ГОСТ Р 55260.1.6-2012. Национальный стандарт Российской Федерации. Гидроэлектростанции. Часть 1-6. Сооружения ГЭС гидротехнические. Требования по нагрузкам и воздействиям (волновые, ледовые и от судов)
(утв. и введен в действие Приказом Росстандарта от 29.11.2012 № 1356-ст)
Примечание
Документ введен в действие с 1 июля 2014 года.
Утвержден и введен в действие Приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 29 ноября 2012 г. № 1356-ст
НАЦИОНАЛЬНЫЙ СТАНДАРТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ
СООРУЖЕНИЯ ГЭС ГИДРОТЕХНИЧЕСКИЕ
ТРЕБОВАНИЯ ПО НАГРУЗКАМ И ВОЗДЕЙСТВИЯМ (ВОЛНОВЫЕ, ЛЕДОВЫЕ И ОТ СУДОВ)
Hydroelectric power stations. Part 1-6. Hydroelectric power station hydraulic engineering constructions. Requirements on loadings and influences (wave, ice and from vessels)
Дата введения 1 июля 2014 года
Предисловие
1 РАЗРАБОТАН Открытым акционерным обществом «Научно-исследовательский институт энергетических сооружений» (ОАО «НИИЭС»)
2 ВНЕСЕН Техническим комитетом по стандартизации ТК 330 «Процессы, оборудование и энергетические системы на основе возобновляемых источников энергии»
3 УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ Приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 29 ноября 2012 г. № 1356-ст
Правила применения настоящего стандарта установлены в ГОСТ Р 1.0-2012 (раздел 8). Информация об изменениях к настоящему стандарту публикуется в ежегодном (по состоянию на 1 января текущего года) информационном указателе «Национальные стандарты», а официальный текст изменений и поправок — в ежемесячном информационном указателе «Национальные стандарты». В случае пересмотра (замены) или отмены настоящего стандарта соответствующее уведомление будет опубликовано в ближайшем выпуске ежемесячного информационного указателя «Национальные стандарты». Соответствующая информация, уведомление и тексты размещаются также в информационной системе общего пользования — на официальном сайте Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии в сети Интернет (gost.ru)
1. Область применения
1.1 Настоящий стандарт распространяется на речные и морские гидротехнические сооружения и применяется при проектировании вновь строящихся и реконструкции существующих объектов.
1.2 Настоящий стандарт устанавливает нормативные значения нагрузок и воздействий от волн, льда и судов на гидротехнические сооружения.
1.3 Нагрузки от волн и льда на гидротехнические сооружения I класса, а также расчетные элементы волн на открытых и огражденных акваториях необходимо уточнять на основе натурных наблюдений и лабораторных исследований.
2. Нормативные ссылки
В настоящем стандарте использованы нормативные ссылки на следующие стандарты:
ГОСТ 5180-84 Грунты. Методы лабораторного определения физических характеристик
ГОСТ 12248-2010 Грунты. Методы лабораторного определения характеристик прочности и деформируемости
ГОСТ 14209-85 Трансформаторы силовые масляные общего назначения. Допустимые нагрузки
ГОСТ 19185-73 Гидротехника. Основные понятия. Термины и определения
ГОСТ 19431-84 Энергетика и электрификация. Термины и определения
ГОСТ 20522-96 Грунты. Методы статистической обработки результатов испытаний
ГОСТ 20911-89 Техническая диагностика. Термины и определения
ГОСТ 26263-84 Грунты. Метод лабораторного определения теплопроводности мерзлых грунтов
Примечание - При пользовании настоящим стандартом целесообразно проверить действие ссылочных стандартов в информационной системе общего пользования — на официальном сайте Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии в сети Интернет или по ежегодному информационному указателю «Национальные стандарты», который опубликован по состоянию на 1 января текущего года, и по выпускам ежемесячного информационного указателя «Национальные стандарты» за текущий год. Если заменен ссылочный стандарт, на который дана недатированная ссылка, то рекомендуется использовать действующую версию этого стандарта с учетом всех внесенных в данную версию изменений. Если заменен ссылочный стандарт, на который дана датированная ссылка, то рекомендуется использовать версию этого стандарта с указанным выше годом утверждения (принятия). Если после утверждения настоящего стандарта в ссылочный стандарт, на который дана датированная ссылка, внесено изменение, затрагивающее положение, на которое дана ссылка, то это положение рекомендуется применять без учета данного изменения. Если ссылочный стандарт отменен без замены, то положение, в котором дана ссылка на него, рекомендуется применять в части, не затрагивающей эту ссылку.
3. Термины и определения
В настоящем стандарте применены термины по ГОСТ 19185, ГОСТ 19431, ГОСТ 20911, а также следующие термины с соответствующими определениями:
3.1 вершина волны: Наивысшая точка гребня волны.
3.2 волновое давление: Доля (составляющая) гидродинамического давления, обусловленная волнением на свободной поверхности жидкости.
Примечание - Волновое давление определяется как разность значений гидродинамического давления в данной точке пространства, занятого жидкостью, при наличии и отсутствии волн.
3.3 высота волны: Превышение вершины волны над соседней подошвой на волновом профиле.
3.4 гравитационные ветровые волны: Вызванные ветром волны, в формировании которых основную роль играет сила тяжести.
3.5 гребень волны: Часть волны, расположенная выше средней волновой линии.
3.6 длина волны: Горизонтальное расстояние между вершинами двух смежных гребней на волновом профиле.
3.7 луч волны: Линия, перпендикулярная фронту волны в данной точке.
3.8 ложбина волны: Часть волны, расположенная ниже средней волновой линии.
3.9 нерегулярные волны: Волны, элементы которых изменяются случайным образом.
3.10 период волны: Интервал времени между прохождением двух смежных вершин волн через фиксированную вертикаль.
3.11 подошва волны: Наинизшая точка ложбины волны.
3.12 поступательные (бегущие) волны: Волны, видимая форма которых перемещается в пространстве.
3.13 профиль волны (главный): Линия пересечения взволнованной поверхности с вертикальной плоскостью в направлении луча волны.
3.14 разгон волн: Протяженность охваченной ветром акватории, измеренная по направлению ветра до расчетной точки.
3.15 расчетная скорость ветра (при определении элементов волн): Скорость ветра на высоте 10 м над уровнем воды.
3.16 расчетный уровень воды: Уровень, назначаемый с учетом сезонных и годовых колебаний, ветрового нагона воды, приливов и отливов.
3.17 расчетный шторм: Шторм, наблюдающийся один раз в течение заданного ряда лет (25, 50 и 100) с такой скоростью, направлением, разгоном и продолжительностью действия ветра, при которых в расчетной точке формируются волны с максимальными за этот ряд элементами.
3.18 регулярные волны: Волны, высота и период которых остаются неизменными в данной точке пространства, занятого жидкостью.
3.19 система волн: Ряд последовательных волн, имеющих одно происхождение.
3.20 скорость волны: Скорость перемещения гребня волны в направлении ее распространения.
3.21 средняя волновая линия: Линия, пересекающая запись волновых колебаний так, что суммарные площади выше и ниже этой линии одинаковы.
Примечание - Для регулярной волны — горизонтальная линия, проведенная на уровне полусуммы отметок ее вершины и подошвы.
3.22 стоячие волны: Волны, видимая форма которых в пространстве не перемещается.
3.23 фронт волны: Линия на плане взволнованной поверхности, проходящая по вершинам гребня данной волны.
3.24 элементы волны (основные): Высота, длина и период волны.
4. Обозначения и сокращения
В настоящем стандарте применены следующие обозначения:
\eta_{\text{с}} — превышение вершины волны над расчетным уровнем;
\eta_{t} — понижение подошвы волны от расчетного уровня;
\omega — круговая частота волны;
hi, \lambda_{i} , Ti — соответственно высота, длина и период волн i%-ной обеспеченности в системе;
\overline{h} , \overline{\lambda} , \overline{T} — соответственно средние высота, длина и период волн;
d — глубина воды при расчетном уровне;
dcr — критическая глубина воды, при которой происходит первое обрушение волн;
dcr,u — глубина воды, при которой происходит последнее обрушение волн;
Q — сила от воздействия волн на сооружение, преграду;
P — линейная нагрузка (линейная распределенная нагрузка на единицу длины сооружения, преграды);
g — ускорение свободного падения;
\varphi — угол наклона откоса (или дна) к горизонту;
5. Нагрузки, воздействия и их сочетания
Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения подразделяются на постоянные, временные (длительные, кратковременные) и особые.
5.1. Перечень нагрузок и воздействий на гидротехнические сооружения
5.1.1 Постоянные и временные (длительные и кратковременные) нагрузки и воздействия
К постоянным и временным (длительным и кратковременным) нагрузкам и воздействиям относятся:
а) собственный вес конструкции и сооружения;
б) вес стационарного технологического оборудования (затворов, гидроагрегатов, трансформаторов и др.), месторасположение которого не изменяется в процессе эксплуатации с учетом ГОСТ 14209;
в) давление воды непосредственно на поверхность сооружения и основания, силовое воздействие фильтрующейся воды, включающее объемные силы фильтрации и взвешивания в водонасыщенных частях сооружения и основания и противодавление на границе водонепроницаемой части сооружения при нормальном подпорном уровне, соответствующем максимальным расходам воды расчетной вероятности превышения основного расчетного случая и нормальной работе противофильтрационных и дренажных устройств;
г) вес грунта и его боковое давление:
-
давление грунта, возникающее вследствие деформации основания и конструкции, вызываемой внешними нагрузками и температурными воздействиями;
д) давление отложившихся наносов;
е) нагрузки от предварительного напряжения конструкций;
ж) нагрузки, вызванные избыточным поровым давлением незавершенной консолидации в водонасыщенном грунте при нормальном подпорном уровне и нормальной работе противофильтрационных и дренажных устройств;
и) температурные воздействия строительного и эксплуатационного периодов, определяемые для года со средней амплитудой колебания среднемесячных температур наружного воздуха;
к) нагрузки от перегрузочных и транспортных средств и складируемых грузов, а также другие нагрузки, связанные с эксплуатацией сооружения;
л) нагрузки и воздействия от максимальных волн в расчетном шторме с частой повторяемостью;
м) нагрузки и воздействия от ледяного покрова максимальной толщины и прочности с частой повторяемостью;
н) нагрузки от судов (вес, навал, швартовные и ударные) и от плавающих тел;
п) снеговые и ветровые нагрузки;
р) нагрузки от подъемных и др. механизмов (мостовых и подвесных кранов и т.п.);
с) давление от гидравлического удара в период нормальной эксплуатации;
т) динамические нагрузки при пропуске расходов по безнапорным и напорным водоводам при нормальном подпорном уровне.
5.1.2 Особые нагрузки и воздействия
К особым нагрузкам и воздействиям относятся:
а) давление воды непосредственно на поверхность сооружения и основания:
-
силовое воздействие фильтрующейся воды, включающее объемные силы фильтрации и взвешивания в водонасыщенных частях сооружения и основания и противодавление на границе водонепроницаемой части сооружения;
-
нагрузки, вызванные избыточным поровым давлением незавершенной консолидации в водонасыщенном грунте, при форсированном уровне верхнего бьефа, соответствующем максимальным расходам воды расчетной вероятности превышения поверочного расчетного случая, и при нормальной работе противофильтрационных или дренажных устройств или при нормальном подпорном уровне верхнего бьефа, соответствующем максимальным расходам воды расчетной вероятности основного расчетного случая и нарушения нормальной работы противофильтрационных или дренажных устройств (взамен нагрузок, приведенных в перечислениях в) и ж) (см. 5.1.1));
б) температурные воздействия строительного и эксплуатационного периодов, определяемые для одного года с наибольшей амплитудой колебания среднемесячных температур наружного воздуха (взамен нагрузок, приведенных в перечислении и) (см. 5.1.1));
в) нагрузки и воздействия от максимальных волн в расчетном шторме с редкой повторяемостью (взамен нагрузок, приведенных в перечислении л) (см. 5.1.1));
г) нагрузки и воздействия от ледяного покрова максимальной толщины и прочности с редкой повторяемостью или прорыве заторов при зимних пропусках воды в нижний бьеф для плотин или других сооружений, участвующих в создании напорного фронта (взамен нагрузок, приведенных в перечислении м) (см. 5.1.1));
д) давление от гидравлического удара при полном сбросе нагрузки (взамен нагрузок, приведенных в перечислении р) (см. 5.1.1));
е) динамические нагрузки при пропуске расходов по безнапорным и напорным водоводам при форсированном уровне верхнего бьефа (взамен нагрузок, приведенных в перечислении с) (см. 5.1.1));
и) динамические нагрузки от взрывов;
к) гидродинамическое и взвешивающее воздействия, обусловленные цунами.
5.2. Общие положения
5.2.1 Перечень нагрузок, воздействий и их сочетаний, подлежащих учету при расчетах отдельных видов гидротехнических сооружений, их конструкций и оснований, следует принимать по соответствующим нормативным документам, в том числе в соответствии с ГОСТ 5180, ГОСТ 12248, ГОСТ 20522, ГОСТ 26263, [1], [2], [3], с учетом требований безопасности [4], требований к измерениям [5].
5.2.2 Гидротехнические сооружения следует рассчитывать на основные и особые сочетания нагрузок и воздействий.
5.2.2.1 Основные сочетания включают в себя постоянные, временные длительные и кратковременные нагрузки и воздействия.
5.2.2.2 Особые сочетания включают в себя постоянные, временные длительные, кратковременные и одну (одно) из особых нагрузок и воздействий.
5.2.3 Нагрузки и воздействия необходимо принимать в наиболее неблагоприятных, но реальных для рассматриваемого расчетного случая сочетаниях отдельно для строительного и эксплуатационного периодов и расчетного ремонтного случая.
5.2.4 При проектировании речных гидроузлов нагрузки от давления воды на сооружения и основания и силовое воздействие фильтрующейся воды должны быть определены для двух расчетных случаев расхода воды: основного и поверочного.
5.2.4.1 Указанные нагрузки, соответствующие пропуску расхода воды основного расчетного случая, следует определять при нормальном подпорном уровне (НПУ) воды в верхнем бьефе. Их следует учитывать в составе основного сочетания нагрузок и воздействий.
5.2.4.2 Для гидроузлов, через которые пропуск расхода воды основного расчетного случая осуществляется при уровнях верхнего бьефа, превышающих НПУ, соответствующие им нагрузки и воздействия также следует учитывать в составе основного сочетания нагрузок и воздействий.
5.2.4.3 Нагрузки от давления воды на сооружения и основания и силовое воздействие фильтрующейся воды, соответствующие пропуску расхода воды поверочного расчетного случая, необходимо определять при форсированном подпорном уровне (ФПУ) воды в верхнем бьефе и учитывать в составе особого сочетания нагрузок и воздействий.
5.2.5 В проектной документации и в декларации безопасности проектируемых гидротехнических сооружений речных гидроузлов должны быть приведены сведения о допустимых повреждениях при пропуске максимального расхода воды основного и поверочного расчетных случаев.
5.2.6 В строительный период следует учитывать возможность повышения уровня воды против расчетного из-за возникновения заторных и зажорных явлений.
5.2.7 Для сооружений, предназначенных для борьбы с наводнениями, нагрузки и воздействия, соответствующие уровням, превышающим расчетные, следует учитывать в составе особого сочетания нагрузок и воздействий.
6. Нагрузки и воздействия волн на гидротехнические сооружения вертикального и откосного профилей
6.1. Нагрузки от стоячих волн на сооружения вертикального профиля
6.1.1 Расчет сооружений на воздействие стоячих волн со стороны открытой акватории (см. рисунок 1) должен производиться при глубине до дна db > 1,25h. При этом в формулах для свободной волновой поверхности и волнового давления вместо глубины до дна db, м, необходимо применять условную расчетную глубину d, м, определяемую по формуле
где df — глубина над подошвой сооружения, м;
kbr — коэффициент, принимаемый по графикам рисунка 2;
h — высота бегущей волны, м, принимаемая в соответствии с приложением А.
а — при гребне волны; б — при ложбине волны (с эпюрами взвешивающего (волнового) давления на берменные массивы)
Рисунок 1 — Эпюры давления стоячих волн на вертикальную стену со стороны открытой акватории
Рисунок 2 — Графики значения коэффициента kbr
6.1.2 Возвышение или понижение свободной волновой поверхности \eta , м, у вертикальной стены, отсчитываемое от расчетного уровня воды, определяют по формуле
\eta = - hcos\omega t - \frac{kh^{2}}{2} cthkdcos^{2}\omega t, (2)
где \omega = \frac{2\pi}{T} — круговая частота волны;
\overline{T} — средний период волны, с;
k = \frac{2\pi}{\lambda} — волновое число;
\overline{\lambda} — средняя длина волны, м.
