmak, akarsuya düştüğü yerde ters
yönde oyulma yapan çevrimle yapı mansabını kısmen korumak gibi amaçlarla
uygulanmaktadır.
147
4.8.3.4 Sıçratma Uçlarının Yararları
Temel problemlerinin basitçe çözümlenebilmesi halinde ve özellikle büyük taşkın
debileri geçirilecekse nispeten ucuz çözümler verir. Bunun nedeni büyük boyutlu
düşü havuzlarından kaçınılmasını sağlamalarıdır. Ayrıca suyu akarsu yüzeyine
indirme zorunluğu olmadığından hem taşkın kanalı kısa olmakta hem de kazılardan
kaçınılabilmektedir.
İnşaat kuruda bitirilebilmektedir.
Enerjinin söndürülebilmesinde suyun hava ile karışması sonucu iyi sonuçlar
alınmaktadır. Su büyük bir hızla boşluğa fırlatılırken havayı beraberinde sürükler.
Huzme dağılarak su, zerreler halinde etrafa yayılır. Böylelikle enerjinin de tamamı
söndürülebilir. Huzmeyi oluşturan akışkan zerreler halinde ayrışarak dolusavak
tarafından mansaba aktarılan su, yatağa yağmur gibi düşer.
Dar vadilerde enerji santralini dolusavak kanalı altına yerleştirme imkanı doğar.
Yatak içindeki oyulmanın en derin noktası baraj eteğinden çok uzaklara atılabilir.
Yansıtıcıların kullanılması yoluyla su huzmesinin ağırlık merkezi akarsu yatağı
içinde istenilen bir noktaya yerleştirilebilir. 4.8.3.5 Sıçratma Uçlarının Dezavantajları
Temelin zayıf olması halinde suyun yön değiştirmesinden doğan kuvvet emniyetle
zemine aktarılamadığı için, kazıklı sistemlere gitme zorunluluğu doğar. Bu da
yapının maliyetini arttırır.
Küçük debilerde sıçratma ucu düşüm havuzu görevi yapacağından temelde
oyulmalar olur.
Sıçratmanın ucundan çıkan su jeti zerrelere bölünüp bir cins bulut oluşturur. Rüzgar
bu bulutu vadinin yamaçlarına yükleyerek toprak kaymalarına neden olmaktadır.
Kışın sert olduğu yerlerde don ana kayayı tahrip edebilmektedir. Kışın yapılan
savaklamalarda su zerreleri küresel buz parçalan oluşturarak rüzgar ile savrulmakta
ve gerek doğanın gerekse sanat yapılarının tahrip olmasına yol açmaktadır. Rüzgar
yönleri belirlendikten sonra transformatörler hâkim rüzgar altında kalıyorsa yerleri
değiştirilmeli, bu olanaklı değilse düşü havuzu yapılmalı veya sıçratma ucunun yeri
değiştirilmelidir.
148
4.8.3.6 Sıçratma Uçlarının Hidrolik Hesapları
Su akarsuya ulaşmadan saptırıcı bir eşikten havaya fırlatılarak yapıdan yeterli bir
uzaklığa atılır. Ayrıca bir havuz veya başka çeşit bir enerji kırıcı kullanılmaz.
Havanın direnci ihmal edilirse teorik fırlatma uzaklığı,
LT  (
Vo 2
) sin 2
g
(131)
şeklinde verilebilir. Havanın direnci sebebiyle gerçek fırlatma uzunluğu biraz daha
küçüktür. Tam çıkış noktası koordinat ekseni başlangıcı olmak üzere gerçek
yörünge denklemi,


x2

y  x  tan   
2
 K  [(4  (h  hv)  cos  ] 
(132)
olarak verilebilir. Burada,
Ѳ = Çıkış ucunun yatayla yaptığı açı
K= Katsayı (teorik jet için 1 değerindedir)
h= Saptırıcı uçtan çıkışta su derinliği
h v =Saptıncı uçta hız yüksekliğidir (v02/2g)
Hava direnci ve iç türbülans ve jet ayrışması nedeniyle oluşan enerji kayıplarının
karşılanması için K=0.9 alınabilir.
Çıkış hizasında jetin uzaklaşma mesafesi y=0 için x=L yazılarak,
L = 4K (h+ hv ) tgѲ cos2 Ѳ =2K (h+ hv) sin 2Ѳ
olarak bulunur, Ѳ = 45° için L = 2K(h + h v) olarak en büyük değerini alır.
lvii
Şekil 75
’de sıçratmalı enerji kırıcıda akış koşulları gösterilmiştir.
Basit sıçratma uçlarının aşağıdaki üç kural önemlidir.
Sıçratma ucunun çapı
Sıçratma ucunun mansap sonundaki yüksekliği
149
Sıçratma ucundan küçük debilerin geçmesinin sağlanmasına yönelik önlemler.
Bunlar için belirgin matematik bağıntılar yoktur. Genellikle model deneyleri ile çözüm
bulunmaya çalışılır.
Sıçratma ucundan havaya fırlatılacak suyun yatakta düşeceği noktada oyulmalar
oluşmamalıdır. Bunu sağlayacak şekilde x=L uzunluğu seçilir. A noktasının y
ordinatı 0 noktasının konumuna bağlıdır. Bu nokta ise dolusavağın sıçratma ucunda
bulunur. Bu durumda A noktasının seçilmesi çözülmesi gerekli problemin verilerini
belirlemeye yeterlidir.
Havaya fırlatmalı enerji kinci ile ilgili formüller model çalışmalarının deneysel verileri
kullanılarak çıkarılmıştır. Tek parçalı tip enerji kırıcıda eğrilik yarıçapının minimum
değeri,

Vt 2

1.58   d1 
2g

R min  (
1.64
Fr


)
(133)
Eşitliğinden hesaplanabilir. Burada,
d1= Enerji kırıcının girişinde su derinliği (m)
vt= Suyun enerji kırıcıya giriş hızı (m/s)
Fr= Giriş suyu için Froude sayısıdır.
Minimum eğrilik yarıçapı, eğriliğin dönüş yerindeki teorik olarak müsaade
edilebilecek basıncın (PT), giriş hızının (vt) ve akış derinliğinin (dj) fonksiyonudur.
Suyun yoğunluğu p(kg/m3), özgül ağırlığı Ɣ (N/m3)ve PT(N/m2), vt(m/s), dt(m) olarak,
  Vt 2  dt
R min 
Pt    dt
(134)
yazılabilir. Genel bir projelendirme kuralı olarak suyun eğri bölgeden yeterli bir
dönüşle çıkabilmesi için eğrilik yarıçapının değerinin su derinliğinin en az 5 katı
olması (R > 5 dt) gerektiği deneysel çalışmalarla belirtilmiştirlviii.
Suyun enerji kırıcının eğriliğine uygun olarak akması için minimum eşik yüksekliği
için aşağıdaki bağıntı verilmiştir.
150
h min  r  r  cos(  tan 1 s )
(135)
Burada,
 d1 2r  d1 1 / 2 
  tan 

