База нормативных документов для бесплатного скачивания

Кассы по 54-ФЗ

СНиП 2.06.04-82 (1995)

Государственный комитет СССР по делам строительства

(Госстрой СССР)


СТРОИ ТЕЛЬНЫЕ НОРМЫ И ПРАВИЛА



НАГРУЗКИ И ВОЗДЕ ЙСТВИЯ НА ГИДРОТЕХ НИЧЕСК ИЕ СООРУЖЕНИЯ (ВОЛНОВЫЕ, ЛЕДОВЫЕ И ОТ СУДОВ)


СНиП 2.06.04-82*


УДК 627.042.8(083.74)

Срок введения в действие 1 января 1984 г.



РАЗРАБОТАНЫ ВНИИГ им. Б. Е. В ед ен еева Минэнерго СССР (д-р т ех н. наук Д. Д. Лаппо - научный руководитель и редактор работ; канд. техн. наук А. П. Пак - руководит ель т емы; кандидаты техн. наук Л.Б. Певзнер и И.Н. Шаталина; И.Я. Попо в и О.С. Наумов) при участии организаций Минобороны (доктора техн. наук П.П. Кул ьмач и А.М. Жуковец; кандидаты техн. наук Б.В. Балашов, Н.Г. Заритовский, Н.Н. Загрядская, В.В. Каплун и С.С. Мищенко); Союзморниипроекта Минморфлота (д-р. физ.-мат. наук Ю.М. Крылов, к анд. физ.-мат. н а ук С.С.Стрекалов, канд. техн. наук И.Б. Тишкин); Инст итута водных проблем АН СССР (канд. техн. наук Г.Ф. Красножон); Государственного океа нографического институт а Госкомгидромета (д-р физ.-мат. наук Г.В. Матушевский); МИСИ им. В.В. Куйбышева Минвуза СССР (д -р т ех н. наук Г.Н. Смирнов, канд. т ехн. наук И.Ш. Халфин); Ле нинградского института водного транспорта Минречфлота РСФСР (д- р техн. наук В . К. Штенцель) ; ЦНИИСа Минтрансстроя (д-р т ехн. наук А.И. Кузнецов, кандидаты т ехн. наук Г.Д. Хасхачих, Л.А. Морозов); НИИЖТа МПС (д-р техн. наук К. Н. Коржавин) и института Гипроморнефтегаз (кандид аты тех н. наук М. Ф. Курбанов и В.Г. Саркисов) и ВНИПИ Морнефтегаз (д-р физ.-мат. наук С. А В ершинин) Мингазпрома.


УТВЕРЖДЕНЫ постановлением Госстроя СССР от 15 июня 1982 г. №161


ВНЕСЕНЫ Минэнерго СССР.


ПОДГОТОВЛЕНЫ К УТВЕРЖДЕНИЮ Отд елом технич еского нормировани я и стандартизации Госстроя СССР (В.А . Кулиничев) .


СН иП 2.06.04-82* является пер еи зданием СНиП 2.06.04-82 с изменением № 1, утверж денным постановлени ем Госстроя СССР от 12 марта 198 6 г. № 27, и с изменением № 2, утвержденным постановлением Минстроя России от 13 июля 1995 г. № 18-66 и разработанным: ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева Минтопэнерго (канд. техн. наук А.П. Пак - руководитель темы; канд. техн. наук М.Г. Гладков - ответственный исполнитель; д-р техн. наук А.Л. Гольдин; кандидаты техн. наук В.Н. Карнович, В.С. Прокопович, И.Н. Шаталина) при участии ВНИПИморнефтегаз Минтопэнерго (д-р. физ.-мат. наук С.А. Вершинин, канд. техн. наук Д.А. Мирзоев), ААНИИ (кандидаты физ.-мат. наук В.П. Трипольников, Б.А. Федоров) и ГМНИЦ (д-р геогр. наук Б.М. Гинзбург, канд. геогр. наук К.Н. Полякова) Роскомгидромета, СибГАПС МПС (д-р техн. наук К.Н. Коржавин, канд. техн. наук А.Б. Ивченко), МИСИ им. В.В. Куйбышева (кандидаты техн. наук Г.Н. Евдокимов, С.И. Рогачко) и СПбГТУ (д-р. физ.-мат. наук К.Н. Шхинек, канд. техн. наук Д.Г. Мацкевич) Минвуза.


ВЗАМЕН СНиП II-57-75


При пользовании нормативным докум ентом сл ед ует учитывать утвержденные изменения строительных норм и правил и государственных с танда ртов, пу блику емы е журнале "Бюллетень строительной т ехники" и информационном указател е "Государственные стандарты ".



Настоящие нормы распространяются на речные и морские гидротехнические сооружения при проектировании вновь строящихся и реконструкции существующих объектов.

Нормы устанавливают нормативные значении нагрузок и воздействий от волн, льда и судов на гидротехнические сооружения. Расчетная нагрузка должна определяться как произведение нормативной нагрузки на коэффициент надежности по нагрузкам γf, учитывающий возможное отклонение нагрузки в неблагоприятную сторону от ее нормативного значения; γf должен приниматься согласно требованиям, приведенным в главе СНиП по основным положениям проектирования речных гидротехнических сооружений.

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.


1. НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ ВОЛН НА ГИДРОТЕХНИЧЕСКИЕ СООРУЖЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНОГО И ОТКОСНОГО ПРОФИЛЕЙ


НАГРУЗКИ ОТ СТОЯЧИХ ВОЛН НА СООРУЖЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНОГО ПРОФИЛЯ


1.1. Расчет сооружений на воздействие стоячих волн со стороны открытой акватории (рис. 1) должен производиться при глубине до дна db > 1,5h и глубине над бермой 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

,                                                    (1)

где df - глубина над подошвой сооружения, м;

kbr - коэффициент, принимаемый по графикам рис. 2;

h - высота бегущей волны, м, принимаемая по приложению 1.

1.2. Возвышение или понижение свободной волновой поверхности η, м, у вертикальной стены, отсчитываемое от расчетного уровня воды, должно определяться по формуле

,                                           (2)

- круговая частота волны;

- средний период волны, с;

t - время, с;

- волновое число;

- средняя длина волны, м.


а)


б)

Рис.1. Эпюры давления стоячих волн на вертикальную стену со стороны открытой акватории

а - при гребне волны; б - При ложбине волны (с эпюрами взвешивающего волнового давления на берменные массивы)



Рис. 2. Графики значения коэффициента kbr


При действии стоячей волны на вертикальную стену необходимо предусматривать три случая определения η по формуле (2) для следующих значений :

а) = 1 - при подходе к стене вершины волны, возвышающейся над расчетным уровнем на ηmax, м;

б) 1> > 0 - при максимальном значении горизонтальной линейной волновой нагрузки Р, кН/м, для гребня волны, возвышающегося над расчетным уровнем на ηс, в этом случае значение должно определяться по формуле

;                                                      (3)

в) = -1 - при максимальном значении горизонтальной линейной волновой нагрузки Рxt, кН/м, для подошвы волны, расположенной ниже расчетного уровня на ηt.

Примечание. При и во всех других случаях, когда по формуле (3) значение , необходимо в дальнейшем при расчетах принимать .


1.3. В глубоководной зоне горизонтальную линейную нагрузку на вертикальную стену Рx, кН/м, при гребне или ложбине стоячей волны (см. рис. 1) необходимо принимать по эпюре волнового давления, при этом величина р, кПа, на глубине z, м, должна определяться по формуле

,              (4)

где ρ - плотность воды, т/м3;

g - ускорение свободного падения, равное 9,81 м/с2;

z - координаты точек (z1 = ηc, z2 = 0, ... zn = d), м, отсчитываемыми от расчетного уровня.

Для гребня при z1 = ηc, а для ложбины при z6 = 0, следует принимать p = 0.

1.4. В мелководной зоне горизонтальную линейную нагрузку на вертикальную ст ену Рx,. кН/м, при гребн е и ложбине стоячей волны (см. рис. 1) необходимо принимать по эпюре волнового давления, при этом в еличина р, кПа, н а гл уби не z, м, д олжна опред еляться по табл. 1.


Таблиц а 1


№ точ ек

Заглубление точ ек z, м

Значение во лнового давления р, кПа

пр и гребне

1

ηc

p1 = 0

2

0

p2 = k2ρgh

3

0,25d

p3 = k3ρgh

4

0,5d

p4 = k4ρgh

5

d

p5 = k5ρgh

при ложбине

6

0

p6 = 0

7

ηt

p7 = -ρgηt

8

0,5d

p8 = -k8ρgh

9

d

p9 = -k9ρgh

Примечание. Значения коэффициентов к2, к3, к4, к5, к6, к8, и к9 следует принимать по графикам рис. 3, 4, 5.



Рис. 3. Графики значений коэффициентов k2 и k3



Рис. 4. Графики значений коэффициентов k4 и k5



Рис. 5. Графики значений коэффициентов k8 и k9


НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ ВОЛН НА СООРУЖЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНОГО ПРОФИЛЯ И ИХ ЭЛЕМЕНТЫ (ОСО БЫЕ СЛУЧАИ)


1. 5*. Волновое дав ление р, кПа, на вертик альн ую стену с во звышением над расчетным уровн ем верха сооружения zsup , м, на величину мене е ηmax, м, сл едует опред елять согласно пп. 1.3 и 1.4 с посл едующим умножением пол ученных значений давл ени я на коэффициент кс, опред еляемый по форм ул е

,                                                        (5)

где знаки "плюс" и "мин ус" соотв етствуют полож ению верха сооруже ния выше и ли ниже расч етного уровня воды.