При действии стоячей волны на вертикальную стену необходимо рассматривать три случая определения h по формуле (2) для следующих значений cos\omega t :
- cos\omega t = 1 — при подходе к стене вершины волны, возвышающейся над расчетным уровнем на \eta_{max} , м;
- 1>cos\omega t>0 — при максимальном значении горизонтальной линейной волновой нагрузки Pxc, кН/м, для гребня волны, возвышающегося над расчетным уровнем на \eta_{c} . В этом случае значение cos\omega t определяют по формуле
cos\omega t = \frac{\overline{\lambda}}{\pi h(4kd - 3)} ; (3)
- cos\omega t = - 1 — при максимальном значении горизонтальной линейной волновой нагрузки Pxt, кН/м, для подошвы волны, расположенной ниже расчетного уровня на \eta_{t} .
Примечание — При \frac{d}{\overline{\lambda}} \leq 0,2 и во всех других случаях, когда по формуле (3) значение cos\omega t>1 , необходимо в дальнейшем при расчетах принимать cos\omega t = 1 .
6.1.3 В глубоководной зоне горизонтальную линейную нагрузку на вертикальную стену Px, кН/м, при гребне или ложбине стоячей волны (см. рисунок 1) необходимо принимать по эпюре волнового давления. При этом величину p, кПа, на глубине z, м, определяют по формуле
(4)где \rho — плотность воды, т/м3;
g — ускорение свободного падения, равное 9,81 м/с2;
z — координаты точек ( z_{1} = \eta_{c} , z2 = 0, ..., zn = d), м, отсчитываемыми от расчетного уровня.
Для гребня при z_{1} = \eta_{c} , а для ложбины при z6 = 0 следует принимать p = 0.
6.1.4 В мелководной зоне горизонтальную линейную нагрузку на вертикальную стену Px, кН/м, при гребне и ложбине стоячей волны (см. рисунок 1) необходимо принимать по эпюре волнового давления. При этом величину p, кПа, на глубине z, м, определяют по таблице 1.
Определение значения волнового давления p
| № точек | Заглубление точек z, м | Значение волнового давления p, кПа |
| при гребне | ||
| 1 | \eta_{c} | p1 = 0 |
| 2 | 0 | p_{2} = k_{2}\rho gh |
| 3 | 0,25d | p_{3} = k_{3}\rho gh |
| 4 | 0,5d | p_{4} = k_{4}\rho gh |
| 5 | d | p_{5} = k_{5}\rho gh |
| при ложбине | ||
| 6 | 0 | p6 = 0 |
| 7 | \eta_{t} | p_{7} = - \rho gh_{t} |
| 8 | 0,5d | p_{8} = - k_{8}\rho gh |
| 9 | d | p_{9} = - k_{9}\rho gh |
| Примечание — Значения коэффициентов k2, k3, k4, k5, k6, k8 и k9 следует принимать по графикам (см. рисунки 3, 4, 5). | ||
Рисунок 3 — Графики значений коэффициентов k2 и k3
Рисунок 4 — Графики значений коэффициентов k4 и k5
Рисунок 5 — Графики значений коэффициентов k8 и k9
6.2. Нагрузки и воздействия волн на сооружения вертикального профиля и их элементы (особые случаи)
6.2.1 Волновое давление p, кПа, на вертикальную стену с возвышением над расчетным уровнем верха сооружения zsup, м, на величину менее \eta_{max} , м, следует определять согласно 6.1.3 и 6.1.4. Полученные значения давления умножают на коэффициент kc, определяемый по формуле
k_{c} = 0,76 \pm 0,19 \frac{z_{sup}}{h} , (5)
где знаки «плюс» и «минус» соответствуют положению верха сооружения выше или ниже расчетного уровня воды.
Возвышение или понижение свободной волновой поверхности \eta , определенное по 1.2, следует также умножать на коэффициент kc.
Горизонтальная линейная волновая нагрузка Pxc, кН/м, в рассматриваемом случае должна определяться по площади эпюры волнового давления в пределах высоты вертикальной стены.
6.2.2 При подходе фронта волны к сооружению под углом \alpha , град, со стороны открытой акватории (в расчетах устойчивости сооружения и прочности грунтов основания с учетом норм и требований ГОСТ 5180, ГОСТ 12248, ГОСТ 20522, ГОСТ 26263) линейную волновую нагрузку на вертикальную стену, определенную согласно 6.1.3 и 6.1.4, уменьшают путем умножения ее на коэффициент kcs, принимаемый согласно таблице 2.
| \alpha , град | kcs |
| 45 | 1 |
| 60 | 0,9 |
| 75 | 0,7 |
| Примечание — При перемещении фронта волн вдоль стены, т.е. для \alpha , близких или равных 90 град, волновую нагрузку следует определять согласно 6.2.3. | |
6.2.3 Горизонтальную нагрузку от дифрагированных волн со стороны огражденной акватории следует определять при относительной длине секции сооружения \frac{l}{\overline{\lambda}} \leq 0,8 . При этом расчетную эпюру волнового давления со значениями p, кПа, допускается выполнять по трем точкам, рассматривая следующие случаи:
- вершина волны совмещена с серединой секции сооружения (см. рисунок 6, а):
z_{1} = \eta_{max} = - \frac{h_{dif}}{2} - \frac{kh_{dif}^{2}}{8} cthkd,p_{1} = 0, (6)
z_{2} = 0,p_{2} = k_{l}\rho g(\frac{h_{dif}}{2} - \frac{kh_{dif}^{2}}{8} cthkd), (7)
z_{3} = d_{f},p_{3} = k_{l}\rho g(\frac{h_{dif}}{2chkd} - \frac{kh_{dif}^{2}}{4sh2kd}); (8)
- подошва волны совмещена с серединой секции сооружения (см. рисунок 6, б):
z_{2} = \eta_{t} = \frac{h_{dif}}{2} - \frac{kh_{dif}^{2}}{8} cthkd,p_{2} = - k_{l}\rho g\eta_{t}, (10)
z_{3} = d_{f},p_{3} = k_{l}\rho g(\frac{h_{dif}}{2chkd} + \frac{kh_{dif}^{2}}{4sh2kd}), (11)
где hdif — высота дифрагированной волны, м, определяемая согласно приложению А;
kl — коэффициент, принимаемый по таблице 3.
а — при гребне волны; б — при ложбине волны
Рисунок 6 — Эпюры давления дифрагированных волн на вертикальную стену со стороны огражденной акватории
Относительная длина секции \frac{l}{\overline{\lambda}} при коэффициенте kl
| Коэффициент kl | Относительная длина секции \frac{l}{\overline{\lambda}} |
| 0,98 | 0,1 |
| 0,92 | 0,2 |
| 0,85 | 0,3 |
| 0,76 | 0,4 |
| 0,64 | 0,5 |
| 0,51 | 0,6 |
| 0,38 | 0,7 |
| 0,26 | 0,8 |
| Примечание — При глубине со стороны огражденной акватории d \geq 0,3\overline{\lambda} следует строить треугольную эпюру волнового давления, принимая на глубине z_{3} = 0,3\overline{\lambda} волновое давление равным нулю (см. рисунок 6). | |
6.2.4 Взвешивающее волновое давление в горизонтальных швах массивной кладки и по подошве сооружения следует принимать равным соответствующим величинам горизонтального волнового давления в крайних точках (см. рисунки 1 и 6) при линейном изменении его в пределах ширины сооружения.
6.2.5 Максимальную донную скорость vb,max, м/с, перед вертикальной стеной (от действия стоячих волн) на расстоянии 0,25\overline{\lambda} от передней грани стены определяют по формуле
v_{b,max} = \frac{2k_{sl}\pi h}{\sqrt{\frac{\pi}{g}} \overline{\lambda}sh2kd_{b}} , (12)
где ksl — коэффициент, принимаемый по таблице 4.
Коэффициент ksl на данную пологость волны \frac{\overline{\lambda}}{h}
| Коэффициент ksl | Пологость волны \frac{\overline{\lambda}}{h} |
|---|---|
| 0,6 | 8 |
| 0,7 | 10 |
| 0,75 | 15 |
| 0,8 | 20 |
| 1 | 30 |
Допускаемые значения неразмывающих донных скоростей vb,adm, м/с, для грунта крупностью фракций D, мм, следует принимать по рисунку 7. При vb,max > vb,adm необходимо предусматривать защиту от размыва основания.
Рисунок 7 — График допускаемых значений неразмывающих донных скоростей
6.2.6 Эпюра взвешивающего волнового давления на берменные массивы должна приниматься трапецеидальной согласно рисунку 1 б, с ординатами pbr,i кПа, определяемыми (при i = 1, 2 или 3) по формуле
p_{br,i} = k_{br}\rho gh \frac{chk(d - d_{f})}{chkd} coskx_{i} \leq p_{f}, (13)
где xi — расстояние от стены до соответствующей грани массива, м;
kbr — коэффициент, принимаемый по таблице 5;
pf — волновое давление на уровне подошвы сооружения.
| Относительная глубина \frac{d}{\overline{\lambda}} | Коэффициент kbr при пологостях волн \frac{\overline{\lambda}}{h} | |
| 15 и менее | 20 и более | |
| Менее 0,27 | 0,86 | 0,64 |
| От 0,27 до 0,32 | 0,6 | 0,44 |
| Более 0,32 | 0,3 | 0,3 |
6.3. Нагрузки от разбивающихся и прибойных волн на сооружения вертикального профиля
6.3.1 Расчет сооружений на воздействие разбивающихся волн со стороны открытой акватории должен производиться при глубине над бермой dbr < 1,25h и глубине до дна db >= 1,5h (см. рисунок 8).
Рисунок 8 — Эпюры давления разбивающихся волн на вертикальную стену
Горизонтальную линейную нагрузку Pxc, кН/м, от разбивающихся волн необходимо принимать по площади эпюры бокового волнового давления. При этом величины p, кПа, для значений ординат z, м, определяют по формулам
z2 = 0, p_{2} = 1,5\rho gh , (15)
z3 = df, p_{3} = \frac{\rho gh}{chkd_{f}} . (16)
Вертикальную линейную нагрузку Pzc, кН/м, от разбивающихся волн следует принимать равной площади эпюры взвешивающего волнового давления и определять по формуле
P_{zc} = \mu \frac{p_{3}a}{2} , (17)
где \mu — коэффициент, принимаемый по таблице 6.
| \frac{a}{d_{b} - d_{f}} | Коэффициент \mu |
|---|---|
| 0,7 | <= 3 |
| 0,8 | 5 |
| 0,9 | 7 |
| 1 | 9 |
Максимальную скорость воды vf,max, м/с, над поверхностью бермы перед вертикальной стеной при разбивающихся волнах необходимо определять по формуле
v_{f,max} = \sqrt{\frac{gh}{chkd_{f}}} . (18)
6.3.2 Расчет сооружений на воздействие прибойных волн со стороны открытой акватории должен производиться при глубине db <= dcr на примыкающем к стене участке дна протяженностью не менее 0,5\lambda , м (см. рисунок 9). При этом возвышение вершины максимальной прибойной волны \eta_{c,sur} , м, над расчетным уровнем следует определять по формуле
\eta_{c,sur} = - 0,5d_{f} - h_{sur}, (19)
где hsur — высота прибойной волны, м;
а — с верхом постели на уровне дна; б — с возвышающейся над дном постелью
Рисунок 9 — Эпюры давления прибойных волн на вертикальную стену
Горизонтальную линейную нагрузку Pxc, кН/м, от прибойных волн необходимо принимать по площади эпюры бокового волнового давления. При этом величины p, кПа, для значений ординат z, м, должны определяться по формулам:
z_{2} = - \frac{1}{3} h_{sur} , p_{2} = 1,5\rho gh_{sur} ; (21)
z3 = df, p_{3} = \frac{\rho gh_{sur}}{ch \frac{2\pi}{\overline{\lambda_{sur}}} d_{f}} , (22)
где \overline{\lambda_{sur}} — средняя длина прибойной волны, м.
Вертикальную линейную нагрузку Pzc, кН/м, от прибойных волн следует принимать равной площади эпюры взвешивающего волнового давления (с высотой p3) и определять по формуле
P_{zc} = 0,7(\frac{p_{3}a}{2}). (23)
Максимальная донная скорость прибойной волны vb,max, м/с, перед вертикальной стеной со стороны открытой акватории должна определяться по формуле
v_{b,max} = \sqrt{\frac{gh_{sur}}{ch \frac{2\pi}{\overline{\lambda_{sur}}} d_{f}}} . (24)
6.3.3 Определение нагрузок на вертикальную стену от воздействия разбивающихся и прибойных волн (см. рисунки 8 и 9) при надлежащем обосновании допускается производить динамическими методами, учитывающими импульсы давления и инерционные силы.
6.4. Нагрузки и воздействия волн на сооружения откосного профиля
6.4.1 Высоту наката на откос волн обеспеченностью 1% по накату (hrun 1%, м) для фронтально подходящих волн при глубине перед сооружением d >= 2h1% надлежит определять по формуле:
hrun 1% = krkpkspkrunh1%, (25)
где kr и kp — коэффициенты шероховатости и проницаемости откоса, принимаемые по таблице 7;
ksp — коэффициент, принимаемый по таблице 7;
krun — коэффициент, принимаемый по графикам рисунка 10 в зависимости от пологости волны \frac{\overline{\lambda_{d}}}{h_{d1\%}} на глубокой воде.
При глубине перед сооружением d < 2h1% коэффициент krun необходимо принимать для значений пологости волны, указанной на рисунке 10 в скобках и определяемой при глубине d = 2h1%.
Коэффициенты шероховатости и проницаемости откоса
| Значение ctg j | 1 — 2 | 3 — 5 | Более 5 |
| Коэффициент ksp при скорости ветра Vw, м/с: | |||
| 20 и более | 1,4 | 1,5 | 1,6 |
| 10 | 1,1 | 1,1 | 1,2 |
| 5 и менее | 1 | 0,8 | 0,6 |
| Примечание — j - угол наклона откоса к горизонту, град. | |||
Рисунок 10 — Графики значений коэффициента krun
Высоту наката на откос волн обеспеченностью i, %, по накату необходимо определять путем умножения полученного по формуле (25) значения hrun 1%, м, на коэффициент ki, принимаемый по таблице 9.
| Коэффициент ki | Обеспеченность по накату i, % |
|---|---|
| 1,1 | 0,1 |
| 1 | 1 |
| 0,96 | 2 |
| 0,91 | 5 |
| 0,86 | 10 |
| 0,76 | 30 |
| 0,68 | 50 |
При подходе фронта волны к сооружению под углом \alpha , град, со стороны открытой акватории величину наката волн на откос следует уменьшить путем умножения на коэффициент k_{\alpha} , принимаемый по таблице 10.
Принимаемый коэффициент k_{\alpha}
6.4.2 Эпюра волнового давления на откос при 1,5 \leq ctg\varphi \leq 5 , укрепленный монолитными или сборными плитами, должна приниматься по рисунку 11. При этом максимальное расчетное волновое давление pd, кПа, необходимо определять по формуле
p_{d} = k_{s}k_{f}p_{rel}\rho gh, (26)
где ks — коэффициент, определяемый по формуле
k_{s} = 0,85 + 4,8 \frac{h}{\overline{\lambda}} + ctg\varphi(0,028 - 1,15 \frac{h}{\overline{\lambda}}), (27)
где kf — коэффициент, принимаемый по таблице 11;
prel — максимальное относительное волновое давление на откос в точке 2 (см. рисунок 11), принимаемое по таблице 12.
Рисунок 11 — Эпюра максимального расчетного волнового давления на откос, укрепленный плитами
Определение коэффициента kf на данную пологость волны \frac{\overline{\lambda}}{h}
| Коэффициент kf | Пологость волны \frac{\overline{\lambda}}{h} |
|---|---|
| 1 | 10 |
| 1,15 | 15 |
| 1,3 | 20 |
| 1,35 | 25 |
| 1,48 | 35 |
Определение максимального относительного волнового давления prel при данной высоте волны h
| Высота волны h, м | Максимальное относительное волновое давление prel |
|---|---|
| 0,5 | 3,7 |
| 1 | 2,8 |
| 1,5 | 2,3 |
| 2 | 2,1 |
| 2,5 | 1,9 |
| 3 | 1,8 |
| 3,5 | 1,75 |
| 4 | 1,7 |
Ординату z2, м, точки 2 приложения максимального расчетного волнового давления pd определяют по формуле
z_{2} = A + \frac{1}{ctg^{2}\varphi} (1 - \sqrt{2ctg^{2}\varphi + 1})(A + B), (28)
где A и B — величины, м, определяемые по формулам
A = h(0,47 + 0,23 \frac{\overline{\lambda}}{h}) + \frac{1 + ctg^{2}\varphi}{ctg^{2}\varphi} , (29)
B = h[0,95 - (0,84ctg^{2}\varphi - 0,25) \frac{h}{\overline{\lambda}}]. (30)
Ордината z3, м, соответствующая высоте наката волн на откос, определяется согласно 6.4.