r  d1


1
(136)
eşitliği ile verilir. Burada S savak şütünün havaya fırlatmalı enerji kırıcının
yakınındaki eğimidir.
Ø > tg-1S olduğu zaman hmin =0 olur.
Havaya firlatmalı tipteki enerji kırıcılar, birim debinin düşük fakat giriş hızının yüksek
olduğu durumlarda iyi sonuç vermektedirler. 4.8.3.7 Sıçratma Uçlarının Teskin Havuzu Hesapları
Sıçratma ucundan çıkan jet akım için çıkan debiye, düşü yüksekliğine ve kuyuksuyu
yüksekliğine bağlı bir havuz ihtiyacı olabilir. Bu havuz için gerekli derinlik aşağıdaki
formül ile verilmiştir.
D  1.32  H 0.225  q 0.54
(137)
D: havuz derinliği
H: rezervuar ile kuyruksuyu arasındaki yükseklik
Q: birim debi
Havuz özellikleri ile ilgili bilgiler Şekil 76lix’de verilmiştir. Havuz taban genişliği
minimum fırlatma ucu genişliğinde alınır. Havuz çıkış ortalama hızının 0.90 m/s
olması istenir, hangi genişlik büyükse o genişlik seçilirlx. 4.8.4
Özel kırıcılar
4.8.4.1 Çarpma kirişi tipinde kırıcılar
Nispeten küçük debilerde giriş hızının 15 m/s değerini aşmadığı durumda kullanılır.
Bu havuz tipleri 11 m3/s'den küçük debilerde kullanılırlxi. Daha büyük debiler için
havuz sayısı artırılır. Açık bir şüt olarak veya kapalı borulu sistem olarak
151
yapılabilirler, Şekil 77lxii’da verilen havuz tipi 11 m3/s'ye kadar olan debilerde
uygulanabilmektedir. Bu sistemde jetin düşey olarak asılı olan engellere çarpması
ve yön değiştiren suda oluşan çevriler sonucu enerji kırılır. En iyi hidrolik çalışma,
mansap su seviyesinin, engel yüksekliğinin yarısında (bu seviyeyi aşmadan)
sağlanır. Sistemde iyi bir çalışmanın olması için, engelin tabanı, memba kanal veya
borusuyla aynı seviyede olmalıdır. Bu tip enerji kırıcıda, suyun engellere çarpması
nedeniyle oluşan büyük dinamik yükler ve türbülanslar sebebiyle sistemde kayma
oluşmaması için ve yapıda oluşabilecek titreşim etkilerinin karşılanabilmesi için
yeterli yapısal stabilite sağlanmalıdırlxiii.
4.8.4.2 Dişli (bloklu) kırıcılar (şütlü dolusavak ya da kanal)
Bloklu kırıcılar uzun yıllar boyunca sulama projelerinde kullanılmıştır. Bloklu kırıcılar
eğimli yüzey üzerinde (2:1 eğiminde tercih edilir) aralıklı sık bloklardan oluşup,
akımın bloklar arasından geçerken enerjisinin etkili bir biçimde kırılması esasına
dayanır. Bu sebeple ayrıca bir dinlendirme havuzuna gerek kalmayabilir.
Şüt girişinde düşük hız olması amacı ile özel tasarım yapılarak şüt boyunca akımın
düzenli bir şekilde ilerlemesi sağlanacaktır. Bu amaçla Şekil 78lxiv’de verilen abak
yardımı ile izin verilen hız ve blok yükseklikleri tayin edilebilir. Şekil 79lxv’de de blok
genişliği, aralıkları ve duvar yükseklikleri blok yüksekliğine bağlı olarak verilir. Bloklu
kırıcılara ait değişik tip blok düzenlemeleri Şekil 80lxvi’da verilmiştir.
152
Şekil 62 - Froude Sayısına Bağlı Olarak Sıçrama Çeşitleri
153
Şekil 63 - Froude Sayısına Göre Hidrolik Sıçrama Özellikleri (Şüt Blokları, Enerji Kırıcı Bloklar Ve Eşik Ucu
Olmayan Havuzlar Için)
154
Şekil 64 - Froude Sayısına Göre Hidrolik Sıçrama Özellikleri (Şüt Blokları, Enerji Kırıcı Bloklar Ve Eşik Ucu
Olmayan Havuzlar Için)
155
Şekil 65 - Tip II Havuz Özellikleri (Froude Sayısı Fr > 4.5 ve V1 > 18.3 m/s)
156
Şekil 66 - Tip III Havuz Özellikleri (Froude Sayısı Fr > 4.5 ve V1 < 18.3 m/s)
157
158
Şekil 67 - Tip Iv Havuz Özellikleri ( Froude Sayısı 2.5 < Fr < 4.5 )
159
Şekil 68 - Tek Parçalı Tip Enerji Kırıcı (Solid Bucket) (Yekpare Yuvarlatılmış Etek)
Şekil 69 - Tek Parçalı Tip Enerji Kırıcıda Hidrolik Hareket
160
Şekil 70 - Dişli Yuvarlatılmış Etek Tipinde Enerji Kırıcı
Şekil 71 - Dişli Yuvarlatılmış Etek Tipinde Kırıcıda Hidrolik Hareket
161
Şekil 72 - Yuvarlak Uçlu Kırıcılarda Boyutlandırmaya Esas Tanımlar
162
163
Şekil 73 - Yuvarlak Uçlu Kırıcılar İçin Limit Kriterler
164
Şekil 74 - Yuvarlak Uçlu Kırıcı Tipleri
165
Şekil 75 - Sıçratmalı Enerji Kırıcıda Akış Koşulları
166
Şekil 76 - Teskin Havuzu Özellikleri
167
Şekil 77 - Çarpma Kirişli Enerji Kırıcı
168
Şekil 78 - Bloklu Kırıcı Birim Debi ile Hız ve Blok Yüksekliği Tayini Abağı
Şekil 79 - Bloklu Kırıcı Genel Özellikleri
169
Şekil 80 - Bloklu Kırıcılara Ait Değişik Tip Blok Düzenlemeleri
170
5
DERİVASYON - DİPSAVAK
5.1
HİDROLİK TEORİ
5.1.1
Genel
Derivasyon yapısı, baraj tesisinin temel unsurlarından biri olup memba ve mansap
batardoları ile iletimi sağlayan tünel, kondüvi veya açık kanal yapılarından
oluşmaktadır. Bu yapıların görevi barajın üzerinde inşa edileceği akarsuyun, baraj
inşaatı boyunca inşaat alanından uzaklaştırılmasını (derive edilmesi) sağlamaktır.
Bu görevin yerine getirilmesi basit anlamda tariflenecek olursa; barajın, üzerinde
inşa edileceği akarsuyun memba batardosu önünde kabartılarak oluşturulan
düzenlenmiş akımının, bir giriş yapısına alınarak iletim yapısından (tünel, kondüvi
veya açık kanal) kontrollü bir şekilde geçirilerek mansapta düzenlenen bir çıkış
yapısı ile dere yatağına kontrollü bir şekilde aktarımı sağlanır. Şematik şekli aşağıda
verilen derivasyon yapısında gerekmesi durumunda dere yatağına bırakılan suyun
tekrar inşaat alanına geri gelmesini engellemek amacıyla mansap batardosu inşa
edilmektedir.
Şekil 81 – Şematik Derivasyon Yapısı
Derivasyon yapısı projelendirilirken aşağıdaki süreçlerin izlenmesi önerilebilir;
 Derivasyon iletim yapısı (tünel, kondüvi veya açık kanal) sayı ve çapının
belirlenmesi,
171
 Derivasyon yapısı ve memba batardosu optimizasyonu,
 Derivasyon yapısının ayrıntılı hidrolik hesabı,
 Derivasyon yapısının maruz kaldığı yükler esas alınarak boyutlandırılması
(yapısal hesap)
Bu yayında son madde ile ilgili bilgi verilmeyecektir.
5.1.2
Derivasyon Tipleri
5.1.2.1 Genel
Derivasyon yapıları yapılması planlanan barajın Hidrolojik, Topografik ve jeolojik
koşulları dikkate alınarak çevrilmesi gereken akım miktarı ile gerekli yapıların
(Batardo ve iletim yapıları) ekonomik karşılaştırması ile belirlenir.
5.1.2.2 Tünel
Kondüvi
ile
derivasyon
yapılamayan
hallerde
tünellerden
derivasyon
için
faydalanabilinir. Tünel açabilmek için zemin şartlarının da elverişli olması
gerekmektedir. Açılabilecek minimum tünel çapı inşaat kolaylığı açısından 3.00 m
olarak kabul edilebilir. Tünel boyu mümkün olduğunca kısa olarak projelendirilmeli,
tünel üzeri zeminin kemerlenme etkisine dikkat edilmelidir. Tünel kaya basıncına,
dış
su
basıncına
ve
hidrostatik
iç
su
basıncına
dayanacak
şekilde
projelendirilmelidir. Hidrolik ve yapısal açıdan en verimli tünel kesiti dairesel kesittir.
Atnalı ya da modifiye atnalı tüneller serbest akımlar için en iyi hidrolik koşulu
sağlasa da, dış kaya yükünü taşıması açısından dairesel kesit kadar verimli değildir.
Makul su yükleri altında küçük çaplı tüneller için zemin koşullarına bağlı olarak atnalı
veya modifiye atnalı tüneller uygun olabilir. Tünel giriş ve çıkış kotu yatağın talveg
kotuna bağlı olarak tespit edilebilir, giriş ve çıkış kotu arasındaki farkın, tünel boyuna
olan oranı tünel eğimini vermektedir. Tünel boyu giriş ve çıkışta gövde dolgu inşaatı
ve
kazı
işlerini
engellemeyecek
şekilde
yeterli
uzunlukta
olacak
şekilde
tasarlanmalıdır. Tünelin giriş-çıkış kazılarının projelendirilmesi için gerekli jeolojik ve
jeoteknik araştırmalar yapılarak, zemin cinsi, dayanımı, süreksizlikleri, tabaka eğimi,
çatlak cinsi ve boyutları hakkında detaylı bilgi verilmelidir. Kazı sonrası şevin
korunması için tedbir gerekip gerekmediği, eğer gerekiyorsa alınacak tedbir zemine
göre belirlenmelidir. Başlıca şev destekleme yöntemleri olarak shot-crete, tel kafes
ya da ankraj gibi sistemler önerilebilir
172
Derivasyon tünellerinin en önemli bölümlerinden birisi de tıkaç yapılarıdır. Tıkaç
yapısının yapılacağı bölgede zemin sağlam kaya ise tıkaç kama şeklinde
projelendirilebilir. Orta sağlamlıktaki bölgelerde ise kazılar daha geniş yapılarak
kesme tıkacı yapılabilir. Ancak zeminin zayıf olduğu ve tıkaç bölgesinde daha geniş
kazı yapmanın riskli veya zaman alıcı olduğu durumlarda tıkaçlar, tıkaç betonu ile
kaplama betonu arasındaki sürtünmeden yararlanılarak dişsiz dizayn edilen
sürtünme tıkacı olarak projelendirilebilirler. Derivasyon tüneli üzerinde tıkaç yeri
belirlenirken tıkaçların baraj enjeksiyonun membasında yer almasına, ışınsal
enjeksiyon ile bu bölgedeki sızma boyunun uzatılması ve zeminin konsolide
edilmesine özen gösterilmesi gerekmektedir
5.1.2.3 Kondüvi
Tünel için elverişli zemin şartları olmadığında, yada su geçiş yerinin minimum tünel
çapından daha küçük olduğu koşullarda kondüvi bir derivasyon yapısı alternatifi
olabilir. Kondüvi baraj gövdesi altından geçeceği için daha güvenli tasarım değerleri
ile projelendirilmelidir. Bu nedenle yüksek barajlar için kondüvi çözümü ekonomik
olmayabilir. Basınçlı kondüviler içerisindeki hidrostatik basınç maksimum olacak
şekilde tasarlanmalıdır. Kondüvi baraj temelinin en sağlam yerine yerleştirilmelidir.
Tasarım detayları beklenen oturmaya, yanal ve boyuna uzamaya, büzülmeye karşı
yapının bütünlüğünü bozmayacak şekilde yapılmalıdır. Kondüvi düzgün bir temel
üzerine oturuyorsa, yapı yüklerinden dolayı zeminde kabul edilebilir değerlerden
fazla oturma beklenmemesi durumunda, zemin bozulmadan kondüvi yerleştirilebilir.
Ancak, zemin uygun değilse, yapı yüklerini karşılayacak zemin koşularını
sağlayacak şekilde kazı ile zayıf zemini kaldırılması veya gerekli olması durumunda
zemin iyileştirme yöntemlerinin uygulanması gerekebilir. Kondüvili çözümün dik
şevde kazı yapılamayan zeminde ve dar vadi yamaçlarında uygulanması, kazı
emniyeti ve kazı + dolgu maliyeti açısından tavsiye edilmemektedir. Çoğu zaman
kondüvi inşaatı baraj dolgusu inşaatından önce yapıldığı için kondüvi tasarımının
üzerindeki baraj dolgu ağırlığı yükü altında kondüvinin kabul edilebilir düşey
deplasmanları sağlayacak şekilde tasarımının yapılması büyük önem taşımaktadır.
Kondüvi yapısına gövde dolgu ağırlığı açısından en fazla yükün, dolgu yüksekliğinin
en fazla olduğu yerde oluştuğu göz ardı edilmemelidir. Su tutucu yakalardan her
anoya bir adet konulması tavsiye edilir. Kondüvi derivasyon aşamasından sonra
dipsavak olarak kullanılacaksa, cebri boru başlangıç tıkacının, kil çekirdek ekseni ile
kil çekirdeğin memba yüzü ortasına yerleştirilmesi önerilmektedir. Amaç, tıkaç
membasındaki derzlerden herhangi bir sızma sonucu kil ile beton arasına
173
geçebilecek olan suyun çok sayıda ano ve yaka katederek sızma yolunun uzatılması
ve su sürükleme gücünün azaltılmasıdır. Giriş ve çıkışlarda kanat duvarları yapılarak
suyun kondüvi girişine düzgün bir biçimde girişinin sağlanması ve gövde dolgusunun
korunması gerekebilir.
5.1.2.4 Açık Kanal
Vadinin geniş olduğu ve derivasyon yapılırken diğer bölgelerde gövde inşaatının
yapılmasına engel bulunmadığı durumlarda uygulanabilir. Açık kanal bölgesi
doldurulurken derivasyon tesisleri yapılmış olmalıdır. Dar vadilerde açık kanallı
derivasyonun yapılabilmesi için akarsu eğiminin fazla olması gerekmektedir. Kanal
kapasitesine dikkat edilerek en ideal kanal eğimi sürüklenmeye izin vermeyecek
şekilde seçilmelidir. Kanal mansabından dere yatağına su verilirken baraja ve ilgili
tesislere zarar vermeyecek önlemler alınmalıdır. Kanal mansabı ile dere yatağı
arasında kot farkı varsa bu arada oluşacak enerji çeşitli yöntemler uygulanarak
kırılmalı ve suyun dere yatağına emniyetli bir şekilde ulaşması sağlanmalıdır.
5.2
Derivasyon Tesislerinde Kullanılacak Tasarım Debisinin Seçimi
Baraj projelerinde derivasyon tesisleri için genel uygulama 25 yıllık feyezan debisi
(hava paylı) ve 50 yıllık feyezan debisi (hava paysız) ile tasarımdır.
Ancak proje debisi seçimlerinde, batardonun hizmet süresi, batardonun mansabında
yapılacak işler, baraj mansabında yerleşim durumu, batardo ve gövde tipi, havza
topografyası, hidrolojik veri uzunluğu, çalışacak makinaların cinsi ve arazi kıymeti
gibi faktörler önemli rol oynar. Bu faktörler dikkate alınarak yukarıdaki maddelerde
bulunan yinelenme süreleri mühendis tarafından gerekçeleri belirtilerek, İdare’nin
onayı ile gerekirse değiştirilebilir.
5.3
Derivasyon İletim Yapısı Sayı Ve Çapının Belirlenmesi
Çevirme projelendirilmesinde birinci adım, tünel sayısının saptanmasıdır. Bu işlem
kesin kurallara bağlanmış değildir; buna rağmen yönlendirici bazı fikirler ileri
sürülebilir.
Tünel çapı yapısal nedenler ile 3.00 m‘den küçük seçilemez.
Tünel sayısı ve çapı jeoloji, topografya, inşaat ve su tutma sırasındaki mansap su
ihtiyaçları, inşaat metodu ve işletme koşullarına bağlı olarak belirlenmelidir.
174
5.4
Taşkın Öteleme (Flood Routıng)
Belirli debiler için, derivasyon yapısına ait deşarj eğrileri (basınçlı ve basınçsız)
çizildikten sonra memba batardosu kret kotunu saptamak için taşkın öteleme hesabı
yapılır. Bu hesap yönteminde nehir yatağında akan su derivasyon yapısından
geçerken basınçlı veya basınçsız çalışmaya başlaması ile rezervuar da hangi kota
kadar çıkacağı hesaplanır.
Bu yöntemi etkileyen parametreler şunlardır;
 Taşkın Tekerrür Hidrografları (Şekil 82)
 Hacim – Satıh Eğrisi (Şekil 83)
 Deşarj Eğrisi (Şekil 85)
Şekil 82 - Senelere Göre Grafik Olarak Gösterilmiş Taşkın Tekerrür Hidrografları (Giren Su Miktarı)
175
Şekil 83 - Barajın Hacim Ve Satıh Eğrisi
Şekil 84 - Derivasyon Yapısı Deşarj Eğrileri (Basınçlı ve Basınçsız)
Bir haznede su birikmesi giriş ve çıkış akımları arasındaki farka bağlıdır. Bu ilişki
aşağıdaki eşitlikle tariflenmektedir.
∆S= Qi·∆t-Qo·∆t
138
Burada;
∆t: Zaman Aralığı
∆S: ∆t Süresince Biriktirme
Qi: ∆t Süresince Ortalama Giriş Akımı
Qo: ∆t Süresince Ortalama Çıkış Akımı
176
Zamana karşı giriş akımlarındaki değişim taşkın hidrografı ile çıkış akımlarındaki
değişim derivasyon deşarj eğrisi ile depolama ise rezervuar hacmine karşı
rezervuar-hacim satıh eğrisi (kot-alan-hacim) belirlenmektedir.
Hidrolik yük kayıpları göz önünde bulundurularak derivasyon yapısının basınçsız
(kontrol kesiti girişte) ve basınçlı (kontrol kesiti çıkışta) deşarj eğrileri oluşturulur. Bu
eğrilerin arası bir geçiş eğrisi ile bağlanır. Basınçsız, basınçlı ve geçiş eğrisinden
oluşan bu eğrinin adı birleşik deşarj eğrisidir.
Şekil 85 – Birleşik Deşarj Eğrisi
Şekil 86 - Örnek Taşkın Öteleme Tablosu
177
5.5
Derivasyon Yapısı Ve Memba Batardosu Optimizasyonu
5.5.1
Genel
Jeolojik, topoğrafik koşullar ve proje özellikleri dikkate alınarak belirlenen derivasyon