Возвышение или понижени е с вободной волновой по верхности η, определенно е по п.1.2, следует такж е умножать на коэффициент кс.

Гори зонтальная линейная волновая нагр узка Рxc, кН/м, в рассматриваемом случае должна о пр еделяться по площади эп юр ы волнового давления в пр еделах высоты вертикальной ст ены.

1. 6. При подходе фронта волны к сооружению под углом α, град, со стороны открытой акватории (в расчетах устойчивости сооружения и прочности гр унтов основания) линейн ую волновую нагр узку на вертикальную стену , определ енную согласно пп.1.3 и 1.4, необходимо уменьшать путем умножени я ее на коэффициент kcs, принимаемый равным:

α, град

kcs

45

1

60

0,9

75

0,7

Примечани е. При перемещении фронта волн вдо ль стены, т.е . для α, близких или равных 90 град, волновую нагрузку с ледует определять согласн о п.1.7.


1.7. Гори зонтальную нагру зку от дифрагированных волн со стороны огражд енной акватории следу ет определять при относит ельной длине секции сооружения ; при этом расчетную эп юру волнового давления со значениями р, кПа, допуска ется выполнять по тр ем точкам, р ассматривая следующие случаи :

а) вершина волны совмещена с с ер единой секции сооружения (рис. 6, а) :

,                                     (6)

,                                       (7)

,                                        (8)

б) подошва волны совме щена с с ерединой секции сооружения (рис. 6, б) :

z1  = 0,       p1 = 0;                                                        (9)

;                                 (10)

;                                      (11)

где hdif - высота дифрагированной волны, м, определ яемая согласно обязательному прил. 1;

kl - коэффици ент, принимаемый по табл. 2.




Рис.6. Эпюры давлени я дифрагирова нных волн н а вертикальную стену со стороны огражденной акватории

а - при гр ебне волны; б - при ложбине волны


Таблица 2


Относит ельная длина с екции

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8


Коэффициент , kl

0,98

0,92

0,85

0,76

0,64

0,51

0,38

0,26

Примеч ание. При гл убине со стороны огражденной акватории следует строить треугольную эпюру волнового давления, при ним ая на глубине волновое давление рав ным нулю (см. рис. 6) .


1.8. Взвешивающе е волновое давл ени е в гори зонталь ных швах массивовой кладки и по подошв е сооружения следует принимат ь равным соответствующим величинам горизонтального волнового давления в крайних точках (см. рис. 1 и 6) при линейном изменении его в пр еделах ширины соор уж ения.

1.9. Максимальную донную скорост ь vb,max, м/с, пер ед вертикальной стеной (от действия стоячих волн) на расстоянии 0,25 от пер едн ей грани стены необходимо определять по формуле

,                                                   (12)

где ksl - коэффици ент, при нимаемый по табл. 3.


Таблица 3


Пологост ь волны

8

10

15

20

30

Коэффициент ksl

0,6

0,7

0,75

0,8

1


До пускаемые значения неразмывающих донных скорост ей vb,adm, м/с, для грунта крупност ью фракций D, мм, с ледует принимать по рис.7; при vb,max > vb,adm необхо димо предусматривать защиту от размыва основания.


Рис.7. График допускаемых значений неразмывающих донных скоростей


1.10. Эпюра взвешивающего волнового давлени я на берменные массивы должна приниматься трапе цеидальной , согласно рис. 1, б, с ординатами р br,i, кПа, опред еляемыми (при i = 1, 2 или 3) по формуле

,                                       (13)

где хi - расстояни е от стены до соответствующей грани массива, м;

kbr - коэффициент, принимаемый по табл.4;

pf - волновое давление на уро вн е подош вы сооружения.


Таблица 4


От носит ел ьна я г лубина

Коэффици ент kbr при пологостях волн


15 и м енее

20 и бол ее

Менее 0,27

0,86

0,64

От 0,27 до 0,32

0,6

0,44

Более 0,32

0,3

0,3


НАГРУЗКИ ОТ РАЗБИВАЮЩИХСЯ И ПРИБОЙНЫХ ВОЛН НА СООРУЖЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНОГО ПРОФИЛЯ


1.11. Рас чет сооружений на воздействие разбиваю щихся волн со стороны открытой акватории должен производиться при глубине над бермой dbr< 1,25h и глубин е до дна (рис.8).



Ри с.8. Эпюры давлени я разбивающихся волн н а вертикальную ст ену


Горизонтальную линейную нагрузку Pxc, кН/м, от разбивающихся волн необходимо принимать по площади эпюры бокового волнового дав ления, при этом величины р, кПа, д ля значений ординат z, м, с ледует определ ять по формулам:

z1 = -hp1 = 0;                                                          (14)

z2 = 0p2 = 1,5ρgh;                                                  (15)

z3 = df.                                               (16)

В ертикальную лин ейную нагру зку Р, кН/м, от разбивающихся волн сл еду ет принимат ь равной площади эпюры вз вешивающ его волно вого давления и опр еделять по форм уле

,                                                         (17)

где μ - коэффициент, принимаемый по табл. 5.


Таб лица 5

3

5

7

9

Коэффициент μ

0,7

0,8

0,9

1


Максима льн ую скорость воды vf,max, м/с, н ад поверхностью бермы перед ве ртикальной стеной при разбивающихся волнах необходимо определ ять по формуле

.                                                       (18)

1.12. Расчет соору жений на воздействие прибойных волн со стороны открытой акватории должен прои зводиться при глубине db dcr на примыкающем к стене у частк е дна протяж енностью н е менее 0,5, м (рис. 9) , при этом возвышение вершины максимальной прибойной волны ηc,sur, м, над расчетным уровнем следу ет определять по формуле

ηc,sur = -0,5df - hsur,                                                    (19)

гд е hsur - высота прибойной волны, м;

dcr - критическая глубина, м.

Гори зонтальную линейную нагрузку Рxc, кН/м, от прибойных волн необходимо принимать по площади эпюры боко вого волнового давл ения, при этом величины р, кПа, дл я значений ординат z, м, должны опред еляться по формулам:

z1 =  -hsur,   p1 = 0;                                                       (20)

,   p2 = 1,5ρghsur;                                             (21)

z3 = df,   ,                                               (22)

гд е - ср едняя длина прибойной волны, м.


а)


б)


Рис. 9. Эпюр ы давления прибойных волн на вертикальную стену

а - с верхом постели на уровн е дна; б - с возвышающейся над дном пост елью


Вертикальную линейную нагру зку Рzc, кН/м, от прибойных волн сл едует принимать равной площади эп юр ы взв ешивающего волнового давл ения (с высотой р3) и опр ед елят ь по формул е:

.                                                      (23)

Максимальная донная скорость прибойной волны vb,max, м/с, п ер ед вертикальной ст еной со стороны открытой акватории должна опред елят ься по формул е:

,                                                     (24)

1.1 3. Опред елени е нагру зок на в ертикальную ст ену от воздействия разбивающихся и прибойных волн (см. рис. 8 и 9) при надл ежащем обосновании допускается производить динамич ескими методами, учитывающими импульсы давл ения и инерционны е силы.


НАГРУЗКИ И ВОЗДЕ ЙСТВИЯ ВОЛН

НА СООРУЖЕНИЯ ОТКОСНОГО ПРОФИЛЯ


1.14*. Вы соту наката на откос волн обес печенностью 1 % по накату ( hrun1%, м) для фронтально подходящих волн при гл убин е пер ед сооруж ени ем d 2h1% надлежит опр ед елять по формуле

hrun1% = krkpkspkrunh1% ,                                                   (25)

гд е kr и kp - коэффициенты шерохо ватости и проницае мости откоса, принимаемы е по табл.6;

ksp - коэффициент, принимаемый по табл. 7 *;

krun - коэффициент, принима емый по графикам рис.10* в зависимости от пологости волны на глубокой воде.

При глубине перед сооружением d < 2h1% коэффициент krun н еобходимо принимать для значений пологости волны, указанной на рис. 10* в скобках и опр ед еля емой при глубине d=2h1%.

Вы соту наката на откос волн обеспеченност ью i, %, по накату необходимо опр ед елять умножением получе нного по формул е (2 5) знач ения hrun1%, м, на коэффици ент ki принимаемый по табл.8.


Таблица 6


Констр укция кр епл ения откоса

Относительная шеро ховато сть r/h1%

Коэффициент, kr

Коэффициент, kp

Б етонными (желе зобетонными) плитами

-

1

0,9

Гравийно-галечниковое, кам енно е

Мене е 0,002

1

0,9

или крепл ени е б етонными

0,005-0,01

0,95

0,85

ел езобетонными) блоками

0,02

0,9

0,8


0,05

0,8

0,7


0,1

0,75

0,6


Более 0,2

0,7

0,5

Примечание. Характе рный размер шероховатости r, м, сл еду ет принимать ра вным среднему диаметру зерен материала крепления откоса или среднему размеру бетонных (железобетонных) блоко в.


Таблица 7*


Значение ctg φ

1 - 2

3 - 5

Более 5


Коэффици ент ksp при скорости в етра Vw, м/с:




20 и более

1,4

1,5

1,6

10

1,1

1,1

1,2

5 и м ене е

1

0,8

0,6

Примечание. φ - угол наклона откоса к горизонту, град.


Таблица 8


Обесп еченность по накату i, %

0,1

1

2

5

10

30

50

Ко эффици ент ki

1,1

1

0,96

0,91

0,86

0,76

0,68



Р ис. 10*. Графики значен ий коэффициента krun


При подход е фронта волны к сооруж ению под углом α, град, со стороны открытой акватории в еличин у наката волн на откос сл еду ет уменьшать умножением на коэффициент kα, принима емый по табл.9.