На участках крепления по откосу выше и ниже точки 2 (см. рисунок 11) следует принимать значения ординат эпюры волнового давления p, кПа, на расстояниях, м:
- при l_{1} = 0,0125L_{\varphi} и l_{3} = 0,0265L_{\varphi} p = 0,4pd;
- при l_{2} = 0,0325L_{\varphi} и l_{4} = 0,0675L_{\varphi} p = 0,1pd,
L_{\varphi} = \frac{\overline{\lambda}ctg\varphi}{\sqrt[4]{ctg^{2}\varphi - 1}} . (31)
Ординаты эпюры волнового противодавления pc, кПа, на плиты крепления откосов определяют по формуле
p_{c} = k_{s}k_{f}p_{c,rel}\rho gh, (32)
где pc,rel — относительное волновое противодавление, ожидаемое по графикам рисунка 12.
Рисунок 12 — Графики для определения относительного волнового противодавления
6.4.3 Нагрузку от волн на откос, укрепленный плитами, для сооружений I и II классов при высоте волн более 1,5 м обеспеченностью 1% в системе допускается при надлежащем обосновании определять методами, в которых учитывается нерегулярность ветровых волн.
При наличии берм и переменных уклонов отдельных участков сооружений откосного профиля нагрузки от волн на крепления откосов необходимо определять по данным лабораторных исследований.
6.4.4 При проектировании сооружений откосного профиля и креплений откосов из рваного камня, обыкновенных и фасонных бетонных или железобетонных блоков массу отдельного элемента m или mz, т, соответствующую состоянию его предельного равновесия от действия ветровых волн, определяют:
- при расположении камня или блока на участке откоса от верха сооружения до глубины z = 0,7h по формуле
m = \frac{3,16k_{fr}\rho_{m}h^{3}}{(\frac{\rho_{m}}{\rho} - 1) \sqrt[3]{1 + ctg^{3}\varphi}} \sqrt{\frac{\overline{\lambda}}{h}} ; (33)
m_{z} = me^{-}(^{\frac{7,5z^{2}}{h\overline{\lambda}}}), (34)
где kr — коэффициент, принимаемый по таблице 13; при \frac{\overline{\lambda}}{h} >15 , а также при наличии бермы kfr следует уточнять по опытным данным;
\rho_{m} — плотность камня, т/м3.
Определение принимаемого коэффициента kfr
| Элементы крепления | Коэффициент kfr | |
| при наброске | при укладке | |
| Камень | 0,025 | - |
| Обыкновенные бетонные блоки | 0,021 | - |
| Тетраподы и другие фигурные блоки | 0,008 | 0,006 |
6.4.5 При проектировании крепления откосов сооружений из несортированной каменной наброски необходимо, чтобы значение коэффициента kgr зернового состава находилось в границах заштрихованной зоны, приведенной на графике рисунка 13.
Рисунок 13 — График для определения допустимого зернового состава несортированной каменной наброски для крепления откосов
Значение коэффициента kgr определяют по формуле
k_{gr} = \sqrt[3]{\frac{m_{i}}{m}} = \frac{D_{b\alpha,i}}{D_{b\alpha}} , (35)
mi — масса камня, большая или меньшая расчетной, т;
D_{b\alpha,i} и D_{b\alpha} — диаметры фракций камня, см, приведенные к диаметру шара, имеющего массу соответственно mi и m.
Зерновой состав несортированной каменной наброски для крепления откосов, соответствующий заштрихованной зоне (см. рисунок 13), следует считать пригодным только для сооружений с откосами, пологость которых находится в пределах 3 \leq ctg\varphi \leq 5 , а высота расчетной волны — 3 м и менее.
6.4.6 При пологости откосов ctg\varphi>5 , укрепляемых несортированной разнозернистой каменной наброской, расчетную массу камня m, т, соответствующую состоянию его предельного равновесия от действия ветровых волн, определяют по формуле (33) при \frac{\overline{\lambda}}{h} \geq 10c . Полученные результаты умножают на коэффициент kj, определяемый по таблице 14.
Определение принимаемого коэффициента kj при \frac{\overline{\lambda}}{h} \geq 10c
| ctg\varphi | Коэффициент kj при \frac{\overline{\lambda}}{h} \geq 10c |
|---|---|
| 6 | 0,78 |
| 8 | 0,52 |
| 10 | 0,43 |
| 12 | 0,25 |
| 15 | 0,2 |
Минимальное содержание фракций диаметром D_{b\alpha} , соответствующим расчетной массе камня в несортированной разнозернистой наброске, должно приниматься в соответствии с таблицей 15.
Определение минимального содержания фракций диаметром \frac{D_{60}}{D_{10}}
| Коэффициент разнозернистости \frac{D_{60}}{D_{10}} | Минимальное содержание фракций диаметром D_{b\alpha} , % (по весу) |
|---|---|
| 5 | 50 |
| 10 | 30 |
| 20 | 25 |
| 40 — 100 | 20 |
7. Нагрузки от волн на обтекаемые преграды и сквозные сооружения
7.1. Нагрузки от волн на вертикальную обтекаемую преграду
7.1.1 Максимальную силу от воздействия волн Qmax, кН, на вертикальную обтекаемую преграду с поперечными размерами a \leq 0,4\lambda и b \leq 0,4\lambda (см. рисунок 14) при d > dcr определяют из ряда значений, получаемых при различных положениях преграды относительно вершины волны x = x/\lambda , по формуле
Q_{max} = Q_{i,max}\delta_{i} + Q_{v,max}\delta_{v}, (36)
где Qi,max и Qv,max — соответственно инерционный и скоростной компоненты силы от воздействия волн, кН, определяемые по формулам
Q_{i,max} = \frac{1}{4} \rho g\pi b^{2}hk,\alpha_{i}\beta_{i}, (37)
Q_{v,max} = \frac{1}{12} \rho gbh^{2}k_{v}^{2},\alpha_{v}\beta_{v}, (38)
где \delta_{i} и \delta_{v} — коэффициенты сочетания инерционного и скоростного компонентов максимальной силы от воздействия волн, принимаемые соответственно по графикам 1 и 2 рисунка 15;
h и \lambda — высота и длина расчетной волны, принимаемые согласно А.4 приложения А;
a — размер преграды по лучу волны, м;
b — размер преграды по нормали к лучу волны, м;
kv — коэффициент, принимаемый по таблице 16;
\alpha_{i} и \alpha_{v} — инерционный и скоростной коэффициенты глубины, принимаемые соответственно по графикам а и б рисунка 16;
\beta_{i} и \beta_{v} — инерционный и скоростной коэффициенты формы преграды с поперечным сечением в виде круга, эллипса и прямоугольника, принимаемые по рисунку 17.
Определение принимаемого коэффициента kv
| Относительный размер преграды a/l, b/l, D/l | Коэффициент kv |
| 0,08 | 1 |
| 0,1 | 0,97 |
| 0,15 | 0,93 |
| 0,2 | 0,86 |
| 0,25 | 0,79 |
| 0,3 | 0,7 |
| 0,4 | 0,52 |
| Примечания 1 Расчет сквозных сооружений или отдельно стоящих обтекаемых преград на нагрузки от волн должен производиться, как правило, с учетом шероховатости их поверхности. При наличии опытных данных по снижению влияния коррозии и морских обрастаний коэффициенты формы необходимо определять по формулам \beta_{i} = \frac{a}{2b} C_{i}, (39) \beta_{v} = C_{v}, (40) где Ci и Cv — уточненные опытные значения коэффициентов инерционного и скоростного сопротивлений. 2 При подходе волн под углом к обтекаемой преграде (в виде эллипса или прямоугольника) допускается коэффициенты формы определять интерполяцией между их значениями по главным осям. 3 Максимальную силу от воздействий волн Qmax, кН, на вертикальную обтекаемую преграду при значении \frac{Q_{i,max}}{Q_{v,max}} \geq 2 допускается принимать Qmax = Qi,max, а при значении \frac{Q_{i,max}}{Q_{v,max}} \leq 2 принимать Qmax = Qv,max. В других случаях Qmax следует определять из ряда значений, полученных по формуле (36) при различных x. | |
а — вертикальные; б — горизонтальные
Рисунок 14 — Схемы к определению волновых нагрузок на обтекаемые преграды
Рисунок 15 — Графики значений коэффициентов сочетания инерционного \delta_{i} и скоростного \delta_{v} компонентов силы от воздействия волн
Рисунок 16 — Графики значений инерционного \alpha_{i} и скоростного \alpha_{v} коэффициентов глубины
1 — для шероховатой эллиптической преграды; 2 — для гладкой преграды; 3 — для шероховатой в подводной и гладкой в надводной частях вертикальной эллиптической преграды
Рисунок 17 — Графики значений инерционного \beta_{i} и скоростного \beta_{v} коэффициентов формы (для эллиптических преград — сплошные линии, призматических — штриховые линии) в зависимости от a/b (для Q, q и Px) или b/a (для Pz)
7.1.2 Линейную нагрузку от волн q, кН/м, на вертикальную обтекаемую преграду на глубине z, м, при максимальной силе от воздействия волн Qmax (см. рисунок 14 а) определяют по формуле
q = q_{i,max}\delta_{xi} + q_{v,max}\delta_{xv}, (41)
где qi,max и qv,max — инерционный и скоростной компоненты максимальной линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам
q_{i,max} = \frac{1}{2} \rho g\pi^{2}b^{2} \frac{h}{\lambda} k_{v}\theta_{xi}\beta_{i}, (42)
q_{i,max} = \frac{2}{3} \rho g\pi b \frac{h^{2}}{\lambda} k_{v}^{2}\theta_{xv}\beta_{i}, (43)
где \delta_{xi} и \delta_{xv} — коэффициенты сочетания инерционного и скоростного компонентов линейной нагрузки от волн, принимаемые соответственно по графикам 1 и 2 рисунка 18;
\theta_{xi} и \theta_{xv} — коэффициенты линейной нагрузки от волн, принимаемые по графикам а и б рисунка 19 при значениях относительной глубины z_{rel} = \frac{d - z}{d} .
Рисунок 18 — Графики значений коэффициентов сочетания инерционного \delta_{xi} (график 1) и скоростного \delta_{xv} (график 2) компонентов горизонтальной линейной нагрузки от волн
Рисунок 19 — Графики коэффициентов линейной нагрузки от волн \theta_{xi} , \theta_{xv} , \theta_{zi} , \theta_{zv} при d/\lambda : 1 — 0,1; 2 — 0,15; 3 — 0,2; 4 — 0,3; 5 — 0,5; 6 — 1; 7 — 5 и \lambda/h = 40 — сплошные линии; \lambda/h = 8,10,13,15 — штриховые линии
7.1.3 Превышение взволнованной поверхности \eta , м, над расчетным уровнем определяют по формуле
где \eta_{rel} — относительное превышение взволнованной поверхности, определяемое по рисунку 20.
1 — при d/\lambda = 0,5 и \lambda/h = 40 ; 2 — при d/\lambda = 0,5 и \lambda/h = 20 , а также при d/\lambda = 0,2 и \lambda/h = 40 ; 3 — при d/\lambda = 0,5 и \lambda/h = 10 , а также при d/\lambda = 0,2 и \lambda/h = 20 ; 4 — при d/\lambda = 0,2 и \lambda/h = 10
Рисунок 20 — График значений коэффициента \eta_{rel}
Превышение средней волновой линии над расчетным уровнем \Delta d , м, определяют по формуле
\Delta d = (\eta_{c,rel} + 0,5)h, (45)
где \eta_{c,rel} — относительное превышение вершины волны, определяемое по рисунку 20 при значении \chi = 0 .
7.1.4 Нагрузки от волн Q и q на вертикальную обтекаемую преграду при любом ее расположении x, м, относительно вершины волны следует определять по формулам (36) и (41). При этом коэффициенты \delta_{i} и \delta_{v} должны приниматься по графикам 1 и 2 рисунка 15, а \delta_{xi} и \delta_{xv} — по графикам 1 и 2 рисунка 18 для данного значения \chi = x/\lambda .
7.1.5 Расстояние zQmax, м, от расчетного уровня воды до точки приложения максимальной силы от воздействия волн на вертикальную обтекаемую преграду Qmax определяют по формуле
z_{Qmax} = \frac{1}{Q_{max}} (Q_{i,max}\delta_{i}z_{Q,i} + Q_{v,max}\delta_{v}z_{Q,v}), (46)
где \delta_{i} и \delta_{v} — коэффициенты, принимаемые по графикам 1 и 2 рисунка 15 при \chi , соответствующем Qmax;
zQ,i и zQ,v — ординаты точек приложения соответственно инерционного и скоростного компонентов сил, м, определяемые по формулам
z_{Q,i} = \mu_{i}\xi_{i,rel}\lambda, (47)
z_{Q,v} = \mu_{v}\xi_{v,rel}\lambda, (48)
где \xi_{i,rel} и \xi_{v,rel} — относительные ординаты точек приложения инерционного и скоростного компонентов сил, принимаемые по графикам рисунка 21;
\mu_{i} и \mu_{v} — инерционный и скоростной коэффициенты фазы, принимаемые по графикам рисунка 22.
1 — \xi_{i,rel} ; 2 — \xi_{v,rel}
Рисунок 21 — Графики значений относительных ординат
Рисунок 22 — Графики значений инерционного \mu_{i} и скоростного \mu_{v} коэффициентов фазы
Расстояние zQ от расчетного уровня воды до точки приложения силы Q при любом удалении x от вершины волны до преграды следует определять по формуле (46). При этом коэффициенты \delta_{i} и \delta_{v} должны приниматься согласно графикам 1 и 2 рисунка 15 для данного значения \chi = x/\lambda .
7.2. Нагрузки от волн на горизонтальную обтекаемую преграду
7.2.1 Максимальное значение равнодействующей линейной нагрузки от волн Pmax, кН/м, на горизонтальную обтекаемую преграду (см. рисунок 14 б) с поперечными размерами a \leq 0,1\lambda , м, и b \leq 0,1\lambda , м, при zc >= b, (zc — b/2) > h/2 и при (d — zc) >= b должно определяться по формуле
P_{max} = \sqrt{P_{x}^{2} + P_{z}^{2}} (49)
- с максимальной горизонтальной составляющей линейной нагрузки Px,max, кН/м, при соответствующем значении вертикальной составляющей линейной нагрузки Pz, кН/м;
- с максимальной вертикальной составляющей линейной нагрузки Pz,max, кН/м, при соответствующем значении горизонтальной составляющей линейной нагрузки Px, кН/м.
Расстояние x, м, от вершины волны до центра преграды при действии максимальных линейных нагрузок Px,max и Pz,max должны определяться по относительной величине \chi = x/\lambda , принимаемой согласно рисункам 18 и 23.
Рисунок 23 — Графики значений коэффициентов сочетания \delta_{zi} инерционного (график 1) и \delta_{zv} — скоростного (график 2) компонентов вертикальной линейной нагрузки от волн
7.2.2 Максимальное значение горизонтальной составляющей линейной нагрузки от волн Px,max, кН/м, на горизонтальную обтекаемую преграду необходимо определять из ряда величин, получаемых при различных значениях \chi , по формуле
P_{x,max} = P_{xi}\delta_{xi} + P_{xv}\delta_{xv}, (50)
где Pxi и Pxv — инерционный и скоростной компоненты горизонтальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам
P_{xi} = \frac{1}{2} \rho g\pi^{2}b^{2} \frac{h}{\lambda} k_{v}\theta_{xi}\beta_{i}, (51)
P_{xv} = \frac{2}{3} \rho g\pi b \frac{h^{2}}{\lambda} k_{v}^{2}\theta_{xv}\beta_{v}, (52)
где \delta_{xi} и \delta_{xv} — коэффициенты сочетания инерционного и скоростного компонентов линейной нагрузки от волн, принимаемые соответственно по графикам 1 и 2 рисунка 18;
\theta_{xi} и \theta_{xv} — обозначения те же, что и в 6.2;
\beta_{i} и \beta_{v} — инерционный и скоростной коэффициенты формы преграды с поперечным сечением в виде круга, эллипса и прямоугольника, принимаемые по графикам рисунка 17 при значениях a/b для горизонтальной и b/a — вертикальной составляющих нагрузки.