yapısının geçireceği debi saptandıktan sonra boyutlandırma işlemine başlanabilir.
Kullanılacak olan derivasyon yapısı için bir çap seçilir ve tesisin proje debisini
geçirmesi için gerekli hidrolik yük ve memba su yüzü kotu taşkın öteleme hesabı
yapılarak saptanır. Bulunan maksimum su seviyesine hava payı ilave edilerek
memba batardosunun kret kotu tespit edilerek memba batardosu projelendirilir.
Böylelikle derivasyon yapısı ve memba batardosu yaklaşık inşaat maliyetleri elde
edilir. Bu işlem değişik derivasyon yapısı çapları ile bu çapa karşılık gelen memba
batardosu yükseklikleri için tekrarlanır. Elde edilen derivasyon yapıları yaklaşık
inşaat maliyetleri ile bir optimizasyon eğrisi elde edilir. Bu eğrinin minimum maliyete
denk geldiği çap ve memba batardosu yüksekliği optimum çözüm olarak kabul edilir.
Şekil 87 – Optimizasyon için Oluşturulan Ters Çan Eğrisi
Tünel seçiminde dikkat edilmesi gereken önemli hususlarından birisi de derivasyon
yapısının daha sonra dipsavak olarak kullanılıp kullanılmayacağıdır. Derivasyon
yapısı boyutlandırılırken dipsavak çapı ve montaj koşulları da göz önünde
bulundurulmalıdır.
5.5.2
Memba Batardosunun Gövde İçerisinde Kaldığı Durum ;
Batardo tipine bağlı olarak memba batardosunun mansap şevi ile baraj gövdesi
geçirimsiz çekirdek dolgusunun memba şevi arasında güvenli bir mesafe (L)
bırakılmalıdır. Bu mesafe inşaat makinalarının çalışmasına olanak sağlamalıdır.
Memba batardosu yüksekliği ise, baraj gövde yüksekliğinin 3’te 1’ini geçmemelidir.
178
Batardonun gövde içinde kaldığı koşulda batardo maliyeti ihmal edilebilir düzeyde
olacağından derivasyon iletim yapısı boyutları belirlenirken optimizasyondan ziyade
inşaat koşulları göz önünde bulundurulur.
Şekil 88 – Gövde İçinde Memba Batardosu
5.5.3
Mansap Batardosu
Mansap
batardosu,
topoğrafik
koşulların
gerektirmesi
halinde,
mansapta
düzenlenen bir çıkış yapısı ile dere yatağına kontrollü bir şekilde aktarımı sağlanan
suyun inşaat alanına geri gelmesini engellemek amacıyla projelendirilir. Mansap
batardosu kret kotu, derivasyon çıkış debisinin nehir yatağında oluşturacağı su
derinliğine belirli bir hava payı ilave edilerek tespit edilir.
5.6
Derivasyon Hidroliği
Serbest çalışma hali ve basınçlı çalışma hali olarak 2’ye ayrılır. Her iki halde de
amaç tünel şeklinden ve yerleşiminden kaynaklı hidrolik kayıpları bulunup, deşarj
eğrisi çıkartılarak derivasyon girişindeki memba batardosu kotunun belirlenmesidir.
Tünel hidrolik kayıpları toplanarak belli debilerin geçebilmesi için hangi rezervuar su
seviyesine ihtiyaç olduğu belirlenir. Rezervuar su seviyesi – debi grafiği koordinat
eksenine çizilmesi ile deşarj eğrileri bulunmuş olur. İki eğrinin birbirini kestiği nokta
serbest akımdan basınçlı akıma geçilen noktadır. Bu noktada hidrolik açıdan bir
belirsizlik söz konusudur.Tünelin serbest akımdan basınçlı akıma geçtiği nokta tek
bir noktayla tarif edilemez, o yüzden bu bölge tranzisyon bölgesi olarak adlandırılır
(Şekil 85) ve iki eğri birbirine uygun bir eğri çizilerek bağlanır. Bulunan deşarj eğrisi
179
hacim-alan eğrisi ve taşkın tekerrür hidrogrofları kullanılarak memba batardosu üst
kotu belirlenir.
Şekil 89 - Kritik Akımın Yeri ve Yüzdesi (Daire ve Atnalı Tüneller İçin)
5.6.1
Serbest Yüzlü Akım
Tünel servis ömrü boyunca daha çok küçük debilerle çalışacağından Serbest yüzlü
akım basınçlıya göre derivasyonda daha fazla yer alacaktır. Serbest akım halinde
öncelikle tüneldeki akımın memba yada mansaptan kontrollu olup olmadığının
bilinmesi gerekir. Belirlenen tünel eğimi (S), manning pürüzlülük katsayısı (n) kesiti
(karerel, dairesel, atnalı) göre kritik derinlik (dc) bulunabilir. Tünel içerisinde akacak
180
su yüksekliklerinin (d), kritik derinlik ile karşılaştırılmasıyla tünelin memba yada
mansap kontrollü çalışıp çalışmadığı bulunabilir.
d<dc, akım sel rejiminde ve kontrol kesiti giriştedir (memba kontrollü)
d>dc, akım nehir rejiminde ve kontrol kesiti çıkıştadır. (mansap kontrollü)
Debi hesabı akımın kritik altı yani sel rejiminde olduğu kabulü yapılırsa emniyetli
tarafta kalınmış olur. Memba kontrollü akımlarda rezervuar su seviyesi hesabı
Rezervuar su seviyesi = Tünel giriş kotu+ su yüksekliği+ hız yükseliği+ hidrolik
kayıplar
Serbest yüzlü akım için hidrolik kayıplar aşağıda verilmiştir.
 Yaklaşım kanalı kaybı
Yaklaşım kanalı sert ve meyilli olmadıkça buradaki kayıplar ihmal edilebilir.
 Giriş Kaybı
Giriş yapılarının temel görevi yaklaşım kanalındaki yönlenmiş akımı düzenleyerek
iletim yapısı olarak tariflenen tünel veya kondüvi içerisinde üniform ve kararlı
akım koşullarının oluşmasıdır. Sıklıkla kare kesit girişli ve giriş ağzı hidrolik
kayıpları azaltacak şekilde yuvarlatılmış formalara sahip olup uygun bir geçiş
yapısıyla iletim yapısı tip kesitine bağlantısı sağlanır. “Design of Small Dams”
yayınında verilmiş olan değişik giriş yapısı formlarına göre oluşan hidrolik
kayıpların bazıları aşağıda verilmiştir.
Maks.
Min.
Ort.
Standart dairesel çan ağzı
: 0.10hv
0,04hv
0,05hv
Standart kare çan ağzı
: 0,20hv
0,07hv
0,16hv
R=0,15D ile yuvarlatılmış kare veya daire :0,27hv
0,08hv
0,10hv
Az yuvarlatırlmış kare yada daire
: 0,60hv
0.18hv
0,23hv
Keskin köşeli daire veya kare
: 0,70hv
0,40hv
0,50hv
181
 Kapak Yuvası Kaybı
Giriş kayıplarında tıkaç bölgesi dişleri yada kapak yuvası varsa bu kayıplarda
dikkate alınmalıdır. Yukarıda verilen ilk dört değer 0.05hv arttırılır.
Tranzisyon kaybı
Derivasyon tünellerinde her zaman olmamakla birlikte ani veya tedrici tranzisyonlar
bulunur. Toprak veya dolgu barajlar bir veya iki tıkaç yeri ihtiva ederler. Aşağıda
verilen değerler kritik üstü akımların olduğu haller için geçerlidir.
Daralma halinde:
Ani daralma
: 0.5hv
Yuvarlatılmış veya ani daralma
: 0,25hv
İyi projelendirilmiş daralma
: 0,10hv
Genişleme halinde:
5.6.2
Ani genişleme
: 0,75hv
Yarı ani genişleme
: 0,50hv
İyi projelendirilmiş genişleme
: 0,20hv
Basınçlı akım
Basınçlı akım halinde akım derinliği (d), kritik akım derinliğinin(dc) üzerindedir yani
akım nehir rejimindedir. Rezervuar su seviyesi hesabı aşağıda verilmiştir.
Rezervuar su Seviyesi= Tünel Çıkış Kotu + Akım derinliği (mD) + hız yüksekliği+
basınçlı durum hidrolik kayıpları
Basınçlı akım için hidrolik kayıplar aşağıda verilmiştir.
 Giriş kayıpları
Serbest halde kullanılan giriş kayıpları kullanılabilir.
182
 Kapak Yuva Kaybı
Serbest halde kullanılan yuva kayıpları kullanılabilir.
 Kurb kayıpları
Kurb kayıpları sürtünme kayıplarını içermez, kurblardaki sürtünme kayıpları için
ayrıca hesap yapılmalıdır. Kurb kayıp katsayısı (Kb), tünel çapı (D), dönüş
yarıçapı (R), dönüş açısısına (∆) bağlıdır. Kurb kayıp katsayısı Şekil 90’den
bulunabilir.
183
Şekil 90 - Kurb Kayıp Katsayıları
184
Tranzisyon kayıpları
Tünel içerisindeki kesit değişikliklerinin daralma veya genişlemelerinin sebep olduğu
kayıplardır. Aşağıda çeşitleri verilmiştir.
Ani genişleme
Ani genişleme kayıp katsayısı Şekil 91 ve Şekil 92’de verilmiştir. Ani genişleme kaybı
aşağıdaki denklemle bulunabilir
Ani daralma
Ani daralma kayıp katsayısı Şekil 91 ve Şekil 92’de verilmiştir. Ani daralma kaybı
aşağıdaki denklemle bulunabilir
185
Şekil 91 - Dairesel Kesitli Borularda Ani Geçiş Durumunda Tranzisyon Kaybı İçin
186
Şekil 92 - Dairesel Olmayan Borularda Ani Geçiş Durumunda Tranzisyon Kaybı İçin
187
Tedrici genişleme
Genişleme açısı (θ), 10° ‘den küçük olduğu durumlarda, genişleme katsayısı (Ktr)
0,15 alınabilir.Tedrici genişleme kaybı aşağıdaki denklemle bulunabilir:
(139)
Tedrici daralma
Daralma açısı (θ), 10° ‘den küçük olduğu durumlarda, daralma katsayısı (Ktr) 0,10
alınabilir.Tedrici daralma kaybı aşağıdaki denklemle bulunabilir:
(140)
 Sürtünme kayıpları
Tünelin basınçlı halde çalışması durumunda sürtünme kayıplarını bulmak için iki
yöntem vardır bunlardan birincisi Darcy – Weisbach yöntemidir ve formülü
(141)
Burada; f ,sürtünme kayıp katsayısıdır ve Reynolds sayısı ile tünel yüzey
pürüzlülüğüne bağlıdır. L, tünel boyu. D , tünel yarıçapı. V ise tünel hızı belirtir.
İkinci yöntem ise Manning yöntemidir.
(142)
Burada; n ,Manning pürüzlülük katsayısı. A, kesit alanı. R , tünel hidrolik yarıçapı.
S tünel eğimidir.
Manning pürüzlülük katsayısı için aşağıdaki değerler kullanılabilir.
En büyük
En küçük
Beton Tünel
0,014
0,008
Çelik boru
0,012
0,008
188
Kaplamasız kaya tünel
0,035
5.7
Su Alma Yapısı Ve Dipsavak Hidroliği
5.7.1
Dipsavak
0,020
Baraj membasında depolanan suyu kontrollü olarak enerji üretimi, içme ve kullanma
suyu, sulama suyu, taşkın kontrolu, su tutma kontrolu, can suyu ve barajın
boşaltılması için mansaba bırakmaya yarayan yapılardır.
Sisteme meydana gelen kayıpların hesaplanması ve buna göre hangi kotta ne kadar
suyun dipsavaktan atıldığının bulunması gerekmektedir.
Rezervuar su seviyesi hesabı aşağıda verilmiştir.
Rezervuar su seviyesi = Cebri boru çıkış kotu + su yüksekliği +hız yüksekliği +
hidrolik kayıplar
Dipsavaklarda sistem içerisimde oluşabilecek kayıplar ise şu şekildedir,
 Izgara Kaybı
Izgara kaybı hesaplanırken kullanılacak kayıp katsayıları Bölüm 5.7.6’ da (Giriş
Ağzı ve Izgara Geometrisinin Belirlenmesi) verilmiştir.
 Giriş Kaybı
Derivasyon aşamasında kullanılan giriş kayıpları dipsavak içinde geçerlidir.
 Kurp Kaybı
Dipsavak kurb kayıplarında yapılacak olan kurbun parçalı yada temiz oluşuna
dikkat edilmelidir. Kurb kayıp katsayısı(Kb) Şekil 90’den bulunabilir.
 Tranzisyon Kaybı
Ani genişleme ve daralma kaybı için Şekil 91 ve Şekil 92’den kayıp katsayısı
bulunabilir. Tedrici genişleme ve daralma kayıp katsayıları ise Şekil 93 ve Şekil
94’de
verilmiştir.
189
Şekil 93 - Tedrici Daralmalarda Kayıp Katsayıları
Şekil 94 - Tedrici genişlemelerde kayıp katsayıları
 Branşman Kayıpları
Ana borudaki branşman kaybı aşağıdaki formülle bulunabilir.
(143)
190
Ana borudaki branşman kayıp katsayısı (Kb) Şekil 95’den bulunabilir. Şekildeki ∆ ana
boru ile branşman arasındaki açı, Qa ana boru kesitindeki debiyi Qb ise
branşmandaki debisi temsil etmektedir.
Şekil 95 - Ana Borudaki Branşman Kayıp Katsayısı (Kb)
Branşman borudaki hidrolik kayıp aşağıdaki formülle bulunabilir.
144 191
Branşman kayıp katsayısı (K1 ve K2) Şekil 96’ten bulunabilir. Şekildeki ∆ ana boru ile
branşman arasındaki açı, Qa ana boru kesitindeki debiyi Qb branşmandaki debiyi, Aa
ana boru kesit alanını Ab ise branşman boru kesit alanını temsil etmektedir.
Şekil 96 - Branşman Kayıp Katsayısı (K1 Ve K2)
 Vana Kayıpları
Çeşitli vana kayıp katsayıları(Kv) aşağıda verilmiştir.
Sürgülü vana
: 0,1
Kelebek vana
: 0,20-0,26
Küresel vana
:0
Konik vana
: 0,20
 Sürtünme Kaybı
192
Derivasyon aşamasında verilen sürtünme kayıpları dipsavak içinde geçerlidir.
5.7.2
Su Alma Yapıları
Baraj gölü gibi su kaynaklarından suyu alıp iletim sistemlerine veren yapılara su
alma yapıları ve bu yapıların giriş kısmına su alma ağzı denir. Su alma yapılarının
suyu düzenlemek ve kontrol etmek gibi iki ana fonksiyonu vardır. Su kaynağına çok
yakın bu tip yapılarda yapının sağlamlığı ve işletme güvenliği de mühendislik
açısından gerçekleştirilmesi gereken önemli hususlardır. Yer seçiminde topoğrafya,
jeoloji, ekonomi ve ana yapının tipi önemli rol oynar. Bu bölümde ayrıntılı olarak
incelenecek olan su alma yapılarının bütün türlerinde akımda düzensizlikler
oluşturan keskin köşelerden kaçınarak hidrolik açıdan uygun yuvarlatılmış formlar
kullanılması önerilmektedir.
Bir su alma yapısının tertibinde aşağıdaki koşulların sağlanması beklenmektedir.
Gerekli suyun her zaman alınabilmesi
Su alma yapısının yerleştirildiği yer Jeolojik ve topoğrafik açıdan kararlı bir yapıya
sahip olması
Enerji kayıplarının asgari seviyede kalması
Sürüntü maddelerinin ve yüzen katı maddelerin su alma yapısı içerisine girmesinin
önlenmesi
Taşkın akımlarının iletim hattına ve daha mansaptaki tesislere zarar vermeden
iletilebilmesi
Hidrolik koşullar açısından yapı geometrisi uygun olmalı ve yapıya gelen kuvvetlere
karşı dayanımı sağlamalıdır.
5.7.3
Hidrolik Teori
Basınçlı su alma yapılarında geçen akım miktarı, bir kapak altı akımın kesitinden
geçen akımın belirlenmesine yönelik aşağıda verilen genel eşitlikle belirlenebilir.
(145)
Burada ;
193
C: Deşarj Katsayısı (Boyutsuz)
A: Kontrol Kesitindeki Alan (m²)
h: Memba ve mansap arasındaki su seviyesi farkıdır. (m)
5.7.4
Hidrolik Koşulları Sağlayan Geometrik Boyutlandırma
5.7.4.1 Kapak Boyutlarının Belirlenmesi
Kapak boyutları belirlenirken aşağıdaki iki işletme durumunun esas alınması
gerekmektedir.
 İhtiyaç Debisine Göre
 Ani Boşaltma Durumuna Göre
Kapak boyutlarının belirlenmesinde her iki yöntemin de göz önünde bulundurulması
önerilse de, ani boşaltma durumunda geçecek debinin, ihtiyaç debisi durumundan
daha etkin olacağı bilindiği için, genellikle ani boşaltma durumuna göre
boyutlandırmalar yapılıp ihtiyaç debisi değerlerinin de irdelenmesi önerilmektedir.
5.7.5
Su Alma Giriş Kotunun Belirlenmesi
Basınçlı su almalarda katı maddelerin su alma ağzından içeri girmesini önlemek
veya su alma ağzı önünde çökelen katı maddelerin tekrar harekete geçmesini
önlemek amacıyla tabandan bir miktar yukarıdan su almak gerekir.
5.7.5.1 Rusubat Hesabı (Ölü Hacim Üst Kotunun Belirlenmesi)
Barajın (Sualma Yapısı) drenaj alanının jeolojik, topoğrafik, bitki örtüsü vb. durumları
dikkate alınarak barajın ekonomik ömrüne göre su ile birlikte taşınabilen
malzemelerin hacim hesabı yapılır.
Belirlenen hacim baraj için ölü hacimdir. Ölü hacim dikkate alınarak Minimum Su
Seviyesi belirlenir. Ölü hacim dikkate alınarak minimum su seviyesi belirlenir.
5.7.5.2 Vorteks Koşullarının Belirlenmesi
Su alma ağzından tünele veya cebri boruya hava girmesi durumunda mekanik
teçhizatta büyük hasarlar oluşabilmektedir. Bunu önlemek için, giriş ağzı üzerinde
belirli
bir
su
yüksekliğinin
oluşması
sağlanmalıdır.
Bu
konuda
değişik
194
araştırmacıların çalışmaları bulunmakta olup bu konuda yetkin kuruluşlardan olan
Bureau of Reclamation bu kalınlığı aşağıdaki gibi önermektedir.
 Eğer giriş ağzı düzlemi düşey ise S≥ 0.6 he
 Eğer giriş ağzı düzlemi yatay ise S≥ 0.8 he
Tünel girişinde vorteks oluşumunu önlemek için şekildeki boyutların yardımı ile
aşağıda verilen genel bağıntı kullanılarak hesap yapılabilir.
Şekil 97 – Sualma Ağzı Giriş Bölgesindeki Etkili Büyüklüklerin Şematik Görünüşü