Таблица 9


Значени е уг ла α, град

0

10

20

30

40

50

60

Коэффициент kα

1

0,98

0,96

0,92

0,87

0,82

0,76


П римечание. При определении высоты наката волн на песчаные и гравийно-галечниковые пляжи необходимо учитывать изменение уклона пляжа во время шторма. Наибольшее понижение пляжа в створе уреза воды следует принимать равным 0,3h, м, с выклиниванием на нулевые значения на берегу до высоты наибольшего наката, а в море до глубины d = dcr, м, для размываемых грунтов или на глубине d = dcr, u, м, - для неразмываемых грунтов (где h, dcr и dcr,u - соответственно вы сота волны и гл уби на воды в створах первого и последнего обруш ений, м) .


1.15. Эпюра волнового да вл ени я на откос при 1, 5 ctg φ 5, укрепленный монолитными или сборными плитами, должна приниматься по рис.11, при этом максимально е расчетное волново е давл ени е рd, кПа, необходимо опре дел ять п о формуле:

pd = ks kf prel ρgh,                                                          ( 26)

гд е ks - коэффици ент, определя емый по формул е

;                                     (27)

kf - коэффици ент, принима емый по табл.10;

prel - максимально е относительное волново е давлени е на откос в точк е 2 (см. рис.11), принима емо е по таб л. 11.



Рис.11. Эпюра максимального расчетного вол нового давления на откос, укрепленный пл итами


Таблица 10


Пологость волны

10

15

20

25

35

Коэффициент kf

1

1,15

1,3

1,35

1,48


Таблица 11


Высота волны h, м

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

Максимально е от носительное волновое давл ени е prel

3,7

2,8

2,3

2,1

1,9

1,8

1,75

1,7


Ордината z2, м, точки 2 приложения максимального расч етного волнового да вления pd должна определяться по форм ул е:

,                                       (28)

гд е А и В в еличины, м, определяемые по формулам:

;                                            (29)

                                          (30)

Ордината z3, м, соотв етствующая высот е наката волн на откос, должна опр еделяться согласно п. 1.14*.

На участках крепления по откосу выш е и ниж е точки 2 (см. рис.11) сл еду ет принимать значения ординат эпюры волно вого давления р, кПа, на расстояниях, м:

при l1 = 0,012 5Lφ  и  l 3 = 0,026 5Lφ  р = 0,4pd;

при l2 = 0,0325Lφ  и  l4 = 0,0675Lφ  р = 0,1pd,

где

.                                                        (31)

Ординаты эпюры волнового противодавления рc, кПа, на плиты крепления откосов следует определять по форм ул е:

pc = ks kf pc,rel ρgh,                                                        (32)

гд е pc,rel - относительно е волно во е противодавл ени е, ïðèíимаемое по графикам рис. 12.



Рис.12. Графики для определения относительного волнового противодавления


1.16. Нагрузку от волн на откос, укрепленный плитами, для сооруж ений I и II класса при высот е волн более 1,5 м обеспеченностью 1 % в системе допускается при надлежащем обосновании определять методами, в которых учитыва ется нерег улярность ветровых волн.

При наличии берм и переменных уклонов отдельных участков сооружений откосного профиля нагру зки от волн на крепл ения откосов необходимо определять по данным лабораторных исследований.

1.17*. При проектировании сооружений откосного профиля и креплений откосо в из рваного камня, обыкновенных и фасонных бетонных или железобетон ных блоков массу отд ельного эл емента m или mz, т, соответствующую состоянию его пред ельного равновесия от действия в етровых волн, необходимо определять:

при расположении камня или блока на участк е откоса от верха сооруж ения до глубины z=0,7h по формуле

;                                           (33)*

то же, при z > 0,7h по формуле

;                                                         (34)

где kfr - коэффициент, принимаемый по табл.12 *; при > 15, а также при наличии бермы kfr сл еду ет уточнять по опытным данным;

рm - плотность камня, т/м3 .


Таблица 12*


Эл ем енты кр епл ени я

Коэффициент kfr


при наброск е

пр и укл адк е

Камень

0,025

-

Обыкновенные бетонны е блоки

0,021

-

Тетраподы и други е фигурные блоки

0,008

0,006


1.18. При проектировании крепления откосов соор ужений из несортированной каменной наброски необходимо, чтобы значение коэффициента kgr зернового состава находилось в границах заштрихованной зоны, приведенной на графике рис.13.

Значение коэффициента kgr должно определяться по формул е:

,                                                      (35)

где m - масса камня , определяемая по п.1.17*, т;

mi - масса камня, большая или меньша я расчетной, т;

Dbα,i и Dbα - диам етры фракций камня, см, приведенны е к диаметру шара, имеющего масс у соответств енно mi и m.

Зерновой состав н есортированной каменной наброски для крепления откосов, соответствующий заштрихованной зоне (см. рис.13), следует считать пригодным только для сооружений с откосами, пологость которых находится в пределах 3 ctg φ 5, а высота расч етной волны - 3 м и менее.



Рис. 13. Гр афик для определения допустимого зернового состава несортированной каменной наброски для крепления откосо в


1.19*. При пологости откосов ctg φ > 5, укрепляемых несортированной разнозернистой кам енной наброской, расчетную массу камня m, т, соотв етствующую состоянию его пр едельного равновесия от действия ветровых волн, необходимо определять по формуле (33 *) при с умножением полученных результатов на коэффициент kφ, определяемый по табл.12а*.


Таблица 12а*


ctg φ

6

8

10

12

15

Коэффициент kφ при

0,78

0,52

0,43

0,25

0,2


Минимальное содержание фракций диаметром Dba, соответствующим расчетной массе камня в несортированной разнозернистой наброске, должно приниматься в соотв етствии с табл.12б*.


Таблица 12б*


Коэффициент разнозернистости D60/D10

5

10

20

40 - 100

Минимальное содержание фракций диаметром Dba , % (по весу)

50

30

25

20


2. НАГРУЗКИ ОТ ВОЛН НА ОБТЕКАЕМЫЕ ПРЕГРАДЫ И СКВОЗНЫЕ СООР УЖЕНИЯ


НАГРУЗКИ ОТ ВОЛН НА ВЕРТИКАЛЬНУЮ ОБТЕКАЕМУЮ ПРЕГРАДУ


2.1. Максимальную сил у от во зд ействия во лн Qmax, кН, на вертикальную обт екаемую пр еград у с поп еречными разм ерами  а 0 ,4λ  и b 0,4λ (рис.14, а) при d > dcr необходимо определять из ряда значений, получаемых при различных полож ениях преграды относит ельно вершины волны х = х/λ, по форм уле:

Qmax = Qi, max δi + Qv, max δv ,                                               (36)

гд е Qi, max и Qv, max - соответственно и нерционный и ско ростной компон енты силы от во зд ействия волн, кН, опр еделяемые по формулам:

;                                              (37)

;                                            (38)

δi и δv - коэффи циенты соч етания инерционного и скоростного компонентов м аксимальной силы от возд ействия волн, принимаемые соо тв етственно по график ам 1 и 2 рис.15;

h и λ - высота и длина расч етной волны, принимаемы е согласно п. 4 обязат ельного прил.1;

α - размер прегр ады по лучу волны, м;

β - разм ер преграды по нормали к л учу волны, м;

kv - коэффици ент, принимаемый по табл.13;

αi и αv - инерционный и скоростной коэффи ци енты глубины, принима емы е соотв етственно по графикам а и б рис.16;

βi и βv - инерционный и скоростной коэффициенты формы пр еграды с поперечным сечени ем в вид е круга, эллипса и прямоуголь ника, принимаемы е по графикам рис.17.


Таблица 13


Относит ельный разм ер преграды a/λ, b/λ, D/λ

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,4

Коэффици ент kv.

1

0,97

0,93

0,86

0,79

0,7

0,52


Примечания: 1. Расчет сквозных соор уж ений или отд ельно стоя щих обт ек аемых прегр ад на нагрузки от волн должен производиться, как пра вило, с учетом шероховатости их поверхности. При наличии опытных данных по снижению влияния коррозии и морских обрастаний коэффициенты формы необходимо определять по форму лам:

;                                                                    (39)

,                                                                       (40)

где Ci и Cv - уто чн енн ые опыт ны е значения коэффициентов ин ерционного и скорост ного сопроти вл ений.

2. При подходе волн под углом к обтекаемой преграде (в вид е эллип са или пр ямоугольника) допускается коэффициенты формы опр еделять инт ерполяци ей м ежду их значениями по главным ос ям.

3. Максимальную силу от воздействий волн Qma x, кН, на в ертикальную обтекаемую преграду при значении допускается принимать Qmax = Qi,max, а при знач ении принимат ь Qmax = Qv, max,; в других случ аях Qmax сле дует определять из ряда значений, полученных по форм уле (36) при различных х.


а)

б)

Р ис. 14. Сх емы к определению волновых нагрузок на обтекаемые преграды

а - вертик аль ные; б - гор изонтал ьные



Рис. 15. Гр афик и значений коэффициентов сочетания инерционного δi (гр афик и 1) и скоростные δv, (графики 2) компонентов силы от воздействия волн


        


Рис. 16. Графики значений инерционного αi и скоростного αv коэффициентов глубины



Рис. 17. Графики значений инерционного βi и скоростногоβv коэффициентов формы (для эллиптических пр егр ад - сплошные линии, призматических - штрихо вые линии) в зависимости о т a/b (для Q, q и Px ) или b/ a (для Pz)

1 - для ш ерохов атой эллиптической пр егр ады; 2 - гладкой; 3 - шероховатой в подводной и гл адкой в надводной частях вертикальной эллиптической преграды


2.2 . Линейную нагру зку от волн q, кН/м, на вертикальную обт екаемую преграду на глубин е z, м, при максимальной сил е от воздействия в олн Qmax (см. рис.14 , а) необходимо о пределять по фо рмуле

q = qi,maxδxi + qv,maxδxv                                                      (41)

гд е qi,max и qv,max - инерционный и скоростной компоненты максимальной линейной нагрузки от волн, кН/м, опр ед еляемые по формулам:

;                                              (42)

;                                              (43)

δxi и δxv - коэффициенты соч етания инерционного и скоростного компон ентов линейной нагрузки от волн, принимаемы е соотв етств енно по графикам 1 и 2 рис. 18 при значении x согласно п.2.1;

θxi и θxv - коэффици енты линейной нагрузки от волн, принимаемы е по графикам а и б рис.19 при знач ениях относительной глубины .