7.2.3 Максимальную величину вертикальной составляющей линейной нагрузки от волн на горизонтальную обтекаемую преграду Pz,max, кН/м, необходимо определять из ряда величин, получаемых при разных значениях x, по формуле
P_{z,max} = P_{zi}d_{zi} + P_{zv}d_{zv}, (53)
где Pzi и Pzv — инерционный и скоростной компоненты вертикальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам
P_{zi} = \frac{1}{2} \rho g\pi^{2}a^{2} \frac{h}{\lambda} k_{v}\theta_{zi}\beta_{i}, (54)
P_{zv} = \frac{2}{3} \rho g\pi a \frac{h^{2}}{\lambda} k_{v}^{2}\theta_{zv}\beta_{i}, (55)
где \delta_{zi} и \delta_{zv} — инерционный и скоростной коэффициенты сочетания, принимаемые по графикам 1 и 2 рисунка 23 при значении \chi согласно 7.2.2;
\theta_{zi} и \theta_{zv} — коэффициенты линейной нагрузки от волн, принимаемые соответственно по графикам в и г рисунка 19 при значениях относительной ординаты:
z_{c,rel} = \frac{d - z_{c}}{d} ;
\beta_{i} и \beta_{v} — обозначения те же, что и в 2.7.
7.2.4 Значение горизонтальной Px, кН/м, или вертикальной Pz, кН/м, составляющих линейной нагрузки от волн на горизонтальную обтекаемую преграду при любом ее расположении x относительно вершины волны следует определять соответственно по формуле (50) или (53). При этом коэффициенты сочетания \delta_{xi} , \delta_{xv} или \delta_{zi} , \delta_{zv} должны приниматься по графикам рисунков 18 и 23 для заданного значения \chi = x/\lambda .
7.2.5 Максимальное значение равнодействующей линейной нагрузки от волн Pmax, кН/м, на лежащую на дне цилиндрическую преграду (см. рисунок 14 б), диаметр которой D \leq 0,1\lambda , м, и D <= 0,1d, м, должно определяться по формуле (49) для двух случаев:
- с максимальной горизонтальной составляющей линейной нагрузки Px,max, кН/м, при соответствующем значении вертикальной составляющей линейной нагрузки Pz, кН/м;
- с максимальной вертикальной составляющей линейной нагрузки Pz,max, кН/м, при соответствующем значении горизонтальной составляющей линейной нагрузки Px, кН/м.
7.2.6 Максимальную горизонтальную Px,max, кН/м, и соответствующую вертикальную Pz, кН/м, проекции линейной нагрузки от волн, действующих на лежащую на дне цилиндрическую преграду, необходимо определять по формулам
P_{x,max} = P_{xi}\delta_{xi} + P_{xv}\delta_{xv}, (56)
P_{z} = - \frac{9}{5} P_{xv}\delta_{xv}, (57)
где Pxi и Pxv — соответственно инерционный и скоростной компоненты горизонтальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам
P_{xi} = \frac{3}{4} \rho g\pi^{2}D^{2} \frac{h}{\lambda} \theta_{xi}, (58)
P_{xv} = \rho g\pi D \frac{h^{2}}{\lambda} \theta_{xv}. (59)
Максимальную вертикальную Pz,max, кН/м, и соответствующую горизонтальную Px, кН/м, проекции линейной нагрузки от волн необходимо принимать равными P_{z,max} = - \frac{9}{5} P_{xv} и Px = Pxv.
7.3. Нагрузки от разбивающихся волн на вертикальную обтекаемую преграду
7.3.1 Максимальную силу от воздействия разбивающихся (разрушающихся) волн Qcr,max, кН, на вертикальную цилиндрическую преграду, диаметр которой D <= 0,4dcr, м, необходимо определять по отдельным значениям силы от воздействий волн Qcr, кН, полученным для ряда положений преграды относительно вершины волны (рисунок 24 а) с интервалом 0,1 \frac{x}{d_{i}} , начиная с \frac{x}{d_{i}} = 0 (где x — расстояние, м, от вершины разбивающейся волны до оси вертикальной цилиндрической преграды).
\delta_{i,cr} — кривая 1; \delta_{v,cr} — кривая 2
Рисунок 24 — Схема к определению нагрузок от разбивающихся волн и графики значений коэффициентов \delta_{i,cr} и \delta_{v,cr}
Силу от воздействия волн Qcr, кН, для любого положения цилиндрической преграды относительно вершины волны определяют по формуле
где Qi,cr и Qv,cr — инерционный и скоростной компоненты силы от воздействия разбивающихся волн, кН, определяемые по формулам
Q_{i,cr} = \frac{1}{2} \rho g\pi D^{2}(d_{cr} + \eta_{c,sur})\delta_{i,cr}, (61)
Q_{v,cr} = \frac{2}{5} \rho g\pi D(d_{cr} + \eta_{c,sur})d_{i}\delta_{v,cr}, (62)
где dt — глубина воды под подошвой волны, м, принимаемая равной (см. рисунок 24 а):
dt = dcr — (hsur — hc,sur), (63)
где hsur — высота (трансформированной) волны, м, при первом обрушении в мелководной зоне с соблюдением условия hsur <= 0,8dt;
hc,sur — превышение над расчетным уровнем воды вершины (при первом обрушении) волны, м;
di,cr — инерционный и скоростной коэффициенты, принимаемые по графикам рисунка 24 б.
7.3.2 Линейную нагрузку от разбивающихся волн qcr, кН/м, на вертикальную цилиндрическую преграду на глубине z, м, от расчетного уровня (см. рисунок 24 а) при относительном удалении оси преграды от вершины волны \frac{x}{d_{t}} определяют по формуле
где qi,cr и qv,cr — инерционный и скоростной компоненты линейной нагрузки от разбивающихся волн на вертикальную преграду, кН/м, определяемые по формулам
q_{i,cr} = \frac{1}{2} \rho g\pi D^{2}\epsilon_{i,cr}; (65)
q_{v,cr} = \frac{2}{5} \rho gD(d_{cr} + \eta_{c,sur})\epsilon_{v,cr}, (66)
где \epsilon_{i,cr} и \epsilon_{v,cr} — инерционный и скоростной коэффициенты, принимаемые соответственно по рисунку 25 при значениях относительной глубины z_{rel} = \frac{d_{cr} - z}{d_{t}} .
Примечание — Коэффициенты \delta_{i,cr} (рисунок 24 б) и \epsilon_{i,cr} (рисунок 25 а) следует принимать положительными при x/dt > 0 и отрицательными при x/dt < 0.
Рисунок 25 — Графики значений инерционного \epsilon_{i,cr} и скоростного \epsilon_{v,cr} коэффициентов
7.4. Нагрузки от волн на сквозное сооружение из обтекаемых элементов
7.4.1 Нагрузку от волн на сквозное сооружение в виде стержневой системы необходимо получать суммированием нагрузок, определенных согласно 6.1 - 6.9 как на отдельно стоящие преграды с учетом положения каждого элемента относительно профиля расчетной волны. Элементы сооружения следует принимать как отдельно стоящие обтекаемые преграды при расстояниях между их осями l, м, равных и более трех диаметров D, м; при l < 3D (где D — наибольший диаметр элемента) волновую нагрузку, полученную на отдельно стоящий элемент сооружения, необходимо умножать на коэффициенты сближения по фронту \psi_{t} и лучу \psi_{l} волн, принимаемые по таблице 17.
Принимаемые коэффициенты сближения по фронту \psi_{t} и лучу \psi_{l}
7.4.2 Нагрузки от волн на наклонный элемент сквозного сооружения необходимо получать по эпюрам горизонтальной и вертикальной составляющих нагрузки, ординаты которых должны определяться согласно 6.9 с учетом заглубления под расчетный уровень и удаления от вершины расчетной волны отдельных участков элемента.
Примечание — Нагрузку от волн на элементы сооружения, наклоненные к горизонтали под углом менее 25°, определяют соответственно по 6.4 и 6.8 как на вертикальную или горизонтальную обтекаемую преграду.
7.4.3 Динамическую нагрузку от воздействия нерегулярных ветровых волн на сквозное сооружение из обтекаемых элементов следует определять путем умножения значения статической нагрузки, полученной согласно 6.14 и 6.15 от волн с высотой заданной обеспеченности в системе и средней длиной, на коэффициент динамичности kd, принимаемый по таблице 18.
При отношениях периодов \frac{T_{c}}{\overline{T}} >0,3 необходимо производить динамический расчет сооружения.
Определение принимаемого коэффициента динамичности kd
7.5. Нагрузки от волн на вертикальные цилиндры больших диаметров (особые случаи)
7.5.1 Максимальный опрокидывающий момент Mz,por, кНм, от волнового давления на сплошное днище вертикальной круглоцилиндрической преграды, расположенной на гравийно-галечниковом или каменно-набросном основании, относительно центра днища следует определять по формуле
M_{z,por} = \frac{1}{16} \rho ghD^{3}\beta_{por}, (67)
где \beta_{por} — коэффициент опрокидывающего момента с учетом проницаемости основания, принимаемый по таблице 19.
Определение принимаемого коэффициента \beta_{por} опрокидывающего момента с учетом проницаемости основания
Полный максимальный опрокидывающий момент, действующий на преграду, определяется как сумма двух моментов: момента от максимальной силы Qmax, равного произведению этой силы, определяемой по 6.1, на плечо, определяемое по 6.5, и максимального момента, определяемого по формуле (67) и совпадающего по фазе с максимальной силой Qmax.
7.5.2 Волновое давление p, кПа, в точке поверхности вертикальной круглоцилиндрической преграды на глубине z >= 0 в момент максимума горизонтальной силы Qmax необходимо определять по формуле
p = \rho gh \frac{chk(d - z)}{chkd} \chi, (68)
где \chi — коэффициент распределения давления, принимаемый по таблице 20.
Определение принимаемого коэффициента распределения давления c
Давление p в точках, лежащих выше расчетного уровня воды (z < 0), при \chi>0 принимается по линейному закону между p на уровне z = 0, определяемым по формуле (68), и p = 0 на уровне z = - \chi h ; при \chi<0 для точек на глубине 0 \leq z \leq - \chi h — также по линейному закону между p = 0 при z = 0 и p, определяемым по формуле (68) при z = - \chi h .
7.5.3 Максимальную донную скорость vb,max, м/с, в точках, расположенных на контуре преграды (q = 90° и 270°) и впереди преграды на расстоянии 0,25\lambda от контура преграды (в q = 0°), определяют по формуле
v_{b,max} = 2\varphi_{v} \frac{\pi h}{T} \cdot \frac{1}{shkd} , (69)
где коэффициент \varphi_{v} принимается по таблице 21.
Определение принимаемого коэффициента \varphi_{v}
| Положение расчетных точек | Значение коэффициента \varphi_{v} при D/\lambda | ||
| 0,2 | 0,3 | 0,4 | |
| На контуре преграды | 0,98 | 0,87 | 0,77 |
| Впереди преграды | 0,67 | 0,75 | 0,75 |
8. Нагрузки от ветровых волн на берегоукрепительные сооружения и от судовых волн на крепления берегов и каналов
8.1. Нагрузки от ветровых волн на берегоукрепительные сооружения
8.1.1 Максимальные значения горизонтальной Px, кН/м, и вертикальных Pz и Pc, кН/м, проекций равнодействующей линейной нагрузки от волн на подводный волнолом при ложбине волны необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давления (см. рисунок 26). При этом p, кПа, определяют в зависимости от z с учетом уклона дна i по формулам
z = z1 при z1 < z2, p_{1} = \rho g(z_{1} - z_{4}) , (70)
z = z2, p_{2} = \rho gh(0,015 \frac{\overline{\lambda}}{d} + 0,23 \frac{d - z_{1}}{d}) - \rho gz_{4} , (72)
z = z1, p1 определяют по формулам (70) и (71);
z = z2, p2 = rg(z2 — z4), (74)
где z1 — ордината верха сооружения, м;
z2 — ордината подошвы волны, м, по таблице 22;
kw — коэффициент, принимаемый по таблице 23;
z4 — ордината поверхности воды за подводным волноломом, м, определяемая по формуле
krd — коэффициент, принимаемый по таблице 22;
z5 — ордината гребня волны перед подводным волноломом, м, принимаемая по таблице 22.
Рисунок 26 — Эпюры волнового давления на подводный волнолом
Определение ординаты гребня волны z5 перед подводным волноломом
Определение коэффициента kw при данной пологости волны \frac{\overline{\lambda}}{h}
| Пологость волны \frac{\overline{\lambda}}{h} | Коэффициент kw |
|---|---|
| 8 | 0,73 |
| 10 | 0,75 |
| 15 | 0,8 |
| 20 | 0,85 |
| 25 | 0,9 |
| 30 | 0,95 |
| 35 | 1 |
8.1.2 Максимальную донную скорость vb,max, м/с, перед берегоукрепительным сооружением определяют по формуле (12), где коэффициент ksl принимается:
- для вертикальной или круглонаклонной стены — по таблице 23;
- для подводного волнолома — по таблице 24.
Определение коэффициента ksl для подводного волнолома
| Относительная длина волны \frac{\overline{\lambda}}{h} | Коэффициент ksl |
|---|---|
| <= 5 | 0,5 |
| 10 | 0,7 |
| 15 | 0,9 |
| 20 и более | 1,1 |
Максимальную донную скорость воды vb,max, м/с, перед берегоукрепительным сооружением при разбивающихся и прибойных волнах определяют соответственно по формулам (18) и (24).
Допускаемые значения неразмывающих донных скоростей должны приниматься согласно 6.9.
8.1.3 Максимальные значения горизонтальной Px, кН/м, и вертикальной Pz, кН/м, проекций равнодействующей линейной нагрузки от разбивающихся и разрушающихся волн на вертикальную волнозащитную стену (при отсутствии засыпки грунта со стороны берега) необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давлений (см. рисунок 27). При этом значения p, кПа, и hc, м, определяют в зависимости от места расположения сооружения:
- при расположении сооружения в створе последнего обрушения прибойных волн (см. рисунок 27 а) по формулам
p = p_{u} = \rho gh_{br}(0,033 \frac{\overline{\lambda}}{d} + 0,75), (77)
\eta_{c} = - \frac{p_{u}}{\rho g} ; (78)
- при расположении сооружения в приурезовой зоне (см. рисунок 27 б) по формулам
p = p_{i} = (1 - 0,3 \frac{a_{i}}{a_{n}})p_{u}, (79)
\eta_{c} = - \frac{p_{i}}{\rho g} ; (80)
- при расположении сооружения на берегу за линией уреза в пределах наката волн (см. рисунок 27 в) по формулам
p = p_{l} = 0,7(1 - \frac{a_{l}}{a_{r}})p_{u}, (81)
\eta_{c} = - \frac{p_{l}}{\rho g} , (82)
где \eta_{c} — превышение гребня волны над расчетным уровнем в створе волнозащитной стены, м;
hbr — высота разбивающихся (разрушающихся) волн, м;
an — расстояние от створа последнего обрушения волн до линии уреза (приурезовая зона), м;
ai — расстояние от створа последнего обрушения волн до сооружения, м;
al — расстояние от линии уреза воды до сооружения, м;
ar — расстояние от линии уреза воды до границы наката на берег разрушившихся волн (при отсутствии сооружения), м, определяемое по формуле
a_{r} = h_{run1\%}ctg\varphi, (83)
hran 1% — высота наката волн на берег, м, определяемая по 6.1.4.
1 Если ордината верха сооружения z1 >= -0,3h, м, то величины волнового давления, определяемые по формулам (74), (76) и (78), необходимо умножать на коэффициент kzd, принимаемый по таблице 25.
2 Нагрузки от прибойных волн на волнозащитные стены при расположении их в прибойной зоне следует определять согласно 6.1.2.
а — в зоне прибойной волны; б — в приурезовой зоне; в — за линией уреза
Рисунок 27 — Эпюры волнового давления на вертикальную волнозащитную стену при расположении сооружения
Определение коэффициента kzd при данной ординате верха сооружения z1
| Ордината верха сооружения z1, м | Коэффициент kzd |
|---|---|
| -0,3h | 0,95 |
| 0 | 0,85 |
| +0,3h | 0,8 |
| +0,65h | 0,5 |
8.1.4 Максимальные значения горизонтальной Px, кН/м, и вертикальной Pz, кН/м, проекций равнодействующей линейной нагрузки от разрушившихся волн на вертикальную волнозащитную стену (с засыпкой грунта со стороны берега) при откате волны необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давлений (см. рисунок 28). При этом значение pr, кПа, определяется по формуле
p_{r} = \rho g(\Delta z_{r} - 0,75h_{br}), (84)
где \Delta z_{r} — понижение поверхности воды от расчетного уровня перед вертикальной стеной при откате волны, м, принимаемое равным в зависимости от расстояния al от линии уреза воды до сооружения: при a_{l} \geq 3h_{br}\Delta z_{r} = 0 и при a_{l}<3h_{br}\Delta z_{r} = 0,25h_{br} .