 U UD S  

;
; ; 0
D D
 gd 



(146)
Burada;
μ: Akışkanın dinamik viskositesi
ρ: Akışkanın özgül ağırlığı
Etkili bir dalga sorunu sözkonusu olmadığından ve viskos kuvvetler ağırlık ve atalet
kuvvetlerinin yanında ihmal edilebileceğinden (146) no’lu eşitlik şu şekilde yazılabilir.
 U S
; 0
 gd D 



(147)
(4) No’lu bağıntıdan da
195
 U  S

 gd  D



(148)
yazılabilir.
Hava emen vorteksin oluşmaması için yapılan çalışmalar ile oluşturulan abak (148)
no’lu eşitliğe uygun olarak Şekil 98’da verilmiştir. Bu şekil üzerinde gösterilen eğriler,
tabiat ve model gözlemlerinden elde edilmiştir. Eğrilerin üst tarafında yer alan
bölgeler; hava emmeyen vorteks bölgesini ifade etmektedir.
Bu abakta
U: Tüneldeki hız
Fr: Froude sayısı
D: Tünel veya cebriboru çapı
196
Şekil 98 – Hava Emmeyen Vorteks Değerlerinin, Sualma Yapısındaki Akımın
Froude Sayısının S/D Oranına Değişimini Gösteren Eğriler
Bu konudaki araştırmacılardan Yıldırım N. tarafından vorteks etki alanının
belirlenmesine yönelik çalışmalara ait karakteristik bilgiler aşağıda verilmektedir.
Değişik alış ağzı geometrilerine göre akımın Froude sayısına göre kritik koşulların
belirlenmesi deneysel yöntemlerle belirlenmiş olup aşağıda grafik gösterim olarak
verilmektedir.
197
198
Şekil 99 – Değişik Alış Geometrileri
5.7.6
Giriş Ağzı ve Izgara Geometrisinin Belirlenmesi
5.7.6.1 Su Alma Ağzı
Girişte denen bu kısım yapının türüne göre yatay, düşey veya eğimli yapılabilir.
Genellikle kare enkesitli betonarme yapıdır. Giriş kısmı yük kayıplarının azaltmak
hidrolik
açıdan
uygun
eğrilikler
kullanılarak
tasarlanmaktadır.
Değişik
araştırmacıların deneysel ve uygulama verilerine dayalı olarak yerleştirdiği giriş ağzı
formları vardır. Bu alanda sıklıkla kullanılan giriş ağzı formları ve hidrolik etkileri
“DESIGN OF SMALL DAMS” yayınında özetlenerek Şekil 100’de verilmiştir.
Giriş Kaybı
he= 1/C²(Vn²/2g)
(149)
formülü ile ifade edilir.
(150)
199
Şekil 100 – Batık Akımlarda Giriş Ağzı Formları
Çeşitli makaleler ve teknik bültenlerde yayınlanan, Su alma yapılarında farklı giriş
ağızları için deşarj ve sürtünme katsayılarını aşağıdaki tabloda verilmiştir.
200
En çok çan ağzı şeklinde düzeltilmiş giriş biçimleri kullanılır. Barajlarda su alma
yapısı ölü hacim üst kotunda yapılır.
5.7.6.2 Izgara
Izgaraların tasarımı barajın hangi amaca hizmet ettiğine (Enerji, Sulama vs.) göre
belirlenir. Enerji amaçlı su alma yapılarında, Çubuklardan veya lamalardan yapılan
ince ve kalın ızgaralar su alma kısmına katı cisimlerin ve balıkların girişini önlemek
üzere konulurlar. Bu ızgaraların tiplerinin ve açıklıklarını suyun kullanılma amacı,
suyun taşındığı katı maddeler , su alma borusu veya tünelinin çapı gibi unsurlar
belirler. Enerji amaçlı su alma yapılarında Izgara aralıkları türbin kanatları arasındaki
mesafe ve diğer bazı konstrüktif esaslar dikkate alınarak tasarlanmalıdır. Kati proje
aşamasındaki
çalışmalarda
genellikle
rotar
çapının
1/30’u
kadar
alınması
önerilmektedir.
Izgaraları temizlemek için ulaşılamıyorsa hızlar normalde 2 ft/s (0.61 m/s) ‘yi
geçmemelidir. Eğer temizleme işlemi yapılabiliyorsa hızlar 5 ft/s (1.52 m/s) ‘ye kadar
tolere edilebilir.
Şayet ızgaralarda zaman zaman yaklaşılabiliyor ve temizlenebiliyorsa V=1.5 m/s
alınabilir.
201
Ortalama Izgara kayıpları
ht = Kt(Vn²/2g)
(151)
formülü ile ifade edilir.
(152)
Burada ;
Kt= Izgara Yük Kaybı (Deneysel)
an= Izgara Net Alanı
ag= Izgara Brüt Alanı
Vn= Net Izgara Alanından Geçen Hız
5.7.7
Su Alma Yapısı Tip Seçimi
Derleme ve iletim koşullarına bağlı olarak, basınçlı akımla su alma yapıları aşağıda
detaylı olarak açıklanmaktadır.
5.7.7.1 Kule Tipi Su Alma Yapısı
Topografya koşullarının yamaçtan tünel girişini ekonomik yönden tutarlı kılmadığı
durumlarda; özellikle dolgu baraj haznelerinden farklı seviyelerde su alma
istendiğinde veya su alma yapısı rezervuar kıyılarından epeyce içeride yapılmak
zorunda ise su alma kulesi tipleri avantajlı olacaktır.
İçme ve kullanma suyu gibi amaçlar için farklı seviyelerden su almak istendiğinde,
su alma kuleleri gibi çok yönlü girişli, diğer durumlarda ise genellikle tek yönlü girişli
yapılır.
Kule tipi su alma yapılarında önemli bir problem kuleye ulaşımın sağlanmasıdır.
Ulaşım durumları göz önünde bulundurularak su alma yapısının ekonomisi gözden
geçirilmelidir.
Kule tipi su alma yapılarında da, inşa sırasındaki çevirme tünelinden de çoğunlukla
esas iletim yapısı olarak yararlanılmakta, su giriş kapakları ile alınan sular çevirme
tüneline bağlanmakta, membada kalan kısmı tıkaçla iptal edilmektedir.
202
Türkiye de bu tipe örnek olarak uygulanmış projeler arasına Hirfanlı, Seyhan,
Sarıyar, Kesikköprü Barajlarını sayabiliriz.
Şekil 101 – Kule Tipi Sualma Yapısı
203
5.7.7.2 Şaftlı Su Alma Yapısı
Su alma yapısı ile rezervuar kenarı arası pek uzak değilse, kapak şaftı açılacak
zemin sağlam kaya ise ve kapak şaftı ile su alma yapısı arasındaki tünelde veya
giriş yapısında, ömrü içinde bir arıza beklenmiyorsa veya dalgıç yardımı ile
gerektiğinde batardo kapağı çalıştırılabilecekse şaftlı su alma yapıları avantajlı
olabilmektedir. Bununla beraber, arıza halinde rezervuar su seviyesini su alma
yapısı alt kotuna indirecek bir dipsavak sistemi yoksa kesinlikle bu tip kullanılmalıdır.
Fakat, su alma yapısı ile şaft arasındaki tünelde oluşacak bir arızanın çözülmesi son
derece güç ve pahalı sorunlar meydana getirebilir.
Şekil 102 – Şaftlı Sualma Yapısı
Şaft Su Alma Yapısı Hangi Şartlarda Kullanılır;
 Giriş yapısı barajın memba yüzünden uzakta oluyorsa,
 Su seviyesi çok değişken ve su alma yapısı su altında kalıyorsa,
 Baraj toprak dolgu (veya betonda olabilir) ve giriş kondüvisi cebri boru veya
tünel ise.
Özellikleri;
 Dairesel ızgara,
 Dairesel çan ağzı,
204
 Şafttan tünele ivmeli dirsek tranzisyonu.
Hesabı :
Cc = 0.60,
Giriş ağzı ile Minimum S.S. arasında en az giriş ağzı çapının % 80’i kadar bir
mesafe olacak,
Izgara demirlerinin hiçbir parçası giriş ağzı merkezine 0.80 D’den daha yakın
olmayacak,
Izgara yüksek basınçlı giriş yapısı esaslarına göre hesap edilecek,
Kolonlar sivri uçlu olacak,
Kazı kenarı giriş merkezinden minimum 2 x (0.80 D) kadar olacaktır.
5.7.7.3 Yamaca Dayalı, Düşey veya Eğik Kapaklı Su Alma Yapısı
Baraj gövdesinden su alma özellikle dolgu baraj gibi yapılarda istenmez. Çünkü
yapıda titreşimler ve oturmalar meydana gelebilir. Su alma ağzının bent gövdesi
dışında yapılması gerektiğinde, özellikle dolgu barajlarda, yamaçtan tünel girişleri,
su alma kuleleri veya kuyuları şeklinde su alma yapılarının tertibi uygundur. Ayrıca
su alma yapısı rezervuar alanını oluşturan yamaçların jeolojik durumuna göre de
tercih edilebilecek su alma yapılarındandır. Yapı yamaca yaslanmış düşey veya eğik
kapakların belirli kotlara yerleştirilmesi ile her mevsimde ve her su kotundan su alma
seviyesini kontrol edebilmek için tasarlanabilir. Arıtma tesislerine yollanan suyun
kalitesini kontrol etmek için tercih edilebilir.
Bu durumlarda, inşa sırasındaki çevirme tünelinden de çoğunlukla esas iletim yapısı
olarak yararlanılmakta, girişler eğik bir tünelle çevirme tüneline bağlanmakta,
membada kalan kısmı tıkaçla iptal edilmektedir.
Arazi şevinin dik olması halinde ve yatık olması halinde farklı tünel girişleri
uygulanmaktadır.
205
Şekil 103 – Yamaca Dayalı Düşey Sualma Yapısı
5.7.7.4 Beton Baraj İçine Yapılan Su Alma Yapısı
Yapı gövdesinden bir boru vasıtasıyla su alınabilir. Yabancı cisimlerin girişini
önlemek için ızgaralar ve su almayı kontrol etmek için bir kapak konulmuştur.
Girişteki yük kayıplarını azaltmak için keskin köşeler düzeltilir. Genellikle çan ağzı
şeklinde düzeltmeler yapılır. Düzeltme eğrilerinin denklemleri daire ve kare kesitliler
için aşağıda verilmiştir.
D2 = 4x2 + 44.4y2
(153)
B2 = x2 + 10.4y2
(154)
206
Burada D ve B sıra ile daire ve karenin çap ve genişliğidir. Köşeli ve çan ağzı
şeklinde düzeltilmiş giriş biçimleri x ve y şeklinde verilmiştir. Yapı gövdesinden su
alma beton barajlarda yaygın olarak kullanılır.
Kapak arkasında borunun su ile dolması sırasında içindeki havanın boşalmasını
sağlayacak ve işletme sırasında girişe sürüklenecek hava kabarcıklarını dışarı
atacak bir hava bacası bırakılır. Bu hava bacasının alanı çıkış borusunun alanının
0.1 veya 0.2 si kadar olmalıdır.
5.7.7.5 Dipten Alışlı Düşey Şaft Tipi Su Alma Yapısı
Küçük projelerde ucuz oldukları için tabandan su alma sistemleri kullanılır. Bu tipler
özellikle içme suyu sistemlerinde çok kullanılır. Baraj veya bağlama olmaksızın
kullanılabilmeleri ve akarsu ulaşımına engel olmamaları seçimlerinde etkili
unsurlardır. Bunlar ister akarsudan doğrudan su alsınlar, ister bir baraj haznesinden
su alsınlar, katı maddelerin girişine engel olmaları için yatak tabanından bir miktar
yüksekte yapılmalıdırlar. Bunların en önemli sakıncası kapakların bakım ve
onarımının kolay olmamasıdır.
5.7.7.6 Kademeli Su Alma Yapılarının Hidroliği
Baraj tarafından oluşturulan rezervuarın akarsu üzerinde yarattığı:
Sediment yükünün değişmesine bağlı olarak memba ve mansaptaki akarsu yatağı
morfolojisinde değişim
Yatağa bırakılan suyun sıcaklığı nedeniyle mansap su kalitesinde ve rezervuarda
biriken suyun ağırlıklı ortalama konsantrasyonunda değişim
Balıklar ve suda yaşayan diğer organizmaların hareket serbestisindeki kısıtlama
nedeniyle biyolojik çeşitliğin azalması
gibi etkileri dikkate alınarak İçmesuyu Su Alma Yapısı kademeli olarak
düzenlenebilir.
Yaz mevsiminde büyük hacimli rezervuarlar (en az 10 m derinliğe sahip ve suyun
bekleme süresi 20 günden fazla olan) Şekil 104’de görüldüğü gibi üç ana tabaka
oluşturma eğilimi gösterir:
207
Şekil 104 - Tipik Yaz Tabakalaşması
Epilimniyon: Göreceli olarak rüzgar ve konveksiyon akımları nedeniyle homojen bir
karışıma sahip oksijen yüzdesi fazla ve ılık üst tabakadır.
Metalimniyon: Su sıcaklığının derinlikle artışının üstteki ve alttaki tabakalara göre
daha fazla olduğu orta tabakadır. “Thermocline” olarak da isimlendirilen bu tabakada
her bir metre derinlik artışı için sıcaklık bir derece düşer.
Hipolimniyon: Su sıcaklığının ve oksijen yüzdesinin en düşük olduğu soğuk
tabakadır.
Bir
rezervuarda
tabakalaşma
potansiyelinin
mevcudiyetini
tespit
için
DensimetrikFroud Sayısı (Fd) kriteri kullanılır. Fd rezervuar içindeki yatay akışın
atalet kuvvetlerinin tabakalaşmış su kitleleri içerisindeki yerçekimi kuvvetlerine
oranıdır. Bu oran, rezervuarda yerçekimi kuvvetleri altında dengelenmiş termal
yoğunluk yapısının yatay akış potansiyeli tarafından değiştirilebilme potansiyelini
ifade eder.
DensimetrikFroud Sayısı (Fd) aşağıdaki formülle hesaplanır.
Fd 
LQ
dV