Рис.1 8. Графики значени й коэффициентов сочет ания инерционного δxi (графики 1) и скоростного δxv (графики 2) компонентов горизонтальной линейной нагрузки от волн


а)








в)

б)

г)


Р ис. 19. Графики коэффициентов линейной нагрузки от волн θxi, θxv, θzi, θzv при d/λ:

1) 0,1; 2) 0,15; 3) 0,2; 4) 0,3; 5) 0,5; 6) 1; 7) 5 и λ/h = 40 - сплошные линии; λ/h = 8-15 - штриховые линии



2.3 . Пр евышение взволнованной поверхности η, м, над расч етным уровнем должно определяться по формул е:

η = ηrelh,                                                             (44 )

где ηrel - относит ельно е превышение в зволнованной поверхности, опред еля емое по рис.20.

Превышени е средн ей волновой линии над расч етным уровн ем Δd, м, сл едует определять по формуле

Δd = (ηc,rel + 0,5)h,                                                      (45)

гд е ηc,rel - относит ель но е пре вышени е в ершины волны, опред еляемо е по рис.20 при значении χ = 0.

2.4. Нагрузки от волн Q и q на в ертикальную обт екаемую преграду при любом е е расположении x, м, относит ельно в ершины волны следует опр ед елять по формулам (36) и (41), при этом коэффициенты δi и δv должны приниматься по графикам 1 и 2 рис.15, а δxi и δxv - по графикам 1 и 2 рис. 18 для данного знач ения χ = x/λ.

2.5. Расстояние zQmax, м, от расчетного уровн я воды до точки приложения максимальной силы от во здействия волн на вертикальную обтекаемую преграду Qmax необходимо определять по формуле

,                             (46)

гд е δi и δv - коэффициенты, принимаемы е по графикам 1 и 2 рис.15 при χ , соответствующем Qmax;

zQ,i и zQ,v - ординаты точек приложения соответственно инерционного и скоростного компонентов сил, м, опред еляемые по формулам:

;                                                         (47)

,                                                       (48)

где и - относительные ординаты точ ек прило жения инерционного и скоростного компонентов сил, принимаемы е по графикам рис.21;

μi и μv - инерционный и скоростной коэффи циенты фазы, принимаемы е по графикам рис.22.

Расс тояние zQ от расчетного уровня воды до точки приложения силы Q при любом удалении x от вершины волны до преграды сл ед ует опреде лять по форму ле (46) , при этом коэффициенты δi и δv должны приниматься согласно графикам 1 и 2 рис.1 5 для данного значения χ = x/λ.


Рис.20. График значе ний коэффициента ηrel

1 - при d/λ = 0,5 и λ/h = 40; 2 - при d/λ = 0.5 и λ/h = 20, а также при d/λ = 0,2 и λ/h = 40; 3 - пр и d/λ = 0,5 и  λ/h = 10, а т акже при d/λ = 0,2 и λ/h = 20; 4 - пр и d/λ = 0,2 и λ/h = 10


Рис.21. Г рафики зна чени й относительных координ ат

1 - ; 2 -



Рис.22. Графики значений инерционного μi, и скоростного μv коэффициентов фазы


НАГРУ ЗКИ ОТ ВОЛН НА ГОРИЗОНТАЛЬНУЮ ОБТЕКАЕМУЮ ПРЕГРАДУ


2. 6. Максимально е значение ра вн одействующей линейной нагрузки от волн Pmax ,кН/м, на горизонтальную обтекаем ую преграду (см. рис.14, б) с поп ереч ным и размерами a 0,1λ, м, и b 0,1λ, м, при zc b но (zc - b/2) > h/2 и при (d - zc) b должно опреде ляться по формуле

                                                      (49 )

для двух случаев:

с максимальной горизонтальной составляю щей линейной нагрузки Px,max, кН/м, при соот ветс твующем значении вертикальной составляющей линейной нагрузки Pz, кН/м;

с максимальной вертикальной составляющей ли нейной нагрузки Pz,max, кН/м, при соответствующем значении горизонтальной составл яю щей ли нейной нагрузки Px, кН/м.

Рассто яние x, м, от в ершины волны до центр а преграды при действии максимальных лин ейных нагрузок Px,max и Pz,max должны определяться по относительной в еличин е χ = x/λ, принимаемой согласно рис.18 и 23.




Р ис. 23. Графики значений коэффициентов сочетания δzi инерционного (графики 1) и δzv - скоростного (графики 2) компонентов вертикальной линейной нагрузки от волн


2.7. Максимально е зн ачени е горизонтальной составляющ ей линейной нагрузки от волн Px,max, кН/м, на гори зонтальную обт екаемую пр еграду необходимо определ ят ь из ряда величин, получаемых при различных значениях χ, по формуле

Px,max = Pxiδxi + Pxvδxv,                                                     (50)

где Pxi и Pxv - ин ерционный и скоростной компоненты горизонтальной составляющей линейной н агр узки от волн, кН/м, определ яемые по формулам:

;                                                 (51)

;                                                 (52)

δxi и δxv - коэффициенты сочетания ин ерционного и скоростного компонентов линейной нагрузки от волн, принимаемые соответственно по графикам 1 и 2 рис.18 при значении χ согласно п.2.1;

θxi и θxv - обо значения те же, что и в п.2.2;

βi и βv - инерционный и скоростной коэффициенты формы преграды с поперечным сечением в виде круга, эллипса и прямоуго льника, принимаемы е по графикам рис.17 при значениях a/b - для горизонтальной и b/a - вертикальной составляющих нагрузки.

2.8. Максимальную величину вертикальной составляющ ей линейной нагрузки от волн на горизонтальную обтекаемую преграду Pz,max , кН/м, необходимо о пределять из ряда величин, получаемых при ра зных значениях χ, по формул е:

Pz,max = Pziδzi + Pzvδzv,                                                   (53)

где Pzi и Pzv - инер ционный и скоростной компоненты в ертикальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, опр еделяемы е по формулам:

;                                                (54)

;                                                (55)

δzi и δzv - инерционный и скоростной коэффициенты сочетания, принимаемые по графикам 1 и 2 рис.23 при значении χ согласно п.2.1;

θzi и θzv - коэффициенты линейной нагрузки от волн, принимаемые соответственно по графикам в и г рис.19 при значениях относит ельной ординаты

;

βi и βv - обо значения те же, что и в п.2.7.

2.9. Значение горизонтальной Px , кН/м, или вертикальной Pz, кН/м, составляющих лин ейной н агрузки от волн на гори зонтальную обтекаемую преграду при любом ее расположении х относительно вершины волны следует определять соответственно по формуле (50) или (53) , при этом коэффициенты сочетания δxi, δxv или δzi, δzv должны приниматься по графикам рис.18 и 2 3 для заданного значения χ = x/λ.

2.10. Максимальное значение равнодействующей линейной нагрузки от волн Pmax, кН/м, на леж ащ ую на дн е цилиндрич ескую преграду (см. рис.14, б) , диам етр которой D 0,1λ, м, и D 0,1 d, м , должно о пределяться по формуле (49) дл я двух сл учаев:

с максимальной гори зонт альной составляющей линейной нагрузки Рx,max , кН/м, при соответствующ ем значении вертикальной соста вл яющей линейной нагрузки Pz, кН/м;

с максимальной вертикальной составл яющей линейной нагрузки Pz,max, кН/м, при соответствующем значении гори зонтальной составляющей линейной нагрузки Рx, кН/м.

2.11. Максим альную гори зонтальную Рх,max, кН/м, и соотв етствующую в ертикальн ую Рz, кН/м, проекции линейной нагрузки от волн, действующих на лежащую на дн е цилиндрическую преграду, н еобходимо определять по формулам:

Px,max  = Pxiδxi + Pxvδxv;                                                   (56 )

,                                                        (57)

гд е Pxi и Pxv - соответственно инерционный и ско ростной компон енты горизонтальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, опред еля емые по формулам:

;                                                   (58)

;                                                     (59)

δxi и δxv, θxi и θxv - обо знач ения т е же, что в п.2.7.

Максимальную вертикальн ую Р z,max, кН/м, и соответствующую горизонтальную Рx, кН/м, проекции линейной нагрузки от волн необходимо принимать равными

и Px = Pxv.


НАГРУЗКИ ОТ РАЗБИВАЮЩИХСЯ ВОЛН

НА В ЕРТИКАЛЬНУЮ ОБТЕКА ЕМУЮ ПРЕГРАДУ


2.12. Максималь ную сил у от во здействия ра збивающихся (разрушающихся) волн Qcr,max, кН, на вертикальн ую цилиндрическ ую преград у, диам етр которой D 0,4dcr, м, необходимо определять по отдельным значениям силы от воздействий волн Qcr, кН, полученным для р яда положений преграды относительно вершины волны (рис.24, а) с интер валом , начиная с (где х - расстояние, м, от вершины разби вающейся волны до оси вертикальной цилиндрической преграды) .