Рисунок 28 — Эпюры волнового давления на вертикальную волнозащитную стену при откате волны
8.1.5 Волновое давление p, кПа, на криволинейный участок стены необходимо принимать по эпюре волнового давления на вертикальную стену согласно 7.3 с ориентированием этой эпюры по нормали к криволинейной поверхности (см. рисунок 29).
Рисунок 29 — Эпюра давления волн на криволинейный участок волнозащитной стены
8.1.6 Максимальные значения горизонтальных Px,ext, Px,int, кН, и вертикальной Pz, кН, проекций равнодействующей линейной нагрузки от волн на элемент буны необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давления (см. рисунок 30). При этом значения волнового давления на внешнюю pext, кПа, и теневую pint, кПа, грани буны и соответствующие возвышения гребня волны \eta_{ext} , м, и \eta_{int} , м, определяют по формулам:
p_{ext(int)} = \frac{3}{4} k_{\alpha}\rho gh(1 + cos^{2}\alpha), (85)
\eta_{ext} = \frac{p_{ext}}{\rho g} , \eta_{int} = \frac{p_{int}}{\rho g} , (86)
где k_{\alpha} — коэффициент, принимаемый по таблице 26, в зависимости от угла \alpha подхода фронта волны к буне (в соответствии с приложением Г).
Рисунок 30 — Эпюры волнового давления на буну
Определение принимаемого коэффициента k_{\alpha} в зависимости от угла \alpha подхода фронта волны к буне
| Грань буны | ctg\alpha | Коэффициент k_{\alpha} при значении \frac{l}{\lambda} | |||
| 0,03 и менее | 0,05 | 0,1 | 0,2 и более | ||
| Внешняя | - | 1 | 0,75 | 0,65 | 0,6 |
| Теневая | 0 | 1 | 0,75 | 0,65 | 0,6 |
| 0,2 | 0,45 | 0,45 | 0,45 | 0,45 | |
| 0,5 | 0,18 | 0,22 | 0,3 | 0,35 | |
| - | 0 | 0 | 0 | 0 | |
8.2. Нагрузки от судовых волн на крепления берегов каналов
8.2.1 Высоту судовой волны hsh, м, определяют по формуле
h_{sh} = 2 \frac{v_{ad}^{2}}{g} \sqrt[m]{\frac{\delta d_{s}}{l_{u}}} , (87)
где ds и lu — осадка и длина судна, м;
\delta — коэффициент полноты водоизмещения судна;
vadm — допускаемая по эксплуатационным требованиям скорость судна, м/с, определяемая по формуле
v_{adm} = 0,9 \sqrt{[6cos \frac{\pi + arccos(1 - k_{a})}{3} - 2(1 - k_{a})]} g \frac{A}{b} , (88)
где ka — отношение подводной площади поперечного сечения судна к площади живого сечения канала A, м2;
b — ширина канала, м, по урезу воды.
8.2.2 Высоту наката hrsh, м, судовой волны на откос (см. рисунок 31) следует определять по формуле
h_{rsh} = \beta_{sl} \frac{0,5h_{sh} + 0,05ctg\varphi \frac{v_{adm}^{2}}{g}}{1 - 0,05ctg\varphi} , (89)
где bsl — коэффициент, принимаемый для откосов, облицованных сплошными плитами, равным 1,4, каменным мощением — 1,0 и каменной наброской — 0,8.
а — при накате волны на откос; б — при откате волны с откоса; в — при ложбине волны у вертикальной стены
Рисунок 31 — Эпюры давления судовых волн на крепления берегов каналов
8.2.3 Максимальное значение линейной нагрузки от судовой волны на крепления берегов каналов P, кН/м, должно приниматься по эпюрам волнового давления (см. рисунок 31). При этом значения p, кПа, определяют в зависимости от z по формулам
- при накате волны на откос, укрепленный плитами (см. рисунок 31 а):
z = z2 = 0, p_{2} = 1,34\rho gh_{sh} , (91)
z = z_{3} = 1,5h_{sh} \sqrt{1 + ctg^{2}\varphi} , p_{3} = 0,5\rho gh_{sh} ; (92)
- при откате волны с откоса, укрепленного плитами (см. рисунок 31 б):
z = z_{1} = \Delta z_{f} , p1 = 0, (93)
z = z2 = 0,5hsh, p_{2} = - \rho g(0,5h_{sh} - \Delta z_{f}) , (94)
- при ложбине волны у вертикальной стены (см. рисунок 31 в):
z = z_{1} = \Delta z_{f} , p1 = 0, (96)
z = z2 = 0,5hsh, p_{2} = - \rho g(0,5h_{sh} - \Delta z_{f}) , (97)
z = z4 = dsh + dh, p4 = 0, (99)
где dinf — глубина низа крепления откоса, м;
dh — глубина забивки шпунта, м;
\Delta z_{f} — понижение уровня воды, м, за креплением берега канала вследствие фильтрации, принимаемое равным:
0,25hsh — для крепления протяженностью по откосу от расчетного уровня воды менее 4 м с водонепроницаемым упором;
0,2hsh — для крепления протяженностью по откосу от расчетного уровня воды более 4 м с упором в виде каменной призмы;
0,1hsh — для вертикальной шпунтовой стенки.
9. Нагрузки от судов (плавучих объектов) на гидротехнические сооружения
При расчете гидротехнических сооружений на нагрузки от судов (плавучих объектов) необходимо определять:
- нагрузки от ветра, течения и волн на плавучие объекты согласно 9.2 - 9.4;
- нагрузки от навала на причальное сооружение пришвартованного судна при действии ветра, течения и волн согласно 9.7;
- нагрузки от навала судна при его подходе к портовому причальному сооружению согласно 9.8 — 9.10;
- нагрузки от натяжения швартовов при действии на судно ветра и течения согласно 9.11 и 9.12.
9.1. Нагрузки от ветра, течения и волн на плавучие объекты
9.1.1 Поперечную Wq, кН, и продольную Wn, кН, составляющие силы от воздействия ветра на плавучие объекты следует определять по формулам:
W_{q} = 73,6 \cdot 10^{- 5}A_{q}v_{q}^{2}\xi, (100)
W_{n} = 49,0 \cdot 10^{- 5}A_{n}v_{n}^{2}\xi; (101)
W_{q} = 79,5 \cdot 10^{- 5}A_{q}v_{q}^{2}, (102)
W_{n} = 79,5 \cdot 10^{- 5}A_{n}v_{n}^{2}, (103)
где Aq и An — соответственно боковая и лобовая надводные площади парусности (силуэтов) плавучих объектов, м2;
vq и vn — соответственно поперечная и продольная составляющие скорости ветра обеспеченностью 2% за навигационный период, м/с;
\xi — коэффициент, принимаемый по таблице 27, в которой ah — наибольший горизонтальный размер поперечного или продольного силуэтов надводной части плавучего объекта.
Примечание - Площади парусности определяют с учетом площадей экранирующих преград, расположенных с наветренной стороны.
Определение принимаемого коэффициента \xi при наибольшем силуэте плавучего объекта ah
| Наибольший размер силуэта плавучего объекта ah, м | Коэффициент \xi |
|---|---|
| до 25 | 1 |
| 50 | 0,8 |
| 100 | 0,65 |
| 200 и более | 0,5 |
9.1.2 Поперечную Qw, кН, и продольную Nw, кН, составляющие силы от воздействия течения на плавучий объект определяют по формулам
Q_{w} = 0,59A_{l}v_{t}^{2}, (104)
N_{w} = 0,59A_{t}v_{l}^{2}, (105)
где Al и At — соответственно боковая и лобовая подводные площади парусности плавучих объектов, м2;
vt и vl — поперечная и продольная составляющие скорости течения обеспеченностью 2% за навигационный период, м/с.
9.1.3 Максимальные значения поперечной Q, кН, и продольной N, кН, горизонтальных сил от воздействия волн на плавучие объекты следует определять по формулам
Q = \chi\gamma_{1}\rho ghA_{l}, (106)
где \chi — коэффициент, принимаемый по рисунку 32, на котором ds — осадка плавучего объекта, м;
\gamma_{1} — коэффициент, принимаемый по таблице 28, в которой al — наибольший горизонтальный размер продольного силуэта подводной части плавучего объекта, м;
h — высота волн обеспеченностью 5% в системе, м;
Al и At — обозначения те же, что и в 9.1.2.
Рисунок 32 — График значений коэффициента \chi
Определение принимаемого коэффициента g1
| a_{1} \sqrt{\overline{\lambda}} | Коэффициент g1 |
| 0,5 и менее | 1 |
| 1 | 0,73 |
| 2 | 0,5 |
| 3 | 0,42 |
| 4 и более | 0,4 |
| Примечание — Период изменения волновой нагрузки принимают равным среднему периоду волн. | |
9.1.4 При расчете гидротехнических сооружений на действие нагрузок, передающихся от плавучих объектов на палы, корневые части причалов и анкерные опоры (для принятого количества, калибра и длины связей, значения натяжения связей в первоначальном состоянии, массы подвесных грузов и места их закрепления), необходимо определять:
- горизонтальные и вертикальные нагрузки на сооружения и анкерные опоры;
- наибольшие усилия в связях;
- перемещения плавучих объектов.
Примечание - На морях с приливами и отливами определение усилий в элементах раскрепления следует производить при самом высоком и самом низком уровнях воды.
9.1.5 Нагрузки на анкерные опоры, усилия в связях и перемещения плавучих объектов необходимо определять с учетом динамики действия волн. При этом соотношения периодов свободных и вынужденных колебаний плавучих объектов должны приниматься из условия недопущения резонансных явлений.
9.2. Нагрузки от навала пришвартованного судна на сооружение
Линейную нагрузку от навала пришвартованного судна на сооружение q, кН/м, под действием ветра, течения и волн, высота которых превышает допускаемые значения по таблице 29, определяют по формуле
q = 1,1 \frac{Q_{tot}}{l_{d}} , (108)
где Qtot — поперечная сила от суммарного воздействия ветра, течения и волн, кН, определяемая согласно 9.2, 9.3 и 9.4;
ld — длина участка контакта судна с сооружением, м, принимаемая в зависимости от соотношения длины причала L, м, и длины прямолинейной части борта судна (или обноса) l, м, соответственно:
Примечание - Для причального фронта, образованного несколькими опорами или палами, распределение нагрузки от пришвартованного судна следует принимать только на те из них, которые располагаются в пределах прямолинейной части борта судна.
Допускаемые значения высоты волн h5% для судна с расчетным водоизмещением D
9.3. Нагрузки от навала судна при подходе к сооружению
9.3.1 Кинетическую энергию навала судна Eq, кДж, при подходе его к портовому причальному сооружению определяют по формуле
E_{q} = \psi \frac{Dv^{2}}{2} , (109)
где D — расчетное водоизмещение судна, т;
v — нормальная (к поверхности сооружения) составляющая скорости подхода судна, м/с, принимаемая по таблице 30;
\psi — коэффициент, принимаемый по таблице 31. При этом для судов, швартующихся в балласте или порожнем, табличные значения y необходимо уменьшить на 15%.
Примечание - При определении кинетической энергии навала морских судов водоизмещением до 5 тыс. т, швартующихся на незащищенной акватории, нормальную составляющую скорости подхода, принимаемую по таблице 30, следует увеличивать в 1,5 раза.
Определение нормальной составляющей скорости подхода судна v
| Суда | Нормальная составляющая скорости подхода судна v, м/с, с расчетным водоизмещением D, тыс. т | ||||||
| до 2 | 5 | 10 | 20 | 40 | 100 | 200 и более | |
| Морские | 0,22 | 0,15 | 0,13 | 0,11 | 0,10 | 0,09 | 0,08 |
| Речные | 0,2 | 0,15 | 0,1 | - | - | - | - |
Определение принимаемого коэффициента \psi
9.3.2 Поперечную горизонтальную силу Fq, кН, от навала судна при подходе к сооружению необходимо определять для заданного значения энергии навала судна Eq, кДж, по графикам, полученным согласно схеме рисунка 33, следуя по направлению штриховой линии со стрелками.
а — от энергии Etot; б — от нагрузки Fq
Рисунок 33 — Схема построения графиков зависимости деформаций отбойного устройства (и причального сооружения) ft
Суммарная энергия деформации Etot, кДж, должна включать энергию деформации отбойных устройств Ee, кДж, и энергию деформации причального сооружения Ei, кДж. При Ee >= 10Ei величину Ei допускается не учитывать.
Энергию деформации причального сооружения Ei, кДж, определяют по формуле
E_{i} = \frac{1}{2} \cdot \frac{F_{q}^{2}}{k_{i}} , (110)
где ki — коэффициент жесткости причального сооружения в горизонтальном поперечном направлении, кН/м.
Продольную силу Fn, кН, от навала судна при подходе к сооружению определяют по формуле
где \mu — коэффициент трения, принимаемый в зависимости от материала лицевой поверхности отбойного устройства: при поверхности из бетона или резины \mu = 0,5 ; при деревянной поверхности \mu = 0,4 .
9.3.3 Допускаемое значение нормальной к поверхности сооружения составляющей скорости подхода судна vadm, м/с, определяют по формуле
v_{adm} = \sqrt{\frac{2E_{q}}{\psi D}} , (112)
где Eq — энергия навала, кДж, принимаемая по графикам, полученным согласно схеме рисунка 33 для случая наименьшей допускаемой силы Fq, на причальное сооружение (или на борт судна).
9.4. Нагрузки на сооружения от натяжения швартовов
9.4.1 Нагрузки от натяжения швартовов должны определяться с учетом распределения на швартовные тумбы (или рымы) поперечной составляющей суммарной силы Qtot, кН, от действия на одно расчетное судно ветра и течения. Значения Qtot, кН, принимаются согласно 9.2 и 9.3.
Воспринимаемую одной тумбой (или рымом) силу S, кН, на уровне козырька (см. рисунок 34), независимо от количества судов, швартовы которых заведены за тумбу, а также ее поперечную Sq, кН, продольную Sn, кН, и вертикальную Sv, кН, проекции определяют по формулам
S = \frac{Q_{tot}}{nsin\alpha cos\beta} , (113)
S_{q} = \frac{Q_{tot}}{n} , (114)
S_{n} = Scos\alpha cos\beta, (115)
где n — число работающих тумб, принимаемое по таблице 32;
\alpha , \beta — углы наклона швартова, град, принимаемые по таблице 33.
Рисунок 34 — Схема распределения усилия на тумбу от натяжения швартова
Определение числа работающих тумб n
| Наибольшая длина судна lmax, м | Наибольшее расстояние между тумбами ls, м | Число работающих тумб n |
|---|---|---|
| 50 и менее | 20 | 2 |
| 150 | 25 | 4 |
| 250 | 30 | 6 |
| 300 и более | 30 | 8 |
Определение углов наклона швартова \alpha , \beta
Значение силы от натяжения швартова S, кН, для судов речного флота должно приниматься по таблице 34.
Определение значения силы от натяжения швартова S для судов речного флота
Силу, передаваемую на каждую концевую тумбу носовыми или кормовыми продольными швартовами, для морских судов с расчетным водоизмещением более 50 тыс. т следует принимать равной продольной составляющей суммарной силы Ntot, кН, от действия ветра и течения на пришвартованное судно, определенной согласно требованиям 9.2 и 9.3.
9.4.2 Для специализированных причалов морских портов, состоящих из технологической площадки и отдельно стоящих палов, значения суммарных сил Qtot, Ntot от действия ветра и течения, определенные согласно 9.2 и 9.3, должны распределяться между группами швартовных канатов следующим образом:
Если каждая группа швартовов заводится на несколько палов, то распределение усилий между ними допускается принимать равномерным. Значения углов \alpha и \beta (см. рисунок 34) и число работающих тумб устанавливают по расположению швартовных палов.
10. Ледовые нагрузки на гидротехнические сооружения
10.1. Основные положения
10.1.1 Нагрузки ото льда на гидротехнические сооружения должны определяться на основе статистических данных о физико-механических свойствах льда, гидрометеорологических и ледовых условиях в районе сооружения для периода с наибольшими ледовыми воздействиями.