g (  / h )

U
gd (  /  )
(155)
Bu formüldeki parametreler şunlardır:
L  Rezervuar uzunluğu (m)
208
Q  Rezervuar boyunca ortalama akım (m³/s)
d  Ağırlıklı ortalama derinlik (m)
V  Rezervuar hacmi (m³)
g  Yerçekimi ivmesi (m/s2)
  Referans yoğunluk (kg/m³)
  d derinliği boyunca yoğunluk değişimi (kg/m³)
  / d  Ortalama yoğunluk gradyanı (kg/m4)
U  Ortalama akış hızı (m/s)
Ortalama yoğunluk gradyanı tipik olarak 0,001 kg/m4, su yoğunluğu ise 1000 kg/m³
mertebesindedir. Rezervuar Fd1/ ise kesin iyi karışımlı; Fd1/ ise kesin
tabakalanmalı; Fd1/ ise zayıf tabakalanmalı veya zaman zaman tabakalanan bir
özelliğe sahiptir.
Su alınması uygun olan rezervuar tabakalarının seçilebilmesi için Şekil 105’de
şematik olarak gösterilen ve değişik seviyelerde bir seri giriş ağzı olan kademeli su
alma yapıları kullanılır.
209
Şekil 105 - Kademeli Sualma Yapısı
Bu yapı, rezervuarın su kalitesinin yükseltilmesini, su sıcaklığı ve su kalitesinin diğer
unsurlarının mansap su kalitesi üzerinde meydana getirebileceği olumsuz çevresel
etkilerin azaltılmasını mümkün kılar. Şekil 106 şematik bir çekim paternini
göstermektedir.
Şekil 106 - Tabakalaşmış Depolamada Tercihli Çekim Paterni Şeması
210
5.8
Dipsavak Yapılarının Boyutlandırılması, Baraj Gölünün Boşaltılması ve Su
Tutmaya İlişkin Kriterler Ve Kurallar
Bu bölümde verilen kriterler ve kurallar “USBR Criteria and Guidelines for
Evacuating Storage Reservoirs and Sizing Low Level Outlet Works” ve “USBR
Reservoir Filling Criteria Preparation Memorandum No: DES-2” kaynaklarındaki
bilgilerden yararlanılarak hazırlanmıştır.
5.8.1
Dipsavak Projelendirme Gerekleri
5.8.1.1 Genel Kriterler
Dipsavakların boyutlandırılmasında, aşağıda açıklanan gerekler dikkate alınmalıdır;

Proje ihtiyacına uygun tahliye koşulları

Proje
taşkın
debisinin
ötelenmesinde
dipsavaklardan
yararlanılması
durumunda sağlanacak ekonomik fayda

Boşaltma kriterlerine uygunluk

İnşaat aşamasında akarsu akımlarının derivasyonu için dipsavaklardan
yararlanılması durumunda sağlanacak ekonomik fayda

Dipsavaklar aşağıda açıklanan gereklere uygun olarak projelendirilmelidir:

Dipsavak, göl depolama hacminin önemli bir kısmının cazibe akışıyla
tahliyesini sağlayacak şekilde konumlandırılmalıdır.

Dipsavakların, projenin ekonomik ömrü boyunca taşınan sedimentle
tıkanmalarını önlemek için eşik kotu, beklenen 50-yıllık sediment birikim
seviyesinin üzerinde yer almalı veya değişik seviyelerden su alınabilen bir su
alma yapısı tasarlanmalıdır.

Dipsavaklar, baraj gölünü tahliye kapasitelerini koruyabilmek için, toprak
kaymaları sonucu tıkanmalarını önleyecek şekilde jeolojik etmenler dikkate
alınarak konumlandırılmalıdır.

Baraj gölünü boşaltmak ve ilk su tutma sürecinde su seviyelerini kontrol
etmek için kullanılacak dipsavaklar, su tutma ve tehlike durumunda boşaltma
işlevlerini yerine getirmek için gerekli işletme koşullarına sahip olmalıdır.
211
Baraj mansabında derivasyon sonrası derivasyon çalışmaları devam
ederken taşkın riskini en aza indirgemek için nihai kapanma süreci iyi
zamanlanmalıdır. İşletme şartları, inşaat şartnamelerinde yer almalıdır.

İlk su tutma kriterleri, ilk su tutma işleminden önce tamamlanmalı ve doğru
çalışmalarını sağlamak için dipsavak kapak ve vanalarının periyodik kontrol
ve bakımına ilişkin şartları içermelidir. İlk su tutma planında, dipsavakların
derivasyon
amacıyla
kullanılmaları
durumunda,
ikinci-aşama
inşaatın
tamamlanma süresi dikkate alınmalıdır.
5.8.1.2 Genel Kriterlerden Sapma
Bu
dokümanda
açıklanan
kriterler
ve
kurallar,
baraj
göllerinin
çoğuna
uygulanmalıdır. Bazı projelerde kriterlere ve kurallara uyulması adına baraj gölünün
boşaltılmasının sağlanması pratik olmayabilir. Bazı baraj gölleri kısa sürede
boşaltılmayacak kadar büyük olabilir, veya kriterler ve kurallardan sapılmasının
savunulmasına yönelik özel işlevlere veya sahaya-özgü koşullara sahip olabilir. Bu
dokümanda açıklanan kriterlere ve kurallara aykırı bir seviye düşme kapasitesini
gerektiren
özellikli
proje
koşulları
söz
konusu
olduğu
zaman,
dipsavak
konumlandırma ve boyutlandırma esaslarından farklı bir yol ile dipsavak
boyutlandırılabilir.
5.8.2
Baraj Göllerinin Boşaltılmasına İlişkin Kriterler ve Kurallar
5.8.2.1 Genel Kriterler
Su tahliye yapıları, inşaat sürecinde derivasyon için, projenin su temini ihtiyacının
karşılanması, ilk su tutma sürecinde göl su seviyesinin kontrol edilmesi ve taşkın
öteleme sürecine yardım için gereklidir. Baraj gölünün boşaltılması ve ilk su tutma
amaçlarına yönelik olarak, aşağıda açıklanan kriterlere uyulmalıdır:
Dipsavak, kapaklı dolusavak ve cebri borular dahil tüm su tahliye yapılarının, tehlike
durumunda tam kapasitelerinde çalışmaları sağlanmalıdır. Kanal yapılarında baypas
veya boşaltım kanalı vasıtasıyla doğal bir su yoluna tahliye yapılabilmelidir. Enerji
santrallarinde, birden fazla ünite tesis edilmeli ve çalışır durumda olmalıdır. Deşarj
kapasitelerine ihtiyaç duyulduğu zaman bazı ünitelerin devre dışı kalmaları
olasılığına karşı, deşarj kapasitesinin (türbin debi eğrilerine göre) yalnız yüzde
50’nin kullanılabileceği dikkate alınmalıdır. Dört veya daha fazla üniteye sahip enerji
santrallerinde, geçmişteki işletme verileri doğrultusunda, türbin deşarj kapasitesinin
212
yüzde 50’den fazlası kullanılabilir. Türbin kapasitesinden yararlanılması durumunda,
enerji dağıtım sisteminin, üretilen enerjiyi kabul edebilmesi sağlanmalıdır.
Santrallerde, kapaklar veya vanalar vasıtasıyla türbinlerden izole edilmişlerse,
baypas boşaltım yapıları kullanılabilir. Burada belirtilen kriterlerin sağlanması
amacıyla, saha koşullarına uygun herhangi bir yapı kombinasyonu uygulanabilir.
Dipsavak yapıları, baraj gölünün Tablo 12’de verilen değerlere uygun boşaltımını ve
ilk dolum kriterlerinde belirtilen dolum debilerinin sürdürülmesini sağlayacak şekilde
konumlandırılmalı ve boyutlandırılmalıdır.
Boşaltma hesaplarında kullanılacak ilk su yüzeyi kotu, dolusavak eşik kret kotudur.
Bu seviyeye kadar göl hacminin dolusavaktan hızlı bir şekilde deşarj edildiği,
minimum su seviyesi ve eşik kret kotu arasında kalan hacmin ise dipsavaktan deşarj
edileceği düşünülmelidir.
Boşaltma veya ilk dolum sürelerinde giriş akımları, aşağıda açıklanan akarsu debi
kayıtları analiz yöntemleri kullanılarak belirlenir. Yeterli miktarda kayıt mevcut
değilse,
yakın
istasyonlardan
alınan
kayıtlar,
uygun
hidrolojik
yöntemlerle
düzeltilerek analizde kullanılmalıdır.
Analizde kullanılacak giriş akımı, hesaplanan boşaltma süresinde en yüksek ardışık
ortalama aylık akarsu akımları olacaktır. Bazen, bu yöntem, giriş akımına baz alınan
süreyle uyumlu bir tahliye süresi elde etmek için tekrarlamalar gerektirir. Tek bir
tahliye süresi elde edilemiyorsa, elde edilen tahliye süreleri arasından en uzun süre
seçilir.
Boşaltma kriterleri, sahaya özgü koşulların, ekonomik koşulların yanı sıra proje
ihtiyaçlarını dikkate alarak maliyet ile boşaltma ve su tutma debileri arasında uygun
bir denge sağlamalıdır. Projelendirme için belirlenen boşaltma süresinde, mansap
yatak kapasitesi, baraj için risk düzeyi, mansaptaki alanlara olası hasar ve,
mümkünse, uyarı sistemleri kullanılarak mansaptaki hasarın azaltılması dikkate
alınmalıdır. Genelde, dipsavak ve diğer taliye yapıları, göl su seviyesini aşağıda
belirtilen seviyelerden düşük olan seviyeye 1-4 aylık bir sürede düşürecek şekilde
konumlandırılmalı ve boyutlandırılmalıdır.
5.8.2.2 Proje Koşullarına Dayalı Boşaltma Debileri
Proje sahasında risk düzeyi ve tehlike potansiyeli dikkate alınarak baraj gölünü
boşaltma
debilerinin
belirlenmesine
ilişkin
genel
kurallar
bu
bölümde
213
açıklanmaktadır. Risk, olumsuz bir olayın meydana gelmesi olasılığıdır. Tehlike ise,
meydana gelen olumsuz olayın sonucudur.
Bir proje sahasında olumsuz koşulların varolması, projelendirme sürecinde alınacak
önlemlerle olabildiğince düşük bir düzeye indirgenmesi gereken bir risk oluşturur.
Temelde aktif fayların bulunması gibi özellikle olumsuz koşullarda, gerekli önlemler
alındıktan sonra dahi küçük bir risk olasılığı var olacaktır. Baraj veya ilgili yapılarda
arıza veya hatalı işletme durumunda mansapdaki yerleşim alanlarında olası can
kaybı ve mal hasarı, tehlike oluşturur. Mansap tehlike potansiyeli, yapının yapısal
bütünlüğünden öte yapının bulunduğu yer ile ilişkilidir.
Göl boşaltma sürelerinin değerlendirilmesi amacıyla risk düzeyinin tanımlanması ve
mansap tehlike potansiyelinin sınıflandırılması, sorunun doğası gereği, çok özneldir.
Buna göre, risk ve tehlike potansiyelleri yüksek, önemli ve düşük olarak
sınıflandırılmıştır. (Tablo 11)
Tablo 11 - Mansap Tehlike Sınıflandırma Sistemi
Sınıf
Risk altındaki nüfus
Düşük
0
Ekonomik kayıp
Minimal (gelişmemiş tarım, meskun
olmayan
yapılar,
veya
minimal
düzeyde doğal kaynaklar)
Önemli
1-6
Dikkate
alınabilir
(dikkate
değer
tarım, sanayi veya inşaat alanlarının,
veya doğal kaynaklar)
Yüksek
6 üzeri
Aşırı (geniş yerleşim, sanayi, tarım
alanları dahil kentsel alan veya doğal
kaynaklar)
Risk sınıflandırması, tehlike sınıflandırmasından daha zordur, çünkü belirli bir baraj
yerinde birçok olumsuz koşul ve risk kombinasyonları var olabilir. Risk unsurları
veya risk faktörleri belirlenerek rasyonel fakat kesin olmayan bir sınıflandırma
yapılabilir. Risk sınıflandırmasında dikkate alınması gereken risk unsurları veya risk
faktörleri aşağıda sıralanmıştır.
Barajlar için risk faktörleri;
214