Рис. 24. Сх ема к определению нагрузок от разбивающихся волн и графики значений коэффициентов δi,cr - кривая 1 и δv,cr  - кривая 2


Сила от воздействия волн Qcr, кН, для любого положе ния цилиндрической преграды относит ельно в ершины волны должна опред еляться по формул е

Qcr = Qi,cr + Qv,cr,                                                       (60)

гд е Qi,cr и Qv,cr - инерционный и скоростной компоненты силы от воздействия разбив ающихся волн, кН, опр ед еляемы е по формулам:

,                                           (61)

,                                           (62)

где dt - гл убина воды под подошвой волны, м, принима емая равной (см. рис.24, а) :

dt = dcr - (hsur - ηc,sur);                                                    (63)

hsur - высота (трансформиров анной) вол ны, м, при первом обрушении в мелководной зоне с соблюдением усло вия hsur 0 ,8dt;

ηc,sur -превышение над расчетным уровнем воды вершины (при первом обрушении) волны, м;

δi,cr - инерционный и скоростной коэффи циенты, принимаемые по графикам рис. 24, б.



Р ис.25. Г рафики значений инерционного εi,cr и скоростного εv,cr коэффициентов


2.13. Линейную нагрузку от разбив ающихся волн qcr, кН/м, на вертикальную цилиндрическую прегра ду на глубине z, м, от расчетного уровня (см. рис. 24, a) при относительном удалении оси прегра ды от вершины волны необходимо определ ят ь по форм ул е

qcr  = qi,cr + qv,cr,                                                        (64)

где qi,cr и qv,cr - инер ционный и скоростной компоненты , линейной нагрузки от разбивающихся волн на вертикальную преграду, кН/м, определяемы е по формулам:

;                                                     (65)

,                                           (66)

где εi,cr и εv,cr - инерционный и скоростной коэффициенты, принимаемы е соответственно по графикам а и б рис. 25 при зна чениях относит ельной глубины

Примечание. Коэффициенты δi,cr (рис.24, б) и εi,cr (рис.25, а) следует принимать положитель ными при x/dt > 0 и отриц ат ел ьными при x/dt < 0.


НАГ РУЗКИ ОТ ВО ЛН НА СКВОЗНОЕ СООРУЖ ЕНИЕ ИЗ ОБТЕКАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ


2.14. Нагрузку от волн на сквозное сооружение в виде стержневой системы необходимо получать суммированием нагру зок, определ енных согласно пп.2.1-2.9 как на отдельно стоящи е преграды с учетом положения каждого элемента относительно профиля расчетной волны. Элементы сооружения следует принимать как отдельно стоящие обтекаемые преграды при расстояниях м ежду их ос ями l, м, равных и более трех диаметров D, м; при l < 3D  (где D - наибольший диаметр элемента) волнов ую нагру зку, по лученн ую на о тдельно стоящий элем ент сооружения, необходимо умножать на коэффици енты сб лижения по фронту ψt и лучу ψl волн, при нимаемые по табл.14.


Таблица 14


Относительное расстояние м ежду осями пр еград l/D

Коэффициенты сближения ψt и ψl при значениях относительных диаметров D/λ


ψt

ψl


0,1

0,05

0 ,1

0 ,06

3

1

1

1

1

2,5

1

1,05

1

0,98

2

1,04

1,15

0,97

0,92

1,5

1,2

1,4

0,87

0,8

1,25

1,4

1,65

0,72

0,68


2.15. Нагрузки от волн на наклонный элем ент сквозного сооружения необходимо полу чать по эпюрам горизонтальной и вертикальной составляющих нагрузки, ординаты которых должны определяться согласно п.2 .9 с учетом заглубления под расчетный уровень и удал ения от вершины расчетной волны отдельных участков элемента.

Примечание. Нагрузку от волн на элементы сооружения, наклоненные к горизонтали под углом менее 25, опр ед елять соответственно по пп.2.4 и 2.9 к ак на вертикальную или горизонтальную обт екаемую преграду.


2.16. Динамическую нагру зку от воздействия нерегулярных ветровых волн на сквозно е сооруж ение из обтекаемых элементов следует опред елять умножением значения статической нагрузки, полученной согласно пп.2.14 и 2.15 от волн с высотой заданной обеспеченности в системе и ср едней длиной, на коэффициент динамичности kd, принимаемый по табл. 15.

При отношениях п ериодов необходимо выполнять динамический расч ет сооружения.

Таблица 15


Отношение периодов

0,01

0,1

0,2

0,3

Коэффициент динамичности kd

1

1,15

1,2

1,3

Tc - период собственных колебаний сооружения, с;

- средний период волны, с.


НАГРУЗКИ ОТ ВОЛН НА ВЕРТИКАЛЬНЫЕ ЦИЛИНДРЫ БОЛЬШИХ ДИАМЕТРО В (ОСОБЫЕ СЛУЧАИ)*


2.17* Максимальный опрокидывающий момент Mz,por, кНм, от волнового давления на сплошное днищ е вертикальной круглоцилиндрической пр еграды, расположенной на гравийно-галечниковом или каменнонабросном основании, относительно ц ентра д нища с ледует опр еделять по формуле

                                              (66а)*

где βpor - коэффициент опрокидываю щего момента с учетом проницаемости основания, принимаемый по табл.15а*.

Полный максимальный опрокидывающий момент, действующий на преграду, определ яется как сумма двух мом ентов: момента от максимальной силы Qmax, равного произведению этой силы, опред еляемой по п.2.1, на плечо, опред еляемое по п.2.5,  и максимального момента, определяемого по формул е (66а) * и совпадающ его по фа зе с максимальной силой Qmax.


Таблица 15а*


d/λ

Значения коэффициентов βpor при D/λ


0,2

0,25

0,3

0,4

0,12

0,67

0,76

0,82

0,81

0,15

0,59

0,68

0,73

0,73

0,2

0,46

0,52

0,57

0,56

0,25

0,35

0,42

0,44

0,42

0,3

0,26

0,29

0,32

0,32

0,4

0,14

0,15

0,17

0,17

0,5

0,07

0,08

0,09

0,09


2.18*. Волновое давление р, кПа, в точке поверхности вертикальной круглоцилиндрической преграды на глубине z 0 в момент максимума горизонт альной силы Qmax необходимо определ ять по формул е 

,                                              (66б)*

гд е χ - коэффициент р аспределения давления, приним аемый по табл.15 б*


Таблица 15б*


θ, град

Значение коэффициента χ при D/λ


0,2

0,3

0,4

0

0,73

0,85

0,86

15

0,7

0,83

0,85

30

0,68

0,81

0,84

45

0,6

0,74

0,8

60

0,5

0,65

0,7

75

0,35

0,51

0,55

90

0,22

0,34

0,34

105

0,03

0,11

0,1

120

-0,09

-0,08

-0,1

135

-0,23

-0,23

-0,23

150

-0,32

-0,36

-0,33

165

-0,37

-0,42

-0,38

180

-0,4 1

-0,45

- 0,4


θ - угол между лучом набегающей волны и направлением на рассматриваемую точку из центра преграды (для передней образующей цилиндра θ  = 0 )


Давл ение р в точк ах, л ежащих выше расчетного уровня воды (z < 0) , при χ > 0 принимается по ли нейному закону м ежду р на уровне z = 0, определяемым по форм уле (66 б) *, и р = 0 на у ро вне z = -χh; а при χ < 0 для точек на глубине 0 z -χh - также по лин ейному закону м ежду р= 0 при z = 0 и р, опред еля емым по форм уле (66 б)* при z = -χh.

2.19*. Максимальн ую донную скорост ь vb,max, м/с, в точках, распо ложенных на контуре преграды ( θ = 90° и 270°) и впереди пр еграды на расстоянии 0,25λ от контура прегр ады (в θ = 0°), с ледует оп ред елять по формул е

,                                               (66в)*

где коэффициент φv принимается по табл.15в *


Таблица 15в*


Положение расчетных точек

Значение коэффициента φv при D/λ


0,2

0,3

0,4

На контуре преграды

0,98

0,87

0,77

Впере ди пр еграды

0,67

0,75

0,75


3. НАГР УЗКИ ОТ ВЕТРО ВЫХ ВОЛН НА БЕРЕГОУКРЕПИТЕЛЬНЫЕ СООРУЖЕНИЯ , И СУДОВЫХ ВОЛН НА КРЕПЛЕНИЯ БЕРЕГОВ КАНАЛОВ


НАГРУЗКИ ОТ ВЕТРО ВЫХ ВОЛН НА БЕРЕГОУКРЕПИТЕЛЬНЫЕ СООРУЖЕНИЯ


3.1. Максимальны е знач ения горизонтальной Рх, кН/м, и в ертик альных Pz и Pс, кН/м, проек ций равнодействующей линейной нагрузки от волн на подводный волнолом при ложбине волны необходимо принимать по эпюрам бокового и вз вешивающ его волнового давл ения (рис.26) , при этом р, кПа, должно опр еделяться в зависимости от z с учетом уклона дна i по формулам:

а) при уклоне i 0,04:

z = z1 при z1 < z2, p1 = ρg(z1 -z4);                                            (67)

при z1 z2, p1 = p2;                                                                 (68)

z = z2, ,                                (69)

z = z3 = d, p3 = kwp2;                                                    (70)

б) при уклоне дна i > 0,04:

z = z1, p1 определяется по формулам (67) и (68);

z = z2,    p2 = ρg(z2 - z4);                                                     (71)

z = z3  = d,  p3 = p2,                                                         (72)

где z1 - ордината верха сооружения, м;

z2 - ордината подошвы волны, м, по табл.16;

kw - коэффициент, приним аемый по табл.17;

z4 - ордината поверхности воды за подводным волноломом, м, определяема я по форму ле

z4 = -krd(z1 - z5) +z1;                                                       (73)

krd - коэффициент, принимаем ый по табл.16;

z5 - ордината гребня волны перед подвод ным волноломом, м, приним аемая по табл.16.