10.1.2 Прочностные характеристики льда при сжатии Rc и изгибе Rf, МПа, основные прочностные характеристики, определяющие значение ледовой нагрузки определяют по формулам
R_{c} = \sqrt{\frac{1}{N} \sum_{i = 1}^{N} (C_{i} + \Delta_{i})^{2}} , (117)
R_{f} = 0,4(C_{b} + \Delta_{b}), (118)
где N — количество слоев одинаковой толщины, на которое разбивается (по толщине) рассматриваемое ледяное поле. При этом N >= 3;
Ci — среднее (арифметическое) значение максимального предела прочности льда при одноосном сжатии, МПа, в i-м слое при температуре ti, определяемое по опытным данным (методика испытаний льда на одноосное сжатие дана в приложении Б);
\Delta_{i} — доверительная граница случайной погрешности определений Ci, МПа, определяемая методами математической статистики при заданных значениях доверительной вероятности \alpha и количестве параллельных измерений (числе испытанных образцов) n;
Cb и \Delta_{b} — среднее (арифметическое) значение прочности льда на одноосное сжатие при переходе от пластического разрушения к хрупко-пластическому, МПа, в нижнем слое рассматриваемого ледяного поля при температуре tb и доверительная граница случайной погрешности определений Cb, МПа, определяемые так же, как Ci и \Delta_{i} .
При отсутствии опытных данных допускается принимать значения (C_{i} + \Delta_{i}) по таблице 35 и 36.
Определение принимаемых значений (C_{i} + \Delta_{i})
Определение принимаемых значений (C_{i} + \Delta_{i})
| Тип кристаллической структуры морского льда | Количество жидкой фазы в i-м слое ледяного поля vi, % | |||||
| 1 | 10 | 25 | 50 | 100 | 200 | |
| Значения C_{i} \pm \Delta_{i} , МПа, при \alpha = 0,95 , n = 5 | ||||||
| Зернистый | 8,4 +/- 0,5 | 6,0 +/- 0,5 | 3,4 +/- 0,4 | 1,6 +/- 0,2 | 1,0 +/- 0,2 | 0,8 +/- 0,2 |
| Волокнистый | 6,0 +/- 0,5 | 3,9 +/- 0,4 | 1,9 +/- 0,2 | 0,7 +/- 0,1 | 0,4 +/- 0,1 | 0,3 +/- 0,1 |
| vi — количество жидкой фазы в i-м слое ледяного поля, %, определяемое по «Океанографическим таблицам» при заданных значениях температуры и солености льда ti и si; ti — температура льда в i-м слое ледяного поля, °C, определяемая по опытным данным, а при их отсутствии — по формуле ti = (tu — tb)zi + tb, (120) где tb — температура льда на границе лед-вода (температура замерзания), °C, определяемая по «Океанографическим таблицам» при заданном значении солености воды sw; tu, zi — обозначения те же, что в формуле (119) таблицы 35; si — соленость льда в i-м слое ледяного поля, определяемая по опытным данным, а при их отсутствии принимаемая одинаковой по толщине поля и равной 0,2sw для льда возрастом до двух месяцев или 0,15sw для льда возрастом два месяца и более. | ||||||
10.1.3 Расчетная толщина ровного льда hd, м, принимается равной:
- для пресноводного льда европейской части России и в районах Сибири, расположенных южнее 65° северной широты — 0,8 от максимальной за зимний период толщины льда 1%-ной обеспеченности;
- для районов азиатской части России, расположенных между 65° и 70° северной широты — 0,9 от максимальной толщины льда обеспеченностью 1%;
- для районов азиатской части России, расположенных севернее 70° северной широты — максимальной толщине льда 1%-ной обеспеченности;
- для морского льда — максимальной толщине льда 1%-ной обеспеченности.
В зимний период в случае смерзания сооружения с ледяным полем за трое суток и более до момента наибольшего воздействия льда на сооружение расчетная толщина льда на границе сооружение-лед принимается по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается толщину примерзшего к сооружению льда считать равной 1,5hd.
10.1.4 Строение ледяного поля (по толщине) определяется по данным кристаллографического исследования, а при их отсутствии допускается принимать:
- ледяной покров открытых озер, водохранилищ и крупных рек состоит из зернистого и призматического льдов;
- ледяной покров морей и устьевых участков рек, впадающих в моря, состоит из зернистого и волокнистого льдов;
- толщина слоя зернистого льда, располагающегося в верхней части ледяного покрова, составляет 0,25hd, а толщина слоя призматического или волокнистого льда — 0,75hd.
1 Настоящие требования распространяются на пресноводный и морской однолетний лед.
2 Доверительная вероятность значений Rc и Rf при расчетах ледовых нагрузок на сооружения II и III классов принята \alpha = 0,95 , а для сооружений I класса при соответствующем обосновании допускается назначать большую доверительную вероятность, но не выше \alpha = 0,99 .
3 Для морей арктического и дальневосточного бассейнов нагрузки на сооружения уточняются по опытным данным.
10.2. Нагрузки от ледяных полей на сооружения
10.2.1 Силу от воздействия движущихся ледяных полей на сооружения с вертикальной передней гранью определяют:
а) от воздействия ледяного поля на отдельно стоящую опору (см. рисунок 35), с передней гранью в виде треугольника, многогранника или полуциркульного очертания Fc,p, МН, по формуле
F_{c,p} = 0,04vh_{d} \sqrt{mAk_{b}k_{v}R_{c}tg\gamma} ; (121)
б) от воздействия ледяного поля на секцию протяженного сооружения (см. рисунок 36), Fc,w, МН, по формуле
F_{c,w} = 0,07vh_{d} \sqrt{Ak_{v}R_{c}} , (122)
где v — скорость движения ледяного поля, м/с, определяемая по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии принимают ее равной:
-
для водохранилищ и морей — 3% от значения скорости ветра 1%-ной обеспеченности в период движения льда;
m — коэффициент, принимаемый по таблице 37;
A — максимальная площадь ледяного поля (или суммарная площадь нескольких ледяных полей, оказывающих давление друг на друга) 1%-ной обеспеченности, м2, определяемая по натурным наблюдениям в данном или смежных пунктах;
kb — коэффициент, принимаемый по таблице 38;
kv — коэффициент, принимаемый по таблице 39;
\gamma — половина угла заострения передней грани опоры в плане на уровне действия льда, град (для опоры с передней гранью в виде многогранника или полуциркульного очертания принимают \gamma = 70^{\circ} ).
Рисунок 35 — Схема приложения нагрузки от движущегося ледяного поля на отдельно стоящую вертикальную опору
Рисунок 36 — Схема приложения нагрузки от движущегося ледяного поля на секцию сооружения
Определение принимаемого коэффициента m
Определение принимаемого коэффициента kb
При этом нагрузка Fc,p, определенная по формуле (121), не может быть больше нагрузки Fb,p, МН, определяемой по формуле
а нагрузка Fc,w, определенная по формуле (122), не может быть больше нагрузки Fb,w, МН, определяемой по формуле
где k — коэффициент, принимаемый по таблице 40.
Определение принимаемого коэффициента k
| Значения b/hd | Коэффициент k |
|---|---|
| 0,3 и менее | 1 |
| 1 | 0,9 |
| 3 | 0,8 |
| 10 | 0,6 |
| 20 | 0,5 |
| 30 и более | 0,4 |
Силу от воздействия ледяного поля на опору с передней гранью в виде прямоугольника определяют по формуле (126).
Rc и hd — обозначения те же, что в 10.2 и 10.3.
10.2.2 Силу от воздействия движущегося ледяного поля на отдельно стоящую коническую опору (см. рисунок 37) или конический ледорез полуциркульного очертания при отсутствии смерзания со льдом определяют по формулам:
F_{h,p} = [k_{h,1}R_{f}h_{d}^{2} + k_{h,2}\rho gh_{d}d^{2} + k_{h,3}\rho gh_{d}(d^{2} - d_{t}^{2})]k_{h,4}; (126)
F_{v,p} = k_{v,1}F_{h,p} + k_{v,2}\rho gh_{d}(d^{2} - d_{t}^{2}), (127)
а на секцию откосного профиля (см. рисунок 38) или отдельно стоящую опору прямоугольного сечения с наклонной передней гранью по формулам
F_{h} = 0,1R_{f}bh_{d}tg\beta; (128)
где kh,1, kh,2 — коэффициенты, принимаемые по таблице 41;
kh,3, kh,4, kv,1, kv,2 — коэффициенты, принимаемые по таблице 42;
g — ускорение свободного падения, равное 9,81 м/с2;
d — диаметр конуса по ватерлинии, м;
dt — верхний диаметр конуса, м;
\beta — угол наклона образующей конуса (передней грани сооружения откосного профиля) к горизонту, град;
Rf, hd, b — обозначения те же, что в 10.2, 10.3 и 10.5.
Рисунок 37 — Схема приложения нагрузок от движущегося ледяного поля на отдельно стоящую коническую опору
Рисунок 38 — Схема приложения нагрузок от движущегося ледяного поля на сооружение откосного профиля
Определение принимаемых коэффициентов kh,1, kh,2
| Значение \rho gd^{2}/R_{f}h_{d} | Коэффициенты | |
| kh,1 | kh,2 | |
| 0,1 | 1,6 | 0,31 |
| 0,5 | 1,6 | 0,24 |
| 1 | 1,7 | 0,21 |
| 5 | 1,9 | 0,11 |
| 10 | 2,1 | 0,08 |
| 25 | 2,5 | 0,05 |
| 50 | 2,9 | 0,02 |
| 100 | 3,5 | 0,02 |
Определение принимаемых коэффициентов kh,3, kh,4, kv,1, kv,2
| Значение \beta , град | Коэффициенты | |||
| kh,3 | kh,4 | kv,1 | kv,2 | |
| 20 | 0,25 | 0,7 | 2,2 | 0,041 |
| 30 | 0,27 | 0,9 | 1,6 | 0,042 |
| 40 | 0,31 | 1,3 | 1,1 | 0,039 |
| 50 | 0,36 | 1,8 | 0,8 | 0,034 |
| 60 | 0,46 | 2,6 | 0,5 | 0,026 |
| 70 | 0,67 | 5,3 | 0,3 | 0,017 |
| Примечания 1 Данные этой таблицы соответствуют коэффициенту трения между льдом и сооружением, равному 0,15. 2 В случае подвижки смерзшегося с коническим сооружением ледяного поля горизонтальная составляющая силы Fh,f, МН, определяется как на цилиндрическую опору с расчетной шириной b, равной диаметру конуса на уровне действия льда, по формуле F_{h,f} = k_{\beta}F_{b,p}, (130) | ||||
| где k_{\beta} — коэффициент, принимаемый по таблице 42; Fb,p — обозначение то же, что в 10.5. | ||||
| Вертикальная составляющая силы Fv,p в этом случае отсутствует. Таблица 43 | ||||
Определение принимаемого коэффициента k_{\beta}
| Угол наклона образующей конуса \beta , град | Коэффициент k_{\beta} |
|---|---|
| 45 | 0,6 |
| 60 | 0,7 |
| 75 | 0,9 |
| 90 | 1 |
10.2.3 Силу от воздействия движущегося ледяного поля на сооружение, состоящее из системы вертикальных колонн, Fp, МН (см. рисунок 39), определяют по формуле
где nt — общее число колонн в сооружении;
k1 — коэффициент, определяемый по формуле
k_{1} = 0,83 + 0,17n_{t}^{-}^{\frac{1}{2}} ; (132)
k2 — коэффициент, принимаемый по таблице 44;
hd, Fb,р, b и k — обозначения те же, что в 10.3 и 10.5.
Определение принимаемого коэффициента k2
| Значение b/a | Коэффициент k2 |
| 0,1 и менее | 1 |
| 0,5 | 0,55 + 0,45 \frac{k_{n}}{k} |
| 1 | \frac{k_{n}}{k} |
| Примечания 1 a — шаг колонн, м; kn — коэффициент, принимаемый по таблице 32 при (nfb)/hd; nf — число колонн в первом ряду по фронту сооружения. 2 Значения коэффициента k1, определенные по формуле (132), соответствуют коэффициенту вариации предела прочности льда при одноосном сжатии, равному 0,2. | |
Рисунок 39 — Схема приложения нагрузок от движущегося ледяного поля на сооружение из системы вертикальных колонн
10.2.4 Силу от воздействия остановившегося ледяного поля, наваливающегося на сооружение при действии течения воды и ветра Fs, МН, определяют по формуле
F_{s} = (p_{\mu} + p_{v} + p_{i} + p_{\mu,a})A, (133)
в которой величины p_{\mu} , pv, pi, и p_{\mu,a} , МПа, определяются по формулам
p_{\mu} = 5 \cdot 10^{- 6}v_{max}^{2}, (134)
p_{v} = 5 \cdot 10^{- 4} \frac{h_{d}v_{max}^{2}}{L_{m}} , (135)
p_{\mu,a} = 2 \cdot 10^{- 8}v_{w,max}^{2}, (137)
где vmax — максимальная скорость течения воды подо льдом 1%-ной обеспеченности в период ледохода, м/с;
vw,max — максимальная скорость ветра 1%-ной обеспеченности в период ледохода, м/с;
Lm — средняя длина ледяного поля по направлению потока, принимаемая по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии для рек допускается принимать Lm, равной утроенной ширине реки, м;
hd и A — обозначения те же, что в 10.3 и 10.5.
При этом сила Fs, определенная по формуле (133), не может быть больше силы Fb,w, определенной по формуле (125) при kv = 0,1.
Примечание - Расчетная ширина ледяного поля принимается по данным натурных наблюдений, а для затворов или аналогичных сооружений — не более ширины пролета сооружения.
10.2.5 Точку приложения равнодействующей ледовой нагрузки, определенной согласно 10.1 - 10.4, необходимо принимать ниже расчетного уровня воды на 0,2hd в зимний период, а в период весеннего ледохода — на 0,4hd.
Нагрузки на сооружения от движущегося торосистого ледяного поля необходимо увеличивать путем умножения их на коэффициент торосистости kr, принимаемый равным:
- для Азовского, Балтийского, Каспийского, Черного и Японского морей — 1,3;
- для Белого, Берингова, арктических и дальневосточных морей — 1,5.
При соответствующем обосновании допускается принимать для арктических и дальневосточных морей kr = 2.
10.3. Нагрузки на сооружения от сплошного ледяного покрова при его температурном расширении
10.3.1 Горизонтальную линейную нагрузку (на 1 м длины по фронту протяженного сооружения) от сплошного ледяного покрова при его температурном расширении q, МН/м, необходимо принимать равной наибольшему значению из полученных за рассматриваемый ряд лет.
Значения q определяются по графикам рисунка 40 при заданных значениях перепадов температуры воздуха \Delta\theta , °C, и соответствующих им реальных и приведенных толщинах льда, hc, м, и hred, м.
Рисунок 40 — График значений нагрузки q
Значения \Delta\theta следует выбирать из графика хода температуры воздуха по данным срочных наблюдений в ледоставный период для каждого года из рассматриваемого ряда лет (30 лет и более) при длительности перепадов от 5 ч до 20 сут.
Значения hc принимаются равными средним толщинам льда за время перепада температуры.
Значения hred, м, определяют по формуле
hred = hc + 1,43hs + hr, (138)
где hs — средняя толщина снега за время перепада температуры, м;
hr — добавочная толщина льда, м, принимаемая по таблице 44.
Определение принимаемой добавочной толщины льда hr
10.3.2 Силу от воздействия ледяного покрова на отдельно стоящее сооружение Ft, МН, определяют по формуле
где kl — коэффициент, принимаемый по таблице 46;
b и q — обозначения те же, что в 10.5 и 10.10.
Определение принимаемого коэффициента kl
| Значение L/b | Коэффициент kl |
| 1 | 1 |
| 5 | 2 |
| 15 | 4 |
| 25 | 6 |
| 50 | 10 |
| 75 | 14 |
| 109 | 17 |
| Примечание — L - расстояние от отдельно стоящего сооружения до берега или протяженного сооружения, м. | |
При этом сила Ft, определенная по формуле (139), не может быть больше силы Ft,b, МН, определяемой по формуле
где Rc — обозначение то же, что в 10.2.
10.3.3 Точку приложения равнодействующей ледовой нагрузки, определенной согласно 10.10 и 10.11, принимают ниже расчетного уровня воды на 0,25hc.