Hidrolik faktörler

Proje taşkın debisini aşan taşkınlar

Taşkın tahmininde belirsizlik

Taşkın / rezervuar depolama hacmi oranı

Rezervuar sediment birikim potansiyeli

Jeolojik faktörler

Genel temel koşulları

Depremsellik

Faylanma

Sıvılaşma potansiyeli

Kaya durumu (Çatlaklar, zayıf zonlar, eklemlenme, çözünürlük)

Yapısal faktörler

Baraj tipi ve tasarımı

Olağan dışı boyutları

Olağan dışı karmaşık yapısı

Yaşı ve durumu

İnşaat ve malzeme faktörleri

Geçirgenlik, aşınabilirlik ve dayanım gibi malzeme özellikleri

İnşaatın kalitesi

İşletme faktörleri

Baraj yerinin uzaklığı ve ulaşılabilirliği

İşletme personelinin eğitimi ve deneyimi
215

Ticari ve yedek enerjinin güvenilirliği

Ekipmanın ve işletme yöntemlerinin karmaşıklığı
Aşağıda
sıralanan
faktörler
gibi
bazı
risk
faktörleri
yüksek-risk
sınıfının
oluşturulmasında rol oynamıştır:

Baraj temelinde veya yakın çevresindeki aktif faylar

Şiddetli bir depremde temel kaymaları olasılığı

Kasırga veya ani taşkın olasılığının yüksek olması

Kaya çözünülürlük olasılığının yüksek olması

Borulama olasılığının yüksek olması

Son derece zayıf inşaat malzemesi

Yapı elemanlarının aşırı bozulmaya maruz kalması

İnşaat sürecinde yetersiz kalite kontrol
Risk
için
“önemli”
sınıfının
tanımlanması,
tehlike
için
“önemli”
sınıfının
tanımlanmasından çok daha zordur. Bu sınıf önemlidir, çünkü bir çok barajın normal
olarak tabi olduğu geniş bir risk aralığını kapsamaktadır.
Acil boşaltma sürelerinin belirlenmesinde genel bir kılavuz Tablo 12’de verilmektedir.
Bu değerler, risk, tehlike ve maliyet arasında makul bir dengeyi yansıtan
deneyimlere dayanılarak elde edilmiştir. Tablo 12’de verilen değerler, dört rezervuar
aşamasında oldukça geniş bir sınıflandırma olasılıkları aralığı ile boşaltma süreleri
aralığını yansıtmaktadır. İhtiyatlı oldukları düşünülen boşaltma süresi değerleri, bu
alt-bölümde ele alınan risk ve tehlike potansiyeline dayalı boşaltma süreleri üzerinde
rasyonel bir etkiye sahip tüm önemli sahaya-özgü koşulları dikkate alan ayrıntılı
çalışmalar ve değerlendirmelerin sonuçlarına göre ayarlanabilir. Bir rezervuarın,
Tablo 12’de
verilen dört aşamanın tümünde boşaltma süresi gerekleri sağlaması arzu
edilir. Ancak, belirli bir barajda tahliye yapılarının giriş kotları belirli bir kota boşaltımı
sınırlayabilir. Bu nedenle, hidrolik yüksekliğin yüzde 75’inin boşaltılması için verilen
değerler, fiziksel olarak mümkün olduğunca, yalnız bir kılavuz olarak kullanılmalıdır.
216
Tablo 12 - Acil Boşaltma Süresinin Belirlenmesine İlişkin Genel Kılavuz (Gün)
Mansap tehlike
Yüksek
Yüksek
Yüksek
Önemli
Önemli
Önemli
Düşük
Düşük
Düşük
sınıflaması
tehlike,
tehlike,
tehlike,
tehlike,
tehlike,
tehlike,
tehlike,
tehlike,
tehlike,
önemli risk
düşük risk
önemli risk
düşük risk
önemli risk
düşük risk
10-20
20-30
30-40
20-30
30-40
40-50
40-50
50-60
60-90
30-40
40-50
50-60
40-50
50-60
60-70
60-70
70-90
90-120
40-50
50-60
60-70
50-60
60-70
70-80
70-80
80-120
120-160
60-80
70-90
80-100
70-90
80-100
90-110
90-110
100-160
150-220
Baraj risk faktörü
%25
boşaltılan yükseklik*
%50
%90 boşaltılan
depolama hacmi**
%75
yüksek
risk
yüksek
risk
yüksek
risk
* Boşaltma için tanımlanan hidrolik su yüksekliği dolusavak eşik kret kotu ile talveg kotu arasındaki yüksekliktir.
** Boşaltma için tanımlanan boşaltma hacmi dolusavak eşik kret kotu ile talveg kotu arasındaki hacimdir.
217
5.8.2.3 Boşaltma Çalışmaları için Ortalama Giriş Akımlarının Hesaplanması
Baraj gölüne giren akımın belirlenmesinde, boşaltma süresinde en yüksek ardışık
ortalama aylık giriş akımı baz alınmalıdır. Mevcut Rezervuarlarda bu bilgi “Aylık Su
Temin Raporları” kapsamında mevcuttur. Bu bilginin mevcut olmadığı baraj
yerlerinde, ortalama aylık giriş akımlarını hesaplamak için çalışmalar yapılmalıdır.
Giriş akımlarının belirlenmesi ve rezervuar boşalma çalışmalarının yapılmasında,
aşağıda açıklanan işlemler sırasıyla uygulanmalıdır.
1. Baraj yeri ortalama aylık giriş akımları değerlerinin sağlanması
2. Gerekli boşaltım süresine ilişkin bir ön tahminin yapılması
3. Boşaltım süresinde en yüksek ardışık ortalama aylık giriş akımlarının yardımıyla
giriş akımı hidrografının oluşturulması
4. Boşaltım süresini belirlemek için taşkın öteleme çalışmasının yapılması
5. Hesaplanan
boşaltım
süresinin,
giriş
akımı
hidrografının
uzunluğu
ile
karşılaştırılması
6. Hesaplanan boşaltım süresinin giriş akımı hidrografını değiştirmesi durumunda
3. adıma dönülmesi. Aksi durumda, sonuçların belgelenmesi.
İşlem sırasına örnek olarak “Deer Çayı Baraj Gölü” çalışması verilmiştir.
1. Ortalama aylık giriş akımları Yıllık Su Temin Raporundan alınmış ve aşağıda
özetlenmiştir.
218
Tablo 13 – Ortalama Aylık Giriş Akımlar
Ay
Ortalama Aylık Giriş
Ortalama Aylık Giriş
Akımı (hm³)
Akımı (m³/s)1
Ekim
16.41
6.13
Kasım
20.35
7.85
Aralık
20.60
7.69
Ocak
19.49
7.28
Şubat
18.75
7.75
Mart
23.31
8.70
Nisan
36.88
14.23
Mayıs
79.44
29.66
Haziran
77.22
29.79
Temmuz
25.16
9.39
Ağustos
14.93
5.57
Eylül
12.46
4.81
2. Baraj gölünün boşaltılması için yapılan ön tahmine göre 150 günlük süre
belirlenmiştir.
3. En yüksek beş ardışık ortalama aylık giriş akımını (Mart, Nisan, mayıs, Haziran,
Temmuz) yansıtmak için aşağıda verilen giriş akımı hidrografı oluşturulmuştur:
Tablo 13 – Giriş Akımları
Süre
Giriş Akımı (ft3/s)
0
8.70
10 gün
8.70
20 gün
8.70
31 gün
8.70
32 gün
14.23
40 gün
14.23
50 gün
14.23
1
Giren akım (m³/s) = [(hm³ birimi üzerinden giriş akımı) / (bir aydaki gün sayısı x 24 sa x
3600 sn)]
219
Süre
Giriş Akımı (ft3/s)
61 gün
14.23
62 gün
29.66
70 gün
29.66
80 gün
29.66
92 gün
29.66
93 gün
29.79
100 gün
29.79
110 gün
29.79
122 gün
29.79
123 gün
9.39
130 gün
9.39
140 gün
9.39
150 gün
9.39
4.
5. Taşkın öteleme çalışması sonucunda, giriş akımı hidrografının baraj gölünün
tahliyesi için yeterli uzunlukta olmadığı görülür.
6. Bu uzunlukta bir giriş akımı hidrografıyla baraj gölü boşaltılamayacağı için, 3.
işlem adımına dönülerek en yüksek giriş akımına sahip bir önceki veya bir
sonraki ay (Şubat) yardımıyla hidrograf uzatılır.
Görüldüğü gibi, baraj gölü boşaltma süresiyle uyumlu bir giriş akımı hidrografı elde
etmek için işlemlerin tekrarlanması gerekebilir.
5.8.3
Baraj Gövdesi Su Tutma Kriterleri Ve Kuralları
Göl su tutma kriterleri her baraj için ayrı ayrı belirlenir. Genellikle amaç, baraj
gölünde
ilk
kez
su
tutulurken
barajın
ve
baraj
temelinin
davranışının
(performansının) izlenmesi ve değerlendirilmesi için yeterli süre tanıyan planlı bir
program sağlamaktır.
Su tutma kriterleri kapsamında, (1) barajın ve temelinin kontrolu ve izlenmesi, (2) su
tutma hızının kontrolü, (3) halkın güvenliği planları ve (4) taşkın kontroluna ilişkin
gerekler dikkate alınacaktır.
220
5.8.3.1 Kontrol ve İzleme
İlk su tutma sürecinde genel kontrol, tesis edilmiş ölçüm cihazlarının okunması ve
raporlanması, normal ve tehlike durumundaki işletme yöntemlerinin belirlenmesine
yönelik gerekler, genellikle, aşağıda sıralanan işlemleri kapsar.
Sahada hazır bulunulması
Gözle kontrol
Ölçüm cihazlarının okunması
İzleme, gözle kontrol ve okuma sonuçlarının raporlanması
Normal işletme yöntemlerinin tanımlanması
Tehlike durumu yöntemlerinin tanımlanması
Deprem sonrası izlenecek yöntemlerin belirlenmesi
Söz konusu gerekler her baraj için farklı olmakla birlikte, genellikle, aşağıda
açıklanan uygulamaları kapsar.
Sahada hazır bulunulması, saha koşullarının ve mansap tarafında hasar durumuna
bağlı olmakla beraber, eğitimli gözlemciler, operatörler ve tasarımcılar tarafından,
uygun aralıklarla, en çok 24-saat süreyle gözetimi gerektirir.
Gözle
kontrol,
çatlaklar,
sızıntı,
şev
duraysızlığı
gibi
olumsuzluklarının
gözlemlenmesini içermelidir. Baraj ve yan ayakları ve gerekirse, rezervuar çevresi
kontrol edilmelidir. Saha ve tehlike koşullarının uygun olması durumunda taşkınaydınlatması yapılabilir ve eğitimli personel tarafından 24-saatlik nöbet uygulanabilir.
Mansap tarafındaki alanların gözetimi gerekecektir.
Ölçme donanımı okumaları, özel talimata göre yapılmakla birlikte normal olarak sık
aralıklarla, bazı donanımda ise sürekli yapılmalıdır.
Tüm izleme sonuçlarının raporlanması, ölçme donanımının okunması, gözle kontrol
ve saha koşullarıyla uyumlu sıklıkta olmalıdır. İlk su tutma sürecinde herhangi bir
anormal durum ilgili birimlere derhal bildirilmelidir. Yöneticileri ve yetkilileri teyakkuz
221
durumunda olmalıdır. Su tutuma sürecinin 2 yılı aştığı durumlarda, her rezervuar için
özel yöntemler belirlenecektir.
İlk su tutma düşük bir kota kadar (baraj yüksekliğinin yarısından az) yapılacaksa, ilk
su tutma planı nominal kontrol ve izleme gerektirebilir. Ancak nispeten yüksek bir kot
kadar ilk su tutuma durumunda, projenin işletme ömrü boyunca her yüksek kot
deplasmanının kontrolu ve izlenmesi planda öngörülmelidir.
Baraj gölü aktif hacim seviyesi üzerinde ilk su tutma süreci yıllar sonra
gerçekleşebilir. Kritik yüksek kotlarda ilk su tutma sürecinin yakından izlenmesi
özellikle önemlidir.
Normal rezervuar işletmesi, su tutma hızlarının ve proje gereklerinin sağlanmasına
yönelik bir işletme planı çerçevesinde gerçekleştirilen işletmedir. Rezervuar su tutma
kriterleri dokümanında özetlenen plan, eğitimli operatörler tarafından uygulanmalıdır.
Tehlike durumunda rezervuar işletme durumu, normal işletme durumuna göre
önceliğe sahip olup, mümkün olduğunca, su tutma kriterleri dahil edilen olasılık
planlarına göre uygulanmalıdır.
Deprem sonrası uygulanacak yöntemler, genelde, mevcut yapılar için belirlenmiş
olmakla birlikte, rezervuar büyüklüğü, derinliği ve jeolojik yapısının, su tutma
sürecinde sismik faaliyeti tetiklemesini beklemek için yeterli sebep bulunması
durumunda özel kontrol, izleme ve raporlama yöntemleri gerekebilir.
5.8.3.2 Su Tutma Hızı
İlk su tutma süreci, bir barajın işlevlerini yerine getirmesi konusunda tabi olduğu ilk
denemedir.
İlk
su
tutma
kriterleri,
barajın
yapımına
başlandıktan
sonra
belirlenebilirse de, ilk su tutma sürecinde olası çıkış akımını karşılamak için