Рис. 26. Эпюры волнового давления на подводный волнолом


Т аблица 16


Относительная высота волны h/d

0,4

0, 5

0,6

0,7

0 ,8

0,9

1

Относит ел ьно е понижение подошвы вол ны z2/d

0,14

0,17

0,2

0,22

0,24

0,26

0,28

Относительное превышение гребня вол ны z5/d

-0,13

-0,16

-0,2

-0,24

-0,28

-0,32

-0,37

Коэффициент krd

0,7 6

0,73

0,6 9

0,66

0,63

0,6

0,57


Таблица 17


Пологость волны

8

10

15

20

25

30

35

Коэффициент kw

0,73

0,75

0,8

0,85

0,9

0,95

1


3.2. Максимальную донную скорость vb,max, м/с, перед берегоукр епит ельным сооружением необходимо опр еделять по форму ле (12), где коэффициент ksl принимается:

а) для вертикальной или круглонаклонной стены по таб л.3;

б) для подводного волнолома по табл.18.


Таблиц а 18


Относительная длина волны

5

10

15

20 и более

Коэффициент ksl

0,5

0,7

0,9

1,1


Максимальную донную скорость воды vb,max, м/с, пер ед берегоукрепительным соор ужени ем при ра збивающихся и прибойных во лнах надлежит опред елять соот ветственно по формулам (18) и (24).

Допуск аемые значения неразмывающих до нных скорост ей должны принимат ься согласно п.1.9.

3.3. Максимальные значения гори зонтальной Рx, кН/м, и верти кальной Рz, кН/м, про ек ций равнодействующей лин ейной нагру зки от разбивающихся и разрушающихся волн на вертикальную волноз ащитную ст ену ( при отсутствии засыпки грунта со стороны бер ега) необходимо принимать по эпюрам бокового и в звешивающего волнового давлений (рис. 27), при этом значения р, кПа, и ηс, м, должны определяться в зависимости от места располож ения сооружения:

а) при расположении сооружения в створе последнего обрушения прибойных волн (рис.27, а) по формулам:

;                                           (74)

;                                                            (75)


а)


б)

в)


Рис. 27. Эпюры волнового давления на вертикал ьную волнозащитную стену при расположении сооружения:

а - в зоне прибойной волны; б - в приурезовой зоне; в - за линией уреза


6) при располож ении сооружения в приурезовой зоне (рис.27, б) по формулам:

;                                                  (76)

;                                                             (77)

в) при расположении сооружени я на берегу за пинией ур еза в пр еделах наката волн (рис.27. в) по формулам:

;                                                (78)

;                                                         (79)

гд е ηс - превышение гребня вол ны над расчетным уровнем в створе волнозащитной стены, м;

hbr - высота разбивающихс я (раз рушаю щихся) 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 бер ег разрушившихся волн (при отсутствии сооружения), м, определяемое по формул е:

ar = hrun 1% ctgφ;                                                          (80)

hrun 1% - высота наката волн на б ерег, м, опред еляемая по п.1.14*.

Примечания. 1. Если ордината верха сооружения z1 -0,3h, м, то величины волнового давления, определяемые по формулам (74), (76), (78), необходимо умножать на коэффициент kzd, принимаемый по табл.19.

2. Нагрузки от прибойных волн на волнозащитные стены при расположении их в прибойной зоне следует определять согласно п.1.12.


Т аблица 19


Ордината в ерха сооружения z1, м

-0,3h

0,0

+0,Зh

+0,65h

Коэффициент kzd

0,95

0,85

0,8

0, 5


3.4. Максимальны е значения горизонтальной Рх, кН/м, и вертикальной Рz, кН/м, про екций равнодействующей линейной нагр узки от разрушившихся волн на вертикальную волнозащитную стену (с засыпкой грунта со стороны б ерега) при откате волны необходимо принимат ь по эпюрам бокового и взв ешивающего волнового давл ений (рис. 28) , при этом зна чение pr, кПа, должно определяться по формуле

рr = ρg(Δzr-0,75hbr)                                                     (81)

где Δzr - понижени е поверхности воды от расчетного уровня перед вертикальной ст еной при откат е волны, м, принимаемо е равным в за висимости от расстояния аl от линии ур еза воды до сооружения: при аl 3hbr Δzr = 0 и при а l < 3hbr Δzr = 0,25 hbr.



Р ис.2 8. Эпюры волнового давления на вертикальную волнозащитную стену пр и откате волны


3.5. Волновое давление р, кПа, на криволинейный участок стены необходимо принимать по эпюре волнового да вл ения на вертикальную ст ену сог ласно п. 3.3 с ориентированием этой эпюры по нормали к криволинейной поверхности (рис . 29).



Рис. 29. Эпюра давления воли на криволинейный участ ок волнозащитной стены


3. 6. Максимал ьные значения горизонталь ных Рх ,ехt, Рх,int кН, и вертикаль ной Рz, кН, проекций равнодействующей линейной нагру зки от волн на элем ент буны необходимо принимать по эпюрам бокового и взв ешивающ его волнового давления (рис.30) , при этом значения волнового давл ения на внешнюю р ехt, кПа, и тен евую рint, кПа, грани буны и соотв етствующие возвышения гребня волны ηех t м, и ηint, м, должны опред еляться по формулам:

,                                              (82)

    ,                                                (83)

где kα - коэффициент, принимаемый по табл. 20, в зависимости от угла α подхода фронта волны к буне.




Рис. 30. Эпюры волнового давления на буну





Таблица 20


Гр ань буны

ctgα

Ко эффициент kα при значении



0,03 и менее

0,05

0,1

0,2 и более

Внешняя

-

1

0,75

0,65

0,6

Тен евая

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


1

0

0

0

0


НАГРУЗКИ ОТ СУДО ВЫХ ВОЛН НА КР ЕПЛ ЕНИЯ БЕРЕГОВ КАНАЛОВ


3.7* Высоту судовой волны hsh, м, н еобходимо определять по формуле

,                                                   (84)*

где ds и lu - осадка и длина судна, м;

δ - коэффициент полноты водоизмещения судна;

vadm - допускаемая по эксплуатационным, требо ваниям скорость судна, м/с , определяемая по формул е

;                            (85)

ka - отношение подводной площади попер ечного сечения судна к площади живого сечения канала А , м 2;

b - ширина канала, м, по урезу воды.

3.8. Высоту наката hrsh, м, судовой волны на откос (рис. 31) следу ет опр еделять по формуле

,                                         (86)

где βsl - коэффициент, приним аемый для откосов, облицованных сплошными плитами, равным 1,4, каменным мощением - 1,0 и каменной наброской - 0,8.

3.9. Максимальное значение линейной нагр узки от судовой волны на крепления берегов каналов P, кН/м, должно приниматься по эпюрам волнового да вления (см. рис.31), при этом значения р, кПа, необходимо определять в зависимости от z по формулам:

а) при накат е волны на откос, укрепленный плитами (см. рис. 31, а) :

z = z1 = -hrsh,    p1 = 0                                                  (87)

z  = z2  = 0,        p2 = 1,34ρghsh                                        (88)

z  = z3  = 1,5hshp3 = 0,5ρghsh;                            (89)


а)



б)

в)


Рис.31.  Эпюры давления судовых волн на крепления берегов каналов

а - при накате волны на откос; б - при откате волны с откоса; в - при ложбине волны у вертикальной стены


б) при откате волны с откоса, укрепленного плитами (см. рис. 31, б):

z  = z1  = Δzf,    p1 = 0;                                                   (90)

z  = z2  = 0,5hsh,   p2 = -ρg(0,5hsh-Δzf);                                      (91)

z = z3 = dinfp3 = p2 ;                                                    (92)

в) при ложбине волны у вертикальной стены (см. рис, 31.в):

z  = z1  = Δzf,    p1 = 0;                                                   (93)

z  = z2  = 0,5hsh,   p2 = -ρg(0,5hsh - Δzf);                                     (94)

z = z3  = dsh p3  = p2;                                                    (95)

= z4  = dsh + dhp4 = 0,                                                  (96)

где dinf - глубина низа крепления откоса, м;

dh - глубина забивки шпунта, м;

Δzf - 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 - то же, с протяженностью более 4 м с упором в виде каменной призмы;

0,1hsh - для вертикальной шпунтовой стенки.


4. НАГРУЗКИ ОТ СУДОВ (ПЛАВУЧИХ ОБЪЕКТОВ) НА ГИДРОТЕХНИЧЕСКИЕ СООРУЖЕНИЯ


4.1.* При расчете гидротехнических сооружений на нагрузки от судов (плавучих объектов) необходимо определять:

нагрузки от ветра, течения и волн на плавучие объекты согласно пп. 4.2 - 4.4*;

нагрузки от навала на причальное сооружение пришвартованного судна при действии ветра, течения и волн согласно п. 4.7*;

нагрузки от навала судна при его подходе к портовому причальному сооружению согласно пп. 4.8*- 4.10;

нагрузки от натяжения швартовов при действии на судно ветра и течения согласно пп. 4.11 и 4.12.


НАГРУЗКИ ОТ ВЕТРА, ТЕЧЕНИЯ И ВОЛН НА ПЛАВУЧИЕ ОБЪЕКТЫ


4.2. Поперечную Wq, кН, и продольную Wn, кН, составляющие силы от воздействия ветра на плавучие объекты следует определять по формулам:

для судов и плавучих причалов с ошвартованными судами

;                                                  (97)

;                                                  (98)

для плавучих доков

;                                                   (99)

;                                                  (100)

где Аq 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;

ξ- коэффициент, принимаемый по табл. 21, в которой ah - наибольший горизонтальный размер поперечного или продольного силуэтов надводной части плавучего объекта.