10.4. Нагрузки на сооружения от заторных и зажорных масс льда
10.4.1 Силу от движущейся заторной массы льда на отдельно стоящую опору Fb,i, МН, определяют по формуле
где Rb,i — нормативное сопротивление заторной массы льда смятию, МПа, определяемое по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии принимают равными:
- для участков рек севернее линии Воркута — Ханты-Мансийск — Красноярск — Улан-Удэ — Благовещенск — Николаевск-на-Амуре — 0,45 МПа;
- между линиями Воркута — Ханты-Мансийск — Красноярск — Улан-Удэ — Благовещенск — Николаевск-на-Амуре и Архангельск — Киров — Уфа — Усть-Каменогорск — 0,35 МПа;
- южнее линии Архангельск — Киров — Уфа — Усть-Каменогорск — 0,25 МПа;
hb,i — расчетная толщина заторной массы, м, определяемая по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии по формуле
где ai — коэффициент, принимаемый по таблице 47;
Hb,i — средняя глубина реки выше затора при максимальном расходе воды заторного периода, м;
m, b — обозначения те же, что в 10.5.
Определение принимаемого коэффициента ai
| Значение Hb,i, м | Коэффициент ai |
|---|---|
| 3 | 0,85 |
| 5 | 0,75 |
| 10 | 0,45 |
| 15 | 0,40 |
| 20 | 0,35 |
| 25 | 0,28 |
10.4.2 Силу от движущейся зажорной массы льда на отдельно стоящую опору Fb,j, МН, определяют по формуле
где Rb,j — нормативное сопротивление зажорной массы смятию, МПа, определяемое по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается принимать равным 0,12 МПа;
hj — расчетная толщина зажора, м, определяемая по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается принимать равной 0,8 от средней глубины потока при расходе воды зажорного периода;
m, b — обозначения те же, что в 10.5.
10.5. Нагрузки от примерзшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды
10.5.1 Вертикальную линейную нагрузку (на 1 м длины по фронту сооружения) от примерзшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды fd, МН/м (см. рисунок 41), определяют по формуле
f_{d} = 0,2h_{0} \sqrt[4]{h_{max}^{3}} , (144)
где h0 — изменение уровня воды, м. При этом h0 <= hmax;
hmax - максимальная толщина ледяного покрова, м, обеспеченностью 1%.
а) — при понижении уровня воды (УВ); б) — при повышении уровня воды (УВ); УВЛ — уровень воды при ледоставе
Рисунок 41 — Схема приложения нагрузок от примерзшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды (УВ)
10.5.2 Момент силы, воспринимаемый 1 м протяженного сооружения от примерзшего ледяного покрова, Ml, МНм/м, при изменении уровня воды (см. рисунок 41) определяют по формуле
M_{l} = 2,6h_{0} \sqrt{h_{max}^{3}} , (145)
где h0, hmax — обозначения те же, что в 10.15.
При этом момент силы Ml, определенный по формуле (145), не может быть больше момента Ml,lim, МНм/м, необходимо определять по формуле
M_{l,lim} = \frac{h_{max}^{2}(\sigma_{c,lim} + \sigma_{t,lim})}{12} , (146)
где \sigma_{c,lim} — предельное напряжение в сжатом слое изгибаемого ледяного покрова, МПа, определяемое в случае понижения уровня воды как (C_{i} + \Delta_{i}) для нижнего слоя ледяного покрова при температуре tb или в случае повышения уровня воды верхнего слоя ледяного покрова при температуре tu;
\sigma_{t,lim} — предельное напряжение в растянутом слое изгибаемого ледяного покрова, МПа, определяемое в случае понижения уровня воды как 0,3 (C_{i} + \Delta_{i}) для верхнего слоя ледяного покрова при температуре tu или в случае повышения уровня воды нижнего слоя ледяного покрова при температуре tb;
Ci, \Delta_{i} , tu и tb — обозначения согласно 10.1.
10.5.3 Вертикальную силу на отдельно стоящую опору или свайный куст от примерзшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды Fd,p, МН (см. рисунок 42), определяют по формуле
F_{d,p} = k_{f}R_{f}h_{max}^{2}, (147)
где kf — коэффициент, определяемый по формуле
где D — поперечный размер (диаметр) опоры или свайного куста, м;
Rf и hmax — обозначения те же, что в 10.2 и 10.15.
Примечание - При прямоугольной форме опоры в плане со сторонами b и c, м, или для сооружения, состоящего из системы колонн, или куста свай с внешними габаритами опорной части на уровне действия льда b и c, м, допускается принимать D = \sqrt{bc} , м.
а — при понижении уровня воды (УВ); б — при повышении уровня воды (УВ)
Рисунок 42 — Схемы приложения нагрузки от примерзшего к отдельно стоящей опоре ледяного покрова при изменении уровня воды (УВ)
10.5.4 Вертикальную силу на сооружение, состоящее из системы вертикальных колонн, от примерзшего к опорам ледяного покрова при изменении уровня воды Fd,f, МН (см. рисунок 43), определяют по формуле
где K — коэффициент, определяемый как произведение коэффициентов Kk для k-х колонн (принимаемых по графикам рисунка 44 при заданных значениях ak,b и hmax):
K = \prod_{k = 1}^{n_{t} - 1} K_{k}, (150)
где ak — расстояние от оси произвольно выбранной основной колонны до оси k-й колонны (см. рисунок 43), м;
b, nt, hmax и Fd,p — обозначения те же, что в 10.5, 10.7, 10.15 и 10.17.
Рисунок 43 — Схемы приложения нагрузки от примерзшего к сооружению из системы вертикальных колонн ледяного покрова при повышении уровня воды (УВ)
Примечание - При понижении уровня воды (УВ) сила Fd,f направлена вниз.
Рисунок 44 — Графики значений коэффициента Kk
ЭЛЕМЕНТЫ ВОЛН НА ОТКРЫТЫХ И ОГРАЖДЕННЫХ АКВАТОРИЯХ
А.1 При определении элементов волн на открытых и огражденных акваториях необходимо учитывать следующие волнообразующие факторы: скорость ветра (ее величину и направление), продолжительность непрерывного действия ветра над водной поверхностью, размеры и конфигурацию охваченной ветром акватории, рельеф дна и глубину водоема с учетом колебаний уровня воды.
А.2 Расчетные уровни воды и характеристики ветра необходимо определять по результатам статистической обработки данных многолетних (не менее 25 лет) рядов наблюдений в безледные сезоны. При этом расчетные уровни воды должны определяться с учетом приливо-отливных, сгонно-нагонных, сезонных и годовых колебаний уровней.
А.3 Расчеты элементов волн необходимо производить с учетом деления водоема на следующие зоны по глубине:
- глубоководная — с глубиной d>0,5\overline{\lambda_{d}} , где дно не влияет на основные характеристики волн;
- мелководная — с глубиной 0,5\overline{\lambda_{d}} \geq d>d_{cr} , где дно оказывает влияние на развитие волн и основные их характеристики;
- прибойная — с глубиной от dcr до dcr,u, в пределах которой начинается и завершается разрушение волн;
- приурезовая — с глубиной менее dcr,u, в пределах которой поток от разрушенных волн периодически накатывается на берег.
А.4 При определении устойчивости и прочности гидротехнических сооружений и их элементов расчетную обеспеченность высот волн в системе необходимо принимать по таблице А.1.
Принимающая расчетная обеспеченность высот волн в системе
1 При определении нагрузок на сооружения необходимо принимать высоту волны заданной обеспеченности в системе hi и среднюю длину волны \overline{\lambda} . Для сквозных конструкций следует определять максимальное воздействие волн при изменении длины расчетной волны в пределах от 0,8 до 1,4\overline{\lambda} .
2 Расчетную обеспеченность высот волн в системе необходимо принимать:
3 При назначении высотных отметок сквозных сооружений, возводимых на открытых акваториях, допускается расчетную обеспеченность высот волн в системе принимать 0,1% при надлежащем обосновании.
Максимальный расчетный уровень воды следует принимать согласно соответствующим требованиям обеспеченности расчетных уровней, которые должны быть не более: для сооружений I класса — 1% (один раз в 100 лет), II и III классов — 5% (один раз в 20 лет), а для IV класса — 10% (один раз в 10 лет) по наивысшим годовым уровням в безледный период.
Примечание - Для берегоукрепительных сооружений в безливных морях обеспеченности расчетных уровней необходимо принимать:
- по наивысшим годовым уровням — для подпорных гравитационных стен (волнозащитных) II класса — 1%; III класса — 25%; для искусственных пляжей без сооружений (IV класс) — 1%;
- по среднегодовым уровням — для подпорных (волнозащитных) стен IV класса, бун и подводных волноломов IV класса — 50%; для искусственных пляжей с защитными сооружениями (буны, подводные волноломы — IV класс) — 50%.
А.6 Высоту ветрового нагона \Delta h_{set} , м, принимают по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии (без учета конфигурации береговой линии и при постоянной глубине дна d) определяют по формуле
\Delta h_{set} = K_{w} \frac{V_{w}^{2}L}{g(d + 0,5\Delta h_{set})} cos\alpha_{w}, (А.1)
где \alpha_{w} — угол между продольной осью водоема и направлением ветра, град;
Vw — расчетная скорость ветра, определяемая по пункту А.9;
Kw — коэффициент, принимаемый по таблице А.2.
Определение принимаемого коэффициента Kw
| Vw | Kw·106 |
|---|---|
| 20 | 2,1 |
| 30 | 3 |
| 40 | 3,9 |
| 50 | 4,8 |
А.7 Расчетные характеристики ветра
При определении элементов ветровых волн и ветрового нагона должны приниматься обеспеченности расчетного шторма для сооружений I и II классов — 2% (один раз в 60 лет) и III и IV классов — 4% (один раз в 25 лет).
Для сооружений I и II классов допускается обеспеченность расчетного шторма принимать 1% (один раз в 100 лет) при надлежащем обосновании.
А.8 Сочетание обеспеченности скорости ветра с обеспеченностью уровня воды следует принимать для сооружений I и II классов, в том числе для условий водохранилищ при нормальном подпорном уровне (НПУ), согласно А.5 и А.7 и уточнять по данным натурных наблюдений.
А.9 Расчетную скорость ветра на высоте 10 м над поверхностью водоема Vw, м/с, определяют по формуле
где Vl — скорость ветра на высоте 10 м над поверхностью земли (водоема), соответствующая 10-минутному интервалу осреднения и обеспеченности, принимая по пункту А.7;
kfl — коэффициент пересчета данных по скоростям ветра, измеренным по флюгеру, принимаемый по формуле k_{fl} = 0,675 + \frac{4,5}{V_{l}} , но не более 1;
kl — коэффициент приведения скорости ветра к условиям водной поверхности для водоемов (в том числе проектируемых) с характерной протяженностью до 20 км, принимаемый: равным единице при измерении скорости ветра Vl над водной поверхностью, над ровной песчаной (пляжи, дюны и пр.) или в покрытой снегом местностью; по таблице А.3 — при измерении скорости ветра над местностью типа A, B или C.
Измерение скорости ветра над местностью типа A, B или C
| Скорость ветра Vl, м/с | Значения коэффициента kl при типе местности | ||
| A | B | C | |
| 10 | 1,1 | 1,3 | 1,47 |
| 15 | 1,1 | 1,28 | 1,44 |
| 20 | 1,09 | 1,26 | 1,42 |
| 25 | 1,09 | 1,25 | 1,39 |
| 30 | 1,09 | 1,24 | 1,38 |
| 35 | 1,09 | 1,22 | 1,36 |
| 40 | 1,08 | 1,21 | 1,34 |
А.10 При предварительном определении элементов волн среднее значение разгона, м, для заданной расчетной скорости ветра Vw, м/с, определяют по формуле
L = K_{vis} \frac{\nu}{V_{w}} , (А.3)
где kvis — коэффициент, принимаемый равным 5·1011;
\nu — коэффициент кинематической вязкости воздуха, принимаемый равным 10-5, м2/с.
Значения предельного разгона Lu, м, допускается принимать по таблице А.4 для заданной расчетной скорости ветра Vw, м/с.
Определение значения предельного разгона Lu
| Скорость ветра Vw, м/с | Значения предельного разгона Lu·10-3, м |
|---|---|
| 20 | 1600 |
| 25 | 1200 |
| 30 | 600 |
| 40 | 200 |
| 50 | 100 |
А.11 Расчетные скорости ветра при разгонах менее 100 км допускается определять по данным натурных наблюдений над максимальными ежегодными значениями скоростей ветра без учета их продолжительности.
А.12 Расчетные скорости ветра при разгонах более 100 км следует определять с учетом их пространственного распределения (см. приложение В).
А.13 Элементы волн в глубоководной зоне
Среднюю высоту \overline{h_{d}} , м, и средний период волн \overline{T} , с, в глубоководной зоне необходимо определять по верхней огибающей кривой рисунка А.1. По значениям безразмерных величин gt/Vw и gL/V_{w}^{2} и верхней огибающей кривой необходимо определять значения g\overline{h_{d}}/V_{w}^{2} и g\overline{T}/V_{w} и по меньшим их величинам принять среднюю высоту и средний период волн.
Рисунок А.1 — Графики для определения элементов ветровых волн в глубоководной и мелководной зонах
Среднюю длину волн \overline{\lambda_{d}} , м, при известном значении \overline{T} определяют по формуле
\overline{\lambda_{d}} = \frac{g\overline{T^{2}}}{2\pi} . (А.4)
Примечание - При переменных скоростях ветра вдоль разгона волн принимают \overline{h_{d}} по результатам последовательного определения высоты волны для участков с постоянными значениями скорости ветра.
А.14 При сложной конфигурации береговой черты среднюю высоту волны, м, определяют по формуле
\overline{h_{d}} = 0,1 \sqrt{25\overline{h_{n}^{2}} + 21(\overline{h_{n}^{2}} + \overline{h_{- n}^{2}}) + 13(\overline{h_{n}^{2}} + \overline{h_{- n}^{2}}) + 3,5(\overline{h_{n}^{2}} + \overline{h_{- n}^{2}})} , (А.5)
где \overline{h_{n}} , м (при n = 1; +/- 2; +/- 3; +/- 4) — средние высоты волн, которые должны приниматься согласно рисунку А.1, по расчетной скорости ветра и проекциям лучей Ln, м, на направление главного луча, совпадающего с направлением ветра. Лучи проводятся из расчетной точки до пересечения с линией берега с интервалом +/- 22,5 град от главного луча.
При наличии перед расчетным створом большого количества препятствий в виде островов с угловыми размерами менее +/- 22,5 град и суммой угловых размеров более 22,5 град среднюю высоту волн \overline{h_{n}} , м, в секторе n необходимо определять по формуле
\overline{h_{n}} = \sqrt{\sum_{i = 1}^{k_{n}} \chi_{ni}\overline{h_{ni}^{2}} + \sum_{j = 1}^{l_{n}} \nu_{nj}\overline{h_{nj}^{2}}} , (А.6)
где \chi_{ni} , \nu_{nj} — соответственно угловые размеры i-го препятствия и j-го промежутка между соседними препятствиями, отнесенные к углу 22,5 град (i = 1, 2, 3, ..., kn; j = 1, 2, 3, ..., ln) в пределах n-го сектора, назначаемого в интервале +/- 11,25 град от направления луча.
Средние высоты волн \overline{h_{ni}} , \overline{h_{nj}} , м, определяют по рисунку А.1 по расчетной скорости ветра и разгону L, равному проекциям лучей Lni и Lnj, м, на направление ветра. Лучи Lni и Lnj равны соответственно расстоянию от расчетной точки до пересечения с i-м препятствием или подветренным берегом в j-м промежутке.
Средний период волн определяется по безразмерной величине g\overline{T}/V_{w} , которая принимается согласно рисунку А.1 при известной безразмерной величине g\overline{h_{d}}/V_{w}^{2} . Среднюю длину волн определяют по формуле (А.4).
Примечание - Конфигурация береговой черты принимается сложной, если величина Lmax/Lmin >= 2, где Lmax и Lmin — наибольший и наименьший лучи, проведенные из расчетной точки в секторе +/- 45 град от направления ветра до пересечения с подветренным берегом.
А.15 Высоту волны i%-ной обеспеченности в системе hd,i, м, определяют путем умножения средней высоты волн на коэффициент ki, принимаемый по графикам рисунка А.2 для безразмерной величины gL/V_{w}^{2} . При сложной конфигурации береговой черты значение gL/V_{w}^{2} должно приниматься по величине g\overline{h_{d}}/V_{w}^{2} и верхней огибающей кривой рисунка А.1.
Рисунок А.2 — Графики значений коэффициента ki
Элементы волн с обеспеченностью по режиму 1; 2; 4% необходимо принимать по функциям распределения, определяемым по натурным данным, а при их отсутствии или недостаточности — по результатам обработки синоптических карт (см. приложение В).
А.16 Превышение вершины волны над расчетным уровнем \eta_{c} , м, определяют по безразмерной величине \eta_{c}/h_{i} (см. рисунок А.3) для данного значения h_{i}/g\overline{T_{2}} , принимая d/\overline{\lambda_{d}} = 0,5 .