dipsavak, projelendirme aşamasında boyutlandırılmalıdır. Dolayısıyla, su seviyesi
yükselme hızları, projelendirme gereklerinin belirlendiği süreçte belirlenmelidir.
Dipsavaklar, ilk su tutma kriterlerinde belirlenen dolum hızlarını koruyacak ve
rezervuar su seviyelerini, giriş akımı şartlarına göre belirlenen baraj hidrolik
yüksekliğinin
%50’nin
üzerinde
tutacak
şekilde
konumlandırılmalı
ve
boyutlandırılmalıdır.
222
İlk su tutma sürecinde rezervuara giren akım, makul bir yinelemeli taşkın debisi +
seçilen dolum süresinde aylık ortalama giriş akımı olarak kabul edilmelidir. Söz
konusu, yinelemeli taşkın debisi, genellikle, rezervuar dolum süresinin yaklaşık 5
katı olmalıdır. Örneğin, ortalama giriş akımı şartlarında 1 yılda dolacak kadar küçük
bir baraj gölünde ortalama giriş akımına ilaveten 5-yıllık yinelemeli, 5 yılda dolabilen
büyük bir baraj gölünde ortalama giriş akımı şartlarında 25 yıllık yinelemeli taşkın
debisi için öteleme çalışması yapılarak suyun taşkın sırasında yükselme seviyesi
belirlenmelidir. Baraj tipine göre bu artış değerlendirilmeli ve bu değerlendirme
neticesinde dipsavak kapasitesinin yeterliliği sorgulanmalıdır. Her iki örnek, göl su
seviyelerini, öngörülen su seviyesi yükselme hızına göre kontrol etmek için
kapasitelerini yaklaşık %20 aşmak olasılığıyla sonuçlanacaktır.
Aşağıda sıralanan başlıca faktörleri su tutma hızının belirlenmesinde dikkate
alınmalıdır.
 Rezervuar amaçları
 Su tutuma işlemine başlanılmasına yönelik gerekler
 Baraj tipi
 Baraj temeli ve göl alanının jeolojisi ve depremselliği
 Tehlike potansiyeli
 Hidroloji (giren akımlar)
 Yatağa bırakılacak su
Projelendirmede dikkate alınacak hususlar
Su tutma hızı, izleme ve değerlendirme için yeterli süre tanımalıdır. Her bir önemli
faktör, aşağıda açıklandığı gibi her baraj için ayrı ayrı değerlendirilmelidir:
Rezervuarın amaçları – Arazi İslahına yönelik barajların çoğu öncelikle sulama,
enerji üretimi, evsel ve endüstriyel su vb. için su depolama amaçlıdır. Mansap
ihtiyacından artan su, ileride ele alınacağı gibi, başka düzenlemeler öngörülmedikçe,
normal olarak depolanacaktır. Taşkın kontrolu söz konusu ise, bu durum su tutma
ve bırakma hızlarını etkileyebilir.
223
İlk su tutma – izleme ve değerlendirme için olabildiğince yeterli süre sağlamak için,
su tutma süreci, normal olarak, akarsuyun düşük – debi döneminde başlar. Ancak,
su taahhütleri ve inşaat programları buna izin vermeyebilir. Baraj, dolusavak ve
dipsavak yapılarının, normal olarak, su tutma sürecinden önce tamamlanmış
olmaları gerekir.
Bir dipsavak tünelinin derivasyon tüneli olarak kullanılmış olması durumunda olduğu
gibi, söz konusu yapıların su tutma sürecinden önce tamamlanması mümkün
değilse, barajın güvenliğine yönelik gerekli önlemler alınmalıdır. Rezervuara su
alınmadan önce, mansap yapılarının işletilmesi için gerekli tüm donanım kontrol
edilmelidir.
Baraj tipi – ilk su tutma sürecinde beton barajların davranış paterni, toprak dolgu
barajlardan farklıdır. Dolgu ve temeldeki toprak malzeme, suyla doygun duruma
geldiği zaman çok farklı davranış sergileyebilir. İlk su tutma, bir anlamda, suyla
doygunlaşmanın başlangıcı olup, büyük dikkat ve yavaş su tutma hızı gerektirir.
Beton barajlarda ise depolama hızları genellikle daha az sınırlıdır çünkü suyla
doygunlaşan malzeme özelliklerinde önemli değişiklik meydana gelmez.
Baraj temeli ve göl alanının jeolojisi – jeolojik yapı, rezervuara hızla su alma
durumunda, jeolojik malzemenin fiziksel özelliklerinde değişiklik gibi sorunlara neden
olabilecek özellikte ise, hız buna göre sınırlanmalıdır. Olası sorunlar, aşırı sızıntı, göl
alanında veya baraj yamaçlarında heyelanlar ve gölün tetiklediği depremsellik gibi
sorunlardır.
Tehlike potansiyeli – Su tutma hızının belirlenmesinde, baraj yeri mansabında olası
tehlike
değerlendirilmelidir.
Bu
konuya
yeterli
zaman
ayrılmalı,
sorunlarla
karşılaşılması durumunda halkın uyarılması sağlanmalıdır.
Hidroloji (giren akım) – Baraj gölüne giren akımlar mevsimsel baz akımlar, kontrollü
akımlar, veya taşkın akımları olabilir. Başka bir rezervuardan gelen kontrollu akım,
ideal hızların elde edilmesini sağlayabilir. Taşkın akımları ise öngörülemez ve su
tutma hızına etkileri değerlendirilmelidir. Değerlendirme, rezervuarın belirli bir ilk
seviyede olduğu kabulüyle, rezervuara giren çeşitli akımların ötelenmesiyle yapılır.
Taşkın akımları, istasyonlarda kaydedilmiş akımlar veya 5-10 ve 25-yıl yinelemeli
akımları kapsayabilir. Baraj gölünden bırakılacak debiler, emniyetli mansap yatak
kapasitelerine göre sınırlandırılabilirse de, hızlı su tutma veya aşırı dolma (taşma)
224
nedeniyle baraj arızası olasılığını artırmamalıdır. Taşkın öteleme değerlendirmesinin
sonuçları, daha sonra, baraj tipi, jeoloji, mansapta tehlike vb. diğer faktörler dikkate
alınarak değerlendirilir.
Daha geniş aralıklarla yinelenen taşkınlar da dikkate alınmalıdır. Bu durumda, daha
yüksek su tutma hızları, genellikle, kabul edilebilir hızlardır. Ancak, bu gibi taşkınlar
sonrası baraj suyu seviyesinin düşürülmesi gerekebilir.
Deşarj koşulları – Tahliye yapıları, normal olarak, mansap su ihtiyacı ve tahliye
ihtiyacını karşılayacak kapasiteye göre boyutlandırılır. Bu kapasite, normalde, su
tutma hızını sınırlamak için yeterli olmakla birlikte, su tutma hızını sınırlamak için
ilave kapasitenin gerekmesi durumunda uygun projelendirme önlemleri alınmalıdır.
Su tutma hızları, normal olarak, baraj gölü derinliğinin alt yarısı için belirlenmez,
çünkü baraj normal yükünün yalnız bir kısmını alacaktır. Ancak, alt yarıda sorunlu
olanlar bulunması durumunda, uygun hızlar belirlenmelidir.
Üst yarıda su tutma hızları izleme ve değerlendirme çalışmalarının sağlıklı
yürütülebilmesi için günde 60 cm’den fazla olmaması önerilir. Toprak dolgu barajlar
için 30 cm/gün hız normal bir su tutma hızı olarak kabul edilebilirse de, dayanıklı bir
temel kayası üstünde yer alan beton baraj için 300 cm/gün hız aşırı hız olmayabilir.
Deşarj yapıları, baraj gölü su seviyesinin öngörülen seviyenin üzerine yükselmesini
sınırlayacak kapasitede olmalıdır. Belirlenen su tutma hızı, baraj gövde boykesiti
boyunca tabana gelen toplam basınçlar altından davranışını izlemek açısından bu
bölgede gerekli koşulların oluşmasına olanak tanıyacak yeterli süre tanınmalıdır.
Tablo 14 - Baraj Tiplerine Göre Su Tutma Hızlar
Hız
Baraj Tipi
(cm/gün)
Beton
300
SSB
300
Ön
Yüzü
Beton Kaplı Baraj
Asfalt Kaplı Baraj
300
Membran Kaplı Baraj
Kil çekirdekli
30
Asfalt çekirdekli
100
225
Şekil 107 – Tipik Su Tutma Aşamaları
1
* Baraj gövdesinin alt yarısında sorunlu alanlar bulunması durumunda, uygun hızlar
belirlenmelidir.
2
* Bu dönemde barajın sağ ve sol yamacında, baraj gövdesi mansap şevinde
dikkatlice inceleme yapılacaktır. Muntazam aralıklarla (her gün) baraj gövdesinde
bulunan ölçüm tesislerinde okumalar yapılarak her hafta ilgili yerlere gönderilecektir.
Baraj mansabında nemlenme, sızıntı, pınarlaşma vs. gibi belirtiler tespit edilmesi
durumunda ilgili yerlere anında haber verilecektir.
3
* Rezervuar yüksekliği “H”, normal su seviyesi ile baraj talveg kotu arasındaki
yüksekliktir.
Acil Durumda Yapılması Gerekenler:
Şantiyede çalışan bütün ekipler uyarılır.
Yerel radyo ve TV kanallarına “acil durum bilgisi” gönderilir.
Barajın mansabında çalışan ekipler tahliye edilir.
Devlete ait araç, gereç ve ekipmanlar insan hayatını tehlikeye atmayacak şekilde
güvenli bir alana taşınır.
226
Eğer yetkililer, muhtemel facianın müteahhidin sahip olduğu kaynakları kullanarak
kontrol altına alınabileceğini kanaat getirirlerse, bu kaynaklar hemen seferber edilir
ve acil tamirat için görevlendirilir.
5.9
5.9.1
Enerji Kırıcı Yapılar
Çarpma kirişi tipinde kırıcılar
Nispeten küçük debilerde giriş hızının 15 m/s değerini aşmadığı durumda kullanılır.
Bu havuz tipleri 11 m³/s'den küçük debilerde kullanılır. Daha büyük debiler için
havuz sayısı artırılır. Açık bir şüt olarak veya kapalı borulu sistem olarak
yapılabilirler, Şekil 108’da verilen havuz tipi 11 m³/s'ye kadar olan debilerde
uygulanabilmektedir. Bu sistemde jetin düşey olarak asılı olan engellere çarpması
ve yön değiştiren suda oluşan çevriler sonucu enerji kırılır. En iyi hidrolik çalışma,
mansap su seviyesinin, engel yüksekliğinin yarısında (bu seviyeyi aşmadan)
sağlanır. Sistemde iyi bir çalışmanın olması için, engelin tabanı, memba kanal veya
borusuyla aynı seviyede olmalıdır. Bu tip enerji kırıcıda, suyun engellere çarpması
nedeniyle oluşan büyük dinamik yükler ve türbülanslar sebebiyle sistemde kayma
oluşmaması için ve yapıda oluşabilecek titreşim etkilerinin karşılanabilmesi için
yeterli yapısal stabilite sağlanmalıdır.
5.9.2
Konik Vanalı Enerji Kırıcı
Büyük debilerde kullanılması önerilir. Genellikle konik vanalar için vana sonrası çelik
kaplamalı silindirik bir enerji kırıcıya su havalandırılarak püskürtülür. Konik
vanalarda çelikle kaplı enerji kırma yapısına su püskürtülürken enerjinin belli bir
yüzdesi kaybolur. Tünel içerisinde mansaba kadar su akarken havalanmış düzenli
bir akım haline gelir. Konik vanalarda vananın kullanılması için eğer gerekli ise
mansaptan vana odasına kadar bir ulaşım tüneli yapılması gereklidir. Bu ulaşım
tünelleri ayrıca vananın hava ihtiyacı için de kullanılabilir.
Su jetini oldukça yaydıkları için dere yatağında oyulmalara da sebep olmazlar. Bu
vanada net yük giriş, sürtünme, dirsek veya diğer kayıplar hariç olmak üzere
hesaplanan yüktür. Model deneylerinde büyük çaplı vanalarda deşarj katsayısı
0.85’den büyük bulunursa da hesaplarda yine 0.85 alınır.
Q  C  A  (2 gH )
(156)
227
A= Vana Alanı (minimum iç çapa göre) (m2)
Q= Debi (m³/sn)
C= Deşarj katsayısı (vana tam açık iken 0.85)
g= Yer çekimi ivmesi (m/sn2)
Q C
  D2
4
 (2 gH )
.......................................................................................................... (157)
kısaltılırsa;
Q  2.95  D 2  H
(158)
D= Boru iç çapı (m)