Примечание. Площади парусности следует определять с учетом площадей экранирующих преград, расположенных с наветренной стороны.


Таблица 21


Наибольший размер силуэта плавучего объекта аh, м

до 25

50

100

200 и более

Коэффициент ξ

1

0,8

0,65

0,5


4.3. Поперечную Qw, кН, и продольную Nw, кН, составляющие силы от воздействия течения на плавучий объект следует определять по формулам:

;                                                     (101)

,                                                     (102)

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.

4.4*. Максимальные значения поперечной Q, кН, и продольной N, кН, горизонтальных сил от воздействия волн на плавучие объекты следует определять по формулам:

Q = χγ1ρghAl;                                                    (103)*

N = χρghAt,                                                       (104)

где χ - коэффициент, принимаемый по рис. 32, на котором ds - осадка плавучего объекта, м;

γ1 - коэффициент, принимаемый по табл. 21а*, 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 п. 4.3.



Рис. 32. График значений коэффициента χ


Таблица 21а*


0,5 и менее

1

2

3

4 и более

Коэффициент γ1

1

0,73

0,5

0,42

0,4


Примечание. Период изменения волновой нагрузки следует принимать равным среднему периоду волн.


4.5. 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.


4.6. 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.


НАГРУЗКИ ОТ НАВАЛА ПРИШВАРТОВАННОГО СУДНА НА СООРУЖЕНИЕ


4.7*. Линейную нагрузку от навала пришвартованного судна на сооружение q, кН/м, под действием ветра, течения и волн, высота которых превышает допускаемые значения по табл. 216*, следует определять по формуле

,                                                       (105)

где Qtot - поперечная сила от суммарного воздействия ветра, течения и волн, кН, определяемая согласно пп. 4.2, 4.3, 4.4* и 4.6;

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:

при L l  ld  = l;

при L<l  ld = L.

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.


Таблица 21б*


Угол подхода фронта волн к диаметральной

Допускаемые высоты волн h5%, м, для судна с расчетным водоизмещением D, тыс т


плоскости судна α, град

до 2

5

10

20

40

100

200 и более

До 45

0,6

0,7

0,9

1,1

1,2

1,5

1,8

90

0,9

1,2

1,5

1,8

2

2,5

3,2


НАГРУЗКИ ОТ НАВАЛА СУДНА ПРИ ПОДХОДЕ К СООРУЖЕНИЮ


4.8*. Кинетическую энергию навала судна Еq, кДж, при подходе его к портовому причальному сооружению следует определять по формуле

,                                                       (106)

где D - расчетное водоизмещение судна, т;

v - нормальная (к поверхности сооружения) составляющая скорости подхода судна, м/с, принимаемая по табл. 22;

ψ - коэффициент,  принимаемый по табл. 23, при этом для судов, швартующихся в балласте или порожнем, табличные значения ψ необходимо уменьшать 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 табл. 22, следует увеличивать в 1,5 раза.


Таблица 22



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

-

-

-

-


Таблица 23


Конструкции причальных сооружений

Коэффициент ψ для судов


морских

речных

Набережные из обыкновенных или фасонных массивов, массивов-гигантов, оболочек большого диаметра и набережные уголкового типа; больверки, набережные на свайных опорах с передним шпунтом

0,5

0,3

Набережные эстакадного или мостового типа, набережные на свайных опорах с задним шпунтом

0,55

0,4

Пирсы эстакадного или мостового типа, палы причальные

0,65

0,45

Палы причальные головные или разворотные

1,6

-


4.9. 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 рис. 33, следуя по направлению штриховой линии со стрелками.



Рис. 33. Схема построения графиков зависимости деформаций отбойного устройства (и причального сооружения) ft

а - от энергии Etotб - от нагрузки Fq


Суммарная энергия деформации Еtot, кДж, должна включать, энергию, деформации отбойных устройств Ee, кДж, и энергию деформации причального сооружения Еi, кДж; при Еe 10Ei величину Еi допускается не учитывать.

Энергию деформации, причального сооружения Ei, кДж, следует определять по формуле

,                                                        (107)

где ki - коэффициент жесткости причального сооружения в горизонтальном поперечном направлении, кН/м.

Продольная сила Fn, кН, от навала судна при подходе к сооружению должна определяться по формуле

Fn = μFq,                                                            (108)

где μ - коэффициент трения, принимаемый в зависимости от материала лицевой поверхности отбойного устройства: при поверхности из бетона или резины μ = 0,5; при деревянной поверхности μ = 0,4.

4.10. Допускаемое значение нормальной к поверхности сооружения составляющей скорости подхода судна vadm, м/с, необходимо определять по формуле

,                                                        (109)

где Еq - энергия навала, кДж, принимаемая по графикам, полученным согласно схеме рис. 33 для случая наименьшей допускаемой силы Fq, на причальное сооружение (или на борт судна);

ψ и D - обозначения те же, что и в п. 4.8*.


НАГРУЗКИ НА СООРУЖЕНИЯ ОТ НАТЯЖЕНИЯ ШВАРТОВОВ


4.11. 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 пп. 4.2 и 4.3

Воспринимаемую одной тумбой (или рымом) силу S, кН, на уровне козырька (рис. 34), независимо от количества судов, швартовы которых заведены за тумбу, а также ее поперечную Sq, кН, продольную Sn, кН, и вертикальную Sv, кН, проекции следует определять по формулам:

;                                                     (110)

;                                                         (111)

Sn = Scosα cosβ;                                                      (112)

Sv = Ssinβ,                                                         (113)

где n - число работающих тумб, принимаемое по табл. 24;

α, β - углы наклона швартова, град, принимаемые по табл. 25.



Рис. 34. Схема распределения усилия на тумбу от натяжения швартовов


Таблица 24


Наибольшая длина судна lmax, м

50 и менее

150

250

300 и более

Наибольшее расстояние между тумбами ls, м

20

25

30

30

Число работающих тумб n

2

4

6

8


Значение силы от натяжения швартова S, кН, для судов речного флота должно приниматься по табл. 26.

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 пп 4.2 и 4.3.

4.12. 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 пп. 4.2 и 4.3, должны распределяться между группами швартовных канатов следующим образом.

а) на носовые, кормовые продольные и прижимные канаты - по 0,8 Qtot, кН;

б) на шпринги - по 0,6Qtot, кН.

Если каждая группа швартовов заводится на несколько палов, то распределение усилий между ними допускается принимать равномерным. Значения углов α и β (см. рис. 34) и число работающих тумб следует устанавливать по расположению швартовных палов.


Таблица 25



Положения

Углы наклона швартова, град

Суда

тумб на

α

β


причальном сооружении


судно в грузу

судно порожнее

Морские

На кордоне

30

20

40


В тылу

40

10

20

Речные пассажирские и грузопассажирские

На кордоне

45

0

0

Речные грузовые

То же

30

0

0


Примечание. При расположении швартовных тумб на отдельно стоящих фундаментах значение угла β следует принимать равным 30 град.








Таблица 26



Сила от натяжения швартова S, кН, для судов

Расчетное водоизмещение судна в грузу D, тыс. т

пассажирских , грузопассажирских, технического флота со сплошной надстройкой

грузовых и технического флота без сплошной надстройки

0,1 и менее

50

30

0,11 - 0,5

100

50

0,51 - 1

145

100

1,1 - 2

195

125

2,1 - 3

245

145

3,1 - 5

-

195

5,1 - 10

-

245

Более 10

-

295


5*. ЛЕДОВЫЕ НАГРУЗКИ НА ГИДРОТЕХНИЧЕСКИЕ СООРУЖЕНИЯ


ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ


5.1. Нагрузки от льда на гидротехнические сооружения должны определяться на основе статистических данных о физико-механических свойствах льда, гидрометеорологических и ледовых условиях в районе сооружения для периода времени с наибольшими ледовыми воздействиями.

5.2. Прочностные характеристики льда при сжатии Rc и изгибе Rf, МПа, основные прочностные характеристики, определяющие значение ледовой нагрузки, следует вычислять по формулам:

;                                              (114)

Rf = 0,4 (Cb + Δb)                                                           (115)

где N - количество слоев одинаковой толщины, на которое разбивается (по толщине) рассматриваемое ледяное поле, при этом N 3;

Ci - среднее (арифметическое) значение прочности льда на одноосное сжатие при переходе от пластического разрушения к хрупко-пластическому, МПа, в i-м слое при температуре ti, определяемое по опытным данным (методика испытаний льда на одноосное сжатие дана в прил. 5);

Δi - доверительная граница случайной погрешности определений Ci, МПа, определяемая методами математической статистики при заданных значениях доверительной вероятности α и количестве параллельных измерений (числе испытанных образцов) n;

Cb и Δb - 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 Δi.

При отсутствии опытных данных допускается принимать значения (Ci + Δi) по табл. 27 и 28.