Рисунок А.3 — Графики для определения значений \eta_{c}/h_{i} в мелководной и \eta_{c,sur}/h_{i} в прибойной зонах
А.17 Элементы волн в мелководной зоне
Высоту волн i%-ной обеспеченности hi, м, в мелководной зоне с уклонами дна 0,002 и более определяют по формуле
h_{i} = k_{t}k_{r}k_{l}k_{i}\overline{h_{d}}, (А.7)
где kt — коэффициент трансформации;
kl — обобщенный коэффициент потерь.
Коэффициенты kt, kr и kl следует определять по А.18.
Длину волн, перемещающихся из глубоководной в мелководную зону, определяют по рисунку А.4 при заданных безразмерных величинах d/\overline{\lambda_{d}} и h_{1\%}/g\overline{T^{2}} . При этом период волн принимается равным периоду волн в глубоководной зоне.
Рисунок А.4 — Графики для определения значений \overline{\lambda}/\overline{\lambda_{d}} в мелководной и \overline{\lambda_{sur}}/\overline{\lambda_{d}} в прибойной зонах
Превышение вершины волны над расчетным уровнем hc, м, определяют по рисунку А.3 для данных безразмерных величин d/\overline{\lambda_{d}} и h_{1\%}/g\overline{T^{2}} . При этом период волн принимается равным периоду волн в глубоководной зоне.
А.18 Коэффициент трансформации принимают по графику 1 рисунка А.5. Коэффициент рефракции определяют по формуле
k_{r} = \sqrt{\frac{a_{d}}{a}} , (А.8)
где ad — расстояние между смежными волновыми лучами в глубоководной зоне, м;
a — расстояние между теми же лучами по линии, проходящей через заданную точку мелководной зоны, м.
Рисунок А.5 — Графики для определения 1 — коэффициента kt; 2, 3 и 4 — величины d_{cr}/\overline{\lambda_{d}}
Лучи волн на плане рефракции в глубоководной зоне необходимо принимать по заданному направлению распространения волн, а в мелководной зоне их следует продолжать в соответствии со схемой и графиками рисунка А.6.
Рисунок А.6 — Схема (а) и графики (б) для построения плана рефракции
Обобщенный коэффициент потерь kl должен определяться по заданным значениям величины d/\overline{\lambda_{d}} и уклону дна i в соответствии с таблицей А.5. При уклонах дна 0,03 и более следует принимать значение обобщенного коэффициента потерь равным единице.
Примечание - Значение коэффициента kr допускается принимать по результатам определения коэффициентов рефракции для волновых лучей, проводимых из расчетной точки в направлениях через 22,5 град от главного луча.
Определение обобщенного коэффициента потерь kl по заданным значениям d/\overline{\lambda_{d}} и уклона дна i
А.19 Среднюю высоту и средний период волн в мелководной зоне с уклонами дна 0,001 и менее необходимо определять по графикам рисунка А.1. По безразмерным величинам gL/V_{w}^{2} и gd/V_{w}^{2} принимаются значения g\overline{h}/V_{w}^{2} и g\overline{T}/V_{w}^{2} и по ним определяются \overline{h} и \overline{T} .
Высоту волны i%-ной обеспеченности в системе следует определять путем умножения средней высоты волн на коэффициент ki, принимаемый по графикам рисунка А.2. По безразмерным величинам gd/V_{w}^{2} и gL/V_{w}^{2} определяются значения коэффициента ki, из которых принимается наименьший.
Среднюю длину волн при известном значении среднего периода определяют в соответствии с А.13.
Превышение вершины волны над расчетным уровнем определяют по рисунку А.3.
Примечание — Элементы волн, перемещающихся из мелководной зоны с уклонами дна 0,001 и менее в зону с уклонами дна 0,002 и более, необходимо определять согласно пунктам А.17 и А.18. При этом принимается значение исходной средней высоты \overline{h} = \overline{h_{d}} .
А.20 Элементы волн в прибойной зоне
Высоту волн в прибойной зоне hsur 1%, м, определяют для заданных уклонов дна i по графикам 2, 3 и 4 рисунка А.5. При этом по безразмерной величине d/\overline{\lambda_{d}} принимается значение h_{sur1\%}/g\overline{T^{2}} и соответственно определяется hsur 1%.
Длину волны в прибойной зоне \overline{\lambda_{sur}} , м, определяют по верхней огибающей кривой рисунка А.4, превышение вершины волны над расчетным уровнем \eta_{c,sur} , м — по верхней огибающей кривой рисунка А.3.
А.21 Критическую глубину dcr, м, при первом обрушении волн определяют для заданных уклонов дна i по графикам 2, 3 и 4 рисунка А.5 методом последовательных приближений. По ряду задаваемых значений глубин d в соответствии с пунктами А.17 и А.18 определяются величины h_{i}/g\overline{T^{2}} и по графикам 2, 3 и 4 рисунка А.5 - соответствующие им значения d_{cr}/\overline{\lambda_{d}} , из которых принимается dcr, численно совпадающее с одной из задаваемых глубин d.
А.22 Критическую глубину, соответствующую последнему обрушению волн dcr,u при постоянном уклоне дна, определяют по формуле
d_{cr,u} = k_{u}^{n - 1}d_{cr}, (А.9)
где ku — коэффициент, принимаемый по таблице А.6;
n — число обрушений (включая первое), принимаемое из ряда n = 2, 3 и 4 при выполнении неравенств:
k_{u}^{n - 2} \geq 0,43 и k_{u}^{n - 1}<0,43 .
Определение принимаемого коэффициента ku
| Уклон дна i | Коэффициент ku |
|---|---|
| 0,01 | 0,75 |
| 0,015 | 0,63 |
| 0,02 | 0,56 |
| 0,025 | 0,5 |
| 0,03 | 0,45 |
| 0,035 | 0,42 |
| 0,04 | 0,4 |
| 0,045 | 0,37 |
| 0,05 | 0,35 |
При определении глубины последнего обрушения dcr,u коэффициент ku или произведение коэффициентов не должны приниматься менее 0,35.
При уклонах дна более 0,05 следует принимать значение критической глубины dcr = dcr,u.
Примечание - При переменных уклонах дна допускается принимать dcr,u по результатам последовательного определения критических глубин для участков дна с постоянными уклонами.
А.23 Элементы волн на огражденной акватории
Высоту дифрагированной волны hdif, м, на огражденной акватории определяют по формуле
где kdif — коэффициент дифракции волн, определяемый согласно А.24, А.25 и А.26;
hi — высота исходной волны i%-ной обеспеченности.
В качестве расчетной длины принимается исходная длина \overline{\lambda} на входе в акваторию.
А.24 Коэффициент дифракции волн kdif для акватории, огражденной одиночным молом (при заданном значении угла \beta , град, относительном расстоянии от головы мола до точки в расчетном створе r/\overline{\lambda} и значении угла j, град), следует принимать в соответствии со схемой и графиками рисунка А.7 согласно штриховой линии со стрелками.
Рисунок А.7 — Графики для определения значений коэффициента kdif,s
А.25 Коэффициент дифракции волн kdjf,c на акватории, огражденной сходящимися молами, определяют по формуле
k_{dif,c} = k_{dif,s}\psi_{c}, (А.11)
где \psi_{c} — коэффициент, принимаемый по рисунку А.8 для данных значений dc и kdlf,cp.
Рисунок А.8 — Графики значений коэффициента \psi_{c}
Величину dc определяют по формуле
d_{c} = \frac{l_{1} + l_{2} + b}{2b} , (А.12)
где l1 и l2 — расстояния от границ волновой тени (ГВТ) до границ дифракции волн (ГДВ), принимаемые в соответствии со схемой и графиками рисунка А.9 согласно штриховой линии со стрелками;
b — ширина входа в порт, м, принимаемая равной проекции расстояния между головами молов на фронт исходной волны.
Значение коэффициента kdjf,cp определяется так же, как и kdif, согласно А.24 для точки пересечения главного луча с фронтом волн в расчетном створе.
Положение главного луча на схеме рисунка А.9 а необходимо принимать по точкам, расположенным от границы волновой тени (ГВТ) мола с меньшим углом \varphi_{i} , град, на расстояниях x, м, определяемых по формуле
x = \frac{l_{1}l_{a1} - l_{a1}(l_{2} - b)}{l_{a1} + l_{a2}} , (А.13)
где la1 и la2 - величины, принимаемые в соответствии со схемой и графиками рисунка А.9.
Рисунок А.9 — Схема (а) и графики (б) для определения величин i и la
А.26 Коэффициент дифракции волн kdif,b для акватории, огражденной волноломом, определяют по формуле
k_{dif,s1} = \sqrt{k_{dif,s1}^{2} + k_{dif,s2}^{2}} , (А.14)
где kdif,s1 и kdif,s2 — коэффициенты дифракции волн, определяемые для головных участков волнолома согласно А.24.
А.27 Высоту дифрагированной волны с учетом отражения ее от сооружений и преград hdif,r, м, в данной точке огражденной акватории определяют по формуле
hdif,r = (kdif + kref)hi, (А.15)
k_{ref} = k_{dif,s}k_{r}k_{p}k_{ref,i}e^{-}^{\frac{0,08}{\overline{\lambda}}} \sqrt[r]{cos\theta_{r}} , (А.16)
kdif,s — коэффициент дифракции в створе отражающей поверхности, определяемый согласно пунктам А.24, А.25 и А.26;
kr и kp — коэффициенты, определяемые согласно 6.14;
\theta_{r} — угол между фронтом волны и отражающей поверхностью, град;
\frac{r}{\overline{\lambda}} — относительное расстояние от отражающей поверхности до расчетной точки по лучу отраженной волны. При этом направление луча отраженной волны принимается из условия равенства углов подхода и отражения волн;
kref,i — коэффициент отражения, принимаемый по таблице А.7. При угле наклона отражающей поверхности к горизонту более 45 град принимают коэффициент отражения kref,i = 1.
Примечание — Высоту волны на огражденной акватории с меняющимися глубинами уточняют согласно А.17 и А.18 при надлежащем обосновании.
Определение принимаемого коэффициента отражения kref,i
| Пологость волны \frac{\overline{\lambda}}{h_{dif}} | Значения kref,i при уклонах отражающей поверхности i | ||
| 1 | 0,5 | 0,25 | |
| 10 | 0,5 | 0,02 | 0,0 |
| 15 | 0,8 | 0,15 | 0,0 |
| 20 | 1 | 0,5 | 0,0 |
| 30 | 1 | 0,7 | 0,05 |
| 40 | 1 | 0,9 | 0,18 |
ИСПЫТАНИЕ ЛЬДА НА ОДНООСНОЕ СЖАТИЕ
Б.1 Отбор, изготовление и подготовка образцов к испытанию
Образцы льда отбирают из № слоев ледяного поля таким образом, чтобы их длинные оси были перпендикулярны направлению роста кристаллов. При этом N >= 3, толщина испытываемого ледяного поля должна быть не менее 0,6hd.
Образцы льда изготавливают в виде призм квадратного сечения или цилиндров круглого сечения с отношением высоты к ширине (диаметру), равным 2,5. Ширина образца не менее чем в 10 раз превышает средний поперечный размер кристалла, определяемый по данным кристаллографического исследования.
Отклонение размеров образцов от номинальных не превышает (+/- 1)%. Образцы имеют гладкую ровную поверхность без трещин, сколов, раковин, заусенцев и др. дефектов.
Цилиндрические образцы изготавливают на токарном станке, а призматические — на горизонтально-фрезерном станке.
Грани призматических образцов рекомендуется обрабатывать попарно двумя фрезами, установленными на одном валу с расстоянием между ними, равным ширине образца при обработке боковых граней и с расстоянием, равным высоте образца при обработке опорных граней.
Перед испытанием образцы исследуемого слоя выдерживаются не менее чем 1 ч при температуре слоя ti, определяемой по опытным данным, а при их отсутствии — по формулам (120) и (121).
Испытательные машины должны быть устроены по типу машин с управляемой скоростью деформации. Наибольшая создаваемая машиной нагрузка должна не менее чем в два раза превышать разрушающую нагрузку для испытываемых образцов.
Испытательные машины должны иметь автоматическую запись кривой «нагрузка-деформация», обеспечивать измерение нагрузки с погрешностью не более (+/- 5)%.
Образцы сжимаются вдоль длинных осей.
Образцы исследуемого слоя следует испытывать при температуре ti и постоянной скорости деформации, принимаемой для пресноводного льда равной \epsilon_{c} = 3 \cdot 10^{- 4} , с-1, а для морского льда по таблице Б.1.
Температура льда в i-ом слое ti для морского льда
| Температура льда в i-ом слое ti, °C | Значение \epsilon_{c} = 3 \cdot 10^{- 4} , с-1 |
|---|---|
| -2 | 0,5 |
| -10 | 1,5 |
| -15 | 2,0 |
| -23 и ниже | 3,0 |
Разрушающее напряжение (предел прочности) при сжатии для каждого образца Cj, МПа, определяют по формуле
C_{j} = \frac{(P_{max})_{j}}{f} , (Б.1)
где (Pmax)j - разрушающая (пиковая) нагрузка для j-го образца, определяемая по диаграмме «нагрузка-деформация», МН;
f — площадь первоначального поперечного сечения образца, м2.
За результат испытания серии образцов исследуемого слоя принимается величина C_{i} \pm \Delta_{i} , где Ci — среднеарифметическое значение параллельных определений предела прочности льда на одноосное сжатие, МПа, вычисляемое по формуле
C_{i} = \frac{1}{n} \sum_{j = 1}^{n} C_{j}. (Б.2)
1, 2 — пластическое разрушение; 3 — хрупко-пластическое разрушение; 4 — хрупкое разрушение
Рисунок Б.1 — Диаграммы «нагрузка-деформация» для льда, испытываемого при различных постоянных скоростях деформации: \epsilon_{1}<\epsilon_{2}<\epsilon_{3}<\epsilon_{4}
Графически результат испытания серии образцов исследуемого слоя изображается точкой и двумя разными отрезками, отложенными вверх и вниз от этой точки; точка соответствует среднеарифметическому значению предела прочности льда, а отрезок — среднеквадратическому отклонению случайной погрешности измерений. Указание количества испытанных образцов обязательно.
Примеры графического представления результатов испытаний нескольких серий образцов показаны на рисунках Б.2 и Б.3.
- призматический лед (размеры образцов 25 x 25 x 50 см);
- зернистый (снежный) лед (15 x 15 x 30 см);
- волокнистый (шестовато-игольчатый) лед (22 x 22 x 45 см), n = 5.
Научно-исследовательская станция «Ладожское озеро»,
ААНИИ, 1979 — 1981 г.г.
Рисунок Б.2 — Зависимость максимального предела прочности пресноводного льда при одноосном сжатии от температуры
- зернистый лед;
- волокнистый лед.
Размеры образцов 4 x 4 x 10 см, n = 5.
Дрейфующая научно-исследовательская станция
«Северный полюс-24», ААНИИ, 1978 — 1979 гг.
Рисунок Б.3 — Зависимость максимального предела прочности морского льда при одноосном сжатии от количества жидкой фазы
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ВЕТРА ПО ДАННЫМ СИНОПТИЧЕСКИХ КАРТ
Пространственное распределение скорости ветра необходимо учитывать путем построения полей ветра, определяемых по данным синоптических карт. Расчетные скорости ветра допускается определять в соответствии с графиком (см. рисунок В.1) для заданной географической широты \varphi , используя расстояние между изобарами a, m. mile, и радиус кривизны изобар R, m. mile. Направление ветра отклоняют на угол 15 град от изобары в сторону низкого давления.
а — \varphi \geq 50^{\circ}\text{с}.\text{ш}. ; б — \varphi \geq 35^{\circ} - 49^{\circ}\text{с}.\text{ш}.
Рисунок В.1 — Графики для определения расчетной скорости ветра Vw, м/с, по данным синоптических карт при циклонических изобарах, проведенных через 0,5 кПа
БИБЛИОГРАФИЯ
| [1] | СП 20.13330.2011 Свод правил. Нагрузки и воздействия. Актуализированная редакция СНиП 2.01.07-85 |
|---|---|
| [2] | СП 23.13330.2011 Свод правил. Основания гидротехнических сооружений. Актуализированная редакция СНиП 2.02.02-85 |
| [3] | СП 58.13330.2012 Свод правил. Гидротехнические сооружения. Основные положения. Актуализированная редакция СНиП 33-01-2003 |
| [4] | Федеральный закон от 21 июля 1997 г. № 117-ФЗ «О безопасности гидротехнических сооружений» |
| [5] | Федеральный закон от 26 июня 2008 г. № 102-ФЗ «Об обеспечении единства измерений» |