H= Net düşü (m)
Vananın kısmi açıklıklarında geçireceği debileri bulmak için yine
Q  K  D2  H
(159)
formülü kullanılır. Vananın %10’dan %100’e kadar kısmi açıklıkları için deşarj
katsayıları (K değerleri) aşağıdadır. Bu değerler laboratuarlarda vana üzerinde
yapılan deneylerle bulunmuştur. Her ne kadar vana çapı ile bu değerler yakından
ilgili ise de proje çalışmaları için hata kabul edilebilir limitler dahilindedir.
Kapak Açıklığı (%)
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
K
0.487
0.939
1.322
1.740
2.052
2.365
2.609
2.783
2.905
2.957
Şekil 109 - Şekil 112 arasında konik vana çeşitleri ve ebatlarını anlatan şekil ve tablolar verilmiştir.
5.9.3
Sakinleştirme (Dinlendirme) Kuyuları
Bu sistem eğer kanal başlangıç seviyesi dipsavak başlangıç kotundan yüksekte ise
tercih edilir. Mansaptaki ayar vanasının hemen bitimine yerleştirilir. Hesaplamaları
genel hidrolik prensipler dikkate alınarak yapılır. İvriz Barajına ait Sakinleştirme
Kuyu tipinde enerji kırıcı yapı kullanılmış olup Şekil 113’da verilmiştir.
228
5.9.4
Enerji Kırıcı Havuzlar
Derivasyon tesislerinde yüksek kapasiteli yapılarda yukarıda belirtilen enerji kırıcı
yapılar yardımı ile enerji sönümlenemeyebilir bu durumda enerji kırıcı havuzlar
kullanılabilir. Enerji kırıcı havuzların tipleri ve hidroliği dolusavak hidroliği
bölüümünde detaylı olarak anlatılmıştır.
229
Şekil 108 - Çarpma Kirişli Enerji Kırıcı
230
Şekil 109 - Atmosfere Deşarj Olan Konik Vana
Şekil 110 - Çelik Kaplamalı Oda İçerisine Deşarj Olan Konik Vana
231
Şekil 111a - Konik Vananın Batık
Şekil 111b. Konik Vananın Enerji Kırıcı
Çalışma Hali Havuza Deşarjı
232
Şekil 112 - Standart Konik Vana Görünüş ve Ebatları
233
Şekil 113 - Sakinleştirme Kuyu Tipi - İvriz Barajı
234
6
YARARLANILAN YAYINLAR
[1] Amanian.N., Tullis P.J., Woldron D., (1995) 'Design of Labyrinth Spillways'
Journal of Hydraulic Engineering ASCE March 1995. Vol.121 No:3. U.S.A
[2] Amanian.N., (1987). 'Performance and design of labyrinth spillway' MSc thesis.
Utah State University,Logan. Utah.
[3] Cassidy. J.J., Gardner, C.A., and Peacock R.T. (1985) 'Boardman labyrinth crest'
J.Hydr. Engrg. ASCE 11 (3), 398-416.
[4] Darvas. L.A., (1971). 'Performance and design of labyrinth weirs' J.Hydr. Engrg.
ASCE 97 (8). 1246-1251.
[5] Hay. N., and Taylor. G., (1971). 'Performance and design of labyrinth
weirs'.J.Hydr.Engrg.ASCE 96(11).2337-2357.
[6] Hinchliff. D.L., and Houston. K.L. (1984) 'Hydraulic design and application of
labyrinth spillways' Proc. USCOLD Lecture Dam Safety and Rehabilitation.
USCOLD Denver. Colorado.
[7] Houston. K.L., (1982). 'Hydraulic model study of the Ute Dam labyrinth spillway'
Rep. No. GR.82.7. Burcau of Reclamation Denver, Colorado.
[8]
Houston. K.L., (1983) 'Hydraulic model study of Hyrum auxiliary labyrinth
spillway' Rep. No. GR.82.13. Bureau of Reclamation. Denver. Colorado.
[9] Kaş.İ., (1996) 'Belkaya Dolusavak Model Çalışmaları Raporu' DSİ TAKK Dairesi
Başkanlığı, Ankara/TURKEY
[10] Lux. F.III., (1984). 'Descharge characteristies of labyrinth weirs'. Proc. ACE
Hydr. Div. Speciulty Conf. ASCE, New York. N.Y.
[11] Mayer. P.G., (1980). 'Bartletts Ferry project labyrinth weir model studies.' Proj.
No.E- 20-610 (with 2 addenda). Georgia Institute of Technology. Atlanta. Ga.
[12] Meeks. M.C., (1983). 'The design and construction of the Bartlets Fery labyrinth
weir spillway' Occasional Paper, Power Supply Engrg. and Services Dept., Georgia
Power Company. Atlanta. Ga.
235
[13] Taylor. G., (1968). 'The performance of labyrinth weirs' PhD thesis. University of
Nottingham. Nottingham. England.
[14] Tullis. J.P., (1993). 'Standley Lake service spillway model study' Hydr. Rep.
Number 341. Utah State University Foundation, Utah Water Research Laboratory,
Logan. Utah.
[15] Vermeyen. T., (1991).'Hydraulic model study of Ritschard Dam spillways' Rep.
No. R- 91-08. Burcau of Reclamation, Denver, Colo., 1-18.
[16] Waldron. D.R., (1994). 'Design of labyrinth weirs' Msc thesis.
Utah State
University. Logan. Utah.
[17] Bayazıt, M., 1970. Mühendislik Hidroliği, İTÜ Kütüphanesi, Sayı: 791.
[18] Cassidy, J., ve Elder, R. 1984. Spillways of high dams. In Developments in
Hydraulic Engineering-2. Edited by P. Novak, Applied Science Publishers Ltd.,
Essex, England.
[19] Chanson, H. 1991. Aeration of a free jet above a spillway. Journal of Hydraulic
Research. International Association of Hydraulic Research (IAHR), 29: 655-664.
[20] Chanson, H. 1995. Predicting the filling of ventilated cavities behind aerators.
Journal of Hydraulic Research, International Association of Hydraulic Research
(IAHR), 33: 361-372.
[21] Demiröz, E.. 1985. Spillway aerator project criterions used for high-speed chute
flows. Engineering Research Group, Project No: 606. The Scientific and Technical
Research Council of Turkey (TUBITAK).
[22] Demiröz, E., Darama Y., ve Kuzum, L. 1994. Study of the effectiveness of the
aerators placed on the spillway chutes of Keban Dam. International Conference on
Large Dams, ICOLD, Durban, Sought Africa, pp. 353-367.
[23] Falvey, H.T. 1990. Cavitation in chutes and spillways. A Water Resources
Technical Publication, Engineering Monograph No.42, United States Department of
the Interior.
[24] Kells, J. A. ve Smith, C.D. 1991. Reduction of cavitation on spillways by induced
air entrainment. Canadian Journal of Civil Engineering, 18: 358-377.
236
[25] Kökpınar, M.A. 1996. Air-entrainment in high speed free surface flows. Ph.D.
Thesis, Civil Engineering, Middle East Technical University, Ankara, Turkey.
[26] Marcono, A. and Castillejo, N. 1984. Model-prototype comparison of aeration
devices of Guri Dam spillway. Symposium on Scale Effects in Modelling Hydraulic
Structures, Esslingen, Germany, September 3-6, pp. 4.6.1-4.6.5.
[27] Peterka, A.J. 1953. The effect of entrained air on cavitation pitting. Proc. IAHRASCE Joint Conf. Int. Hydraulics Convention, Minneapolis, 507-518.
[28] Pfister, M. ve Hager, W. 2010. Chute Aerators. II: Hydraulic Design. ASCE-JHE.
Vol. 136, no.6, 360-367.
[29] Pinto, N. 1991. Prototype aerator measurements. Air entrainment in free
surface flows. A.A.Belkema publications, Rotterdam, Netherlands, Edited by Ian R.
Wood, pp. 115-130.
[30] Rutschmann, P., ve Hager, H. 1990. Air entrainment by spillway aerators.
Journal of Hydraulic Engineering, ASCE, 116(6): 765-782.
[31] USBR Design of Small Dams
[32] Derivasyon, Dolusavak, Dipsavak, Şakir BEKEM
[33] USACE EM 1110-2-1602
[34] USBR Criteria and Guidelines for Evacuating Storage Reservoirs and Sizing
Low Level Outlet Works
[35] USBR Reservoir Filling Criteria Preparation Memorandum No: DES-2
[36] USACE Letter No: 1110-2-231, Initial Reservoir Filling Plan
[37] DSİ Baraj ve Gölet Projelendirme Semineri, 1995
[38] Konik Vanalar, Şakir BEKEM
[39] Barajların Projelendirilmesinde Hidrolik Esaslar, ŞENTÜRK Fuat, DSİ,
Ankara,1988
[40] Coastal Engineering Manual (EM 1100-2-1100), U.S. Army Corps of Engineers,
1984
237
[41] Earth and Rockfill Dams, Principles of Design and Construction, KUTZNER C.,
Rotterdam, Netherlands, 1997
[42] Hydrodynamics of Coastal Regions, A. SVENDSEN, IVAR G. JONSSON,
Technical University of Denmark, 1980
[43] Vischer, D.L. ve Hager, W.H. : Dam Hydraulics, Chapter 9- Impulse Waves from
Shore Insatabilities
[44] Shore Protection Manual, U.S. Army Corps of Engineers, 1984
[45] Freeboard Criteria and Guidelines for Computing Freeboard Allowances for
Storage Dams, USBR, Colorado, 1981
[46] Wave Runup and Wind Setup on Reservoir Embankments, Engineering
Technical Letter, USACE, Washington, 1976
[47] Hydraulic Sructures, Pavel Novák, A.I.B. Moffat, C. Nalluri,R. Narayanan
[48] USBR Hydraulic Design of Stilling Basins and Energy Dissipators
238
7
REFERANSLAR
ii
USBR Design of Small Dams, 3rd Edition, Sayfa 353
iii
Açık Kanal Akımların Hidroliği ve Hidrolik Yapılar, Sayfa 283
iviv
v
USBR Design of Small Dams, 3rd Edition, Sayfa 380, Şekil 9.32
vi
Toprak ve Kaya Dolgu Barajlarda Derivasyon Dipsavak – Dolusavak Proje ve Hesapları,
Sayfa 153
vii
Açık Kanal Akımlarının Hidroliği ve Hidrolik Yapılar, Sayfa 265
viii
ix
x
xi
USBR Hydraulic Design Criteria, Sayfa 140-1 ~ 140-1/8
xii
Hydraulics of Spillways and Energy Dissipators, Sayfa 217
xiii
Açık Kanal Akımların Hidroliği ve Hidrolik Yapılar, Sayfa 270
xiv
Açık Kanal Akımların Hidroliği ve Hidrolik Yapılar, Sayfa 271, Şekil 7.45
xv
xvi
xvii
xviii
xix
US Army Corps of Engineers ERDC/CHL CHETN-VIII-1, Sayfa 1
xx
Hydraulics of Spillways and Energy Dissipators, Sayfa 269~271
xxi
USBR Design of Small Dams, Sayfa 366
xxii
xxiii
xxiv
US Army Engineer Waterways Experiment Station
xxv
USACE EM 1110-2-1603 Hydraulic Design of Spillways, Plate 3-2
xxvi
US Army Engineer Waterways Experiment Station, 3-8
239
xxvii
US Army Engineer Waterways Experiment Station, 3-8
xxviii
USBR Design of Small Dams, Sayfa 368,369
xxix
xxx
Barajların Projelendirilmesinde Hidrolik Esaslar Dr. Fuat Şentürk
xxxi
xxxii
Hydraulics of Spillways and Energy Dissipators R.M. Khatsuria
xxxiii
Hydraulics of Spillways and Energy Dissipators R.M. Khatsuria
xxxiv
xxxv
xxxvi
US Army Corps EM 1110-2-1603 Hydraulics of Spillways, Sayfa 4-4
xxxvii
US Army Corps EM 1110-2-1603 Hydraulics of Spillways, Sayfa 4-1
xxxviii
US Army Corps EM 1110-2-1603 Hydraulics of Spillways, Plate 4-1
xxxix
xl
xli
Su Yapıları (Barajlar, Savaklar ve Su Kuvveti Tesirleri), Mehmet Berkün, Sayfa 471
xlii
USACE EM 110-2-1603 Hydraulic Design of Spillways, Sayfa 2-7
xliii
USBR Hydraulic Design of Stilling Basins and Energy Dissipators, Sayfa 16
xliv
xlv
xlvi
xlvii
xlviii
xlix
l
li
lii
liii
liv
240
lv
lvi
lvii
USACE EM 110-2-1603 Hydraulic Design of Spillways, Sayfa 7-10
lviii
lix
lx
lxi
lxii
lxiii
lxiv
lxv
lxvi
241

Baraj Hidrolik Tasarım Rehberi

Transkript

Benzer belgeler

Hidrolik Kırıcılar

ViO20-4 - Yanmar Construction Equipment Europe

Kubota U10-3 Mini Ekskavatör Ürün Kataloğunu

Teknik Özellikler