Таблица 27*


Тип кристаллической

Температура льда в i-м слое ледяного поля ti, С


структуры пресноводного льда

0

-3

-15

-30


Значения Ci ± Δi, МПа, при α = 0,95, n = 5


Зернистый (снежный)

1,2 ± 0,1

3,1 ± 0,2

4,8 ± 0,3

5,8 ± 0,4

Призматический (столбчатый)

1,5 ± 0,2

3,5 ± 0,3

5,3 ± 0,4

6,5 ± 0,5

Волокнистый (шестовато-игольчатый)

0,8 ± 0,1

2,0 ± 0,2

3,2 ± 0,3

3,8 ± 0,4

ti - температура льда в i-м слое ледяного поля, С, определяемая по опытным данным, а при их отсутствии - по формуле

ti = tu zi,                                                             (116)

где tu - температура льда на границе воздух (или снег) - лед, С, определяемая методами тепло- и массообмена по данным о температуре воздуха, толщине снежного покрова и скорости ветра или принимаемая равной среднесуточной температуре воздуха до момента расчетного воздействия льда на сооружение при данной толщине льда: 0,5 м - за 5 сут.; 0,75 м - за 11 сут.; 1,0 м - за 19 сут.; 1,5 м - за 43 сут.; 2,0 м - за 77 сут.;

zi - расстояние от границы лед - вода до середины i-го слоя в долях толщины ледяного поля.

Примечание. В период весеннего ледохода допускается принимать tu = 0 С при переходе температуры воздуха через ноль до момента расчетного воздействия льда на сооружение при данной толщине льда: 0,5 м - за 1 сут.; 1,0 м - за 5 сут.; 1,5 м - за 11 сут.; 2,0 м - за 19 сут.


Таблица 28


Тип кристаллической

Количество жидкой фазы в i-м слое ледяного поля υi, ‰

структуры морского льда

1

10

25

50

100

200



Значения Ci ± Δi, МПа, при α = 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


υi - 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, С, определяемая по опытным данным, а при их отсутствии - по формуле

ti = (tu - tb)zi + tb,                                                        (117)

где tb - температура льда на границе лед - вода (температура замерзания), С, определяемая по "Океанографическим таблицам" при заданном значении солености воды sw;

tu, zi - обозначения те же, что в формуле (116) табл. 27;

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.



5.3. 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 1 %-ной обеспеченности;

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 3 сут. и более до момента расчетного воздействия льда на сооружение толщина льда на границе сооружение - лед принимается по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается толщину примерзшего к сооружению льда считать равной 1,5 hd.

5.4. 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;

Примечания: 1. Толщина слоя зернистого льда, располагающегося в верхней части ледяного покрова, относится к толщине слоя призматического или волокнистого льда как 1:4.

2. Настоящие требования распространяются на пресноводный и морской однолетний лед.

3. Доверительная вероятность значения Rc и Rf при расчетах ледовых нагрузок на сооружения II и III классов принята α = 0,95, а для сооружений I класса при соответствующем обосновании следует назначать большую доверительную вероятность, но не выше α = 0,99.

4. При первой подвижке речного ледяного покрова значения Rc и Rf, определенные по формулам (114) и (115), необходимо уменьшать умножением их на коэффициент, принимаемый (при α = 0,95): для рек бассейна Среднего и Верхнего Амура и юга Забайкалья - 0,45; для рек бассейна Нижнего Амура, Средней Лены, Енисея до Енисейска, Оби до Октябрьского и севера европейской части России - 0,5: для рек бассейна Верхнего Днепра, Верхней Волги, Камы и Тобола, низовья Дона, Волги, Урала и Оби, междуречья Оби и Енисея, Верхней Лены, Алдана и крайнего северо-востока России - 0,64; для нижних течений Енисея и Лены и рек их междуречья, рек бассейна Алтая, центра, северо-запада и юго-востока европейской части России - 0,83.


НАГРУЗКИ ОТ ЛЕДЯНЫХ ПОЛЕЙ НА СООРУЖЕНИЯ


5.5. Нагрузку от воздействия движущихся ледяных полей на сооружения с вертикальной передней гранью необходимо определять:

на отдельно стоящую опору (рис. 35) с передней гранью в виде треугольника, многогранника или цилиндрического очертания Fc,p, МН, по формуле:

;                                         (118)

на секцию протяженного сооружения (рис. 36) Fc,w, МН, по формуле:

;                                                (119)

где v - скорость движения ледяного поля, м/с, определяемая по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается принимать ее равной:

для рек и приливных участков морей - скорости течения воды;

для водохранилищ и морей - 3% значения скорости ветра 1%-ной обеспеченности в расчетный период времени;

m - коэффициент формы опоры в плане, принимаемый по табл. 29;


  


Рис. 35. Схема приложения нагрузки от движущегося ледяного поля на отдельно стоящую вертикальную опору


        


Рис. 36. Схема приложения нагрузки от движущегося ледяного поля на секцию сооружения








Таблица 29



Для опор с передней гранью в виде

Коэффициент формы опоры в плане

треугольника с углом заострения в плане 2 γ, град

многогранника или полуциркульного


прямоугольника


45

60

75

90

120

очертания


m

0,41

0,47

0,52

0,58

0,71

0,83

1

Примечание. В случае внезапной подвижки смерзшегося с опорой ледяного пола для опоры с передней гранью в виде треугольника и прямоугольника принимается m = 1, для опор с передней гранью в виде многогранника или полуциркульного очертания - m =1,26.


А - максимальная площадь ледяного поля (или суммарная площадь нескольких ледяных полей, оказывающих давление друг на друга) 1 %-ной обеспеченности, м2, определяемая по натурным наблюдениям;

kb - коэффициент, принимаемый по табл. 30;

kv - коэффициент, принимаемый по табл. 31;


Таблица 30


Значение b/hd

0,3 и менее

1

3

10

20

30 и более

Коэффициент kb

для пресноводного льда

5,3

3,1

2,5

1,9

1,6

1,3


для морского льда

5,7

3,6

3,0

2,3

1,9

1,5

b - ширина опоры или секции сооружения по фронту на уровне действия льда, м


Таблица 31



Значения , с-1

10-7 и менее

5·10-5

10-4 - 5·10-4

10-3

5·10-3

10-2 и более

Коэффициент kv

0,1

0,9

1,0

0,8

0,5

0,3

- эффективная скорость деформации льда в зоне его взаимодействия с опорой, с-1, определяемая по формуле

.                                                                (120)

где ke - коэффициент, принимаемый при b/hd <30 равным 4, а при b/hd 30 -2.


γ - половина угла заострения передней грани опоры в плане на уровне действия льда, град (для опоры с передней гранью в виде многогранника или полуциркульного очертания необходимо принимать γ =70);

При этом нагрузка Fc.p, определенная по формуле (118), не может быть больше нагрузки Fb.p, МН, определяемой по формуле:

Fb.p = m kb kv Rc b hd,                                                   (121)

а нагрузка Fc.w, определенная по формуле (118), не может быть больше нагрузки Fb.w, МН, определяемой по формуле:

Fb.w = k kv Rc b hd.                                                    (122)

где k - коэффициент, принимаемый по табл. 32.


Таблица 32


Значение b/hd (или nf/hd)

0,3 и менее

1

3

10

20

30 и более

Коэффициент k (или kn)

1

0,9

0,8

0,6

0,5

0,4


Нагрузку от воздействия ледяного пола на опору с передней гранью в виде прямоугольника следует определять по формуле (121).

Rb, и hd - обозначения те же, что в пп. 5.2 и 5.3.

5.6. Нагрузку от воздействия движущегося ледяного поля на отдельно стоящую коническую опору (рис.37) или конический ледорез полуциркульного очертания при отсутствии смерзания со льдом необходимо определять по формулам:

а) горизонтальную составляющую силы Fh,p, МН,

;                      (123)

б) вертикальную составляющую силы Fv,p, МН,

,                                      (124)

а на секцию откосного профиля, рис.38, или отдельно стоящую опору прямоугольного сечения с наклонной передней гранью по формулам:

а) горизонтальную составляющую силы Fh, МП,

Fh = 0,1Rf b hd tgβ;                                                  (125)

б) вертикальную составляющую силы Fv, МН,

Fv = Fh ctgβ,                                                         (126)

где kh,1,kh,2 - коэффициенты, принимаемые по табл.33;

kh,3, kh,4, kv,1, kv,2 - коэффициенты, принимаемые по табл.34;

ρ -  плотность воды, кг/м3;

g - ускорение свободного падения, равное 9,81 м/с2;

d - диаметр конуса по ватер-линии, м;

dt - верхний диаметр конуса, м;

β - угол наклона образующей конуса (передней грани сооружения откосного профиля) к горизонту, град;

Rf, hd, b - обозначения те же, что в пп.5.2, 5.3 и 5.5.



Рис.37. Схема приложения нагрузок от движущегося ледяного поля на отдельно стоящую коническую опору




Рис.38. Схема приложения нагрузок от движущегося ледяного поля на сооружение откосного профиля


Таблица 33


Значение ρgd2/Rfhd

0,1

0,5

1

5

10

25

50

100

Коэффициенты:









kh,1

1,6

1,6

1,7

1,9

2,1

2,5

2,9

3,5

kh,2

0,31

0,24

0,21

0,11

0,08

0,05

0,02

0,02


Таблица 34


Значение β, град

20

30

40

50

60

70

Коэффициенты:







kh,3

0,25

0,27

0,31

0,36

0,46

0,67

kh,4

0,7

0,9

1,3

1,8

2,6

5,3

kv,1

2,2

1,6

1,1

0,8

0,5

0,3

kv,2

0,041

0,042

0,039

0,034

0,02 6

0,017

Примечание. Данные этой таблицы соответствуют коэффициенту трения между льдом и сооружением, равному 0,15.


Примечание. 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

Fh,f = kβ Fb,p,                                                               (127)

где kβ - коэффициент, принимаемый по табл. 35;

Fb,p - обозначение то же, что в п.5.5.

Вертикальная составляющая силы Fv,p в этом случае отсутствует.


Таблица 35


Угол наклона образующей конуса β, град

45

60

75

90

Коэффициент kβ

0,6

0,7

0,9

1


5.7. Нагрузку от во здействия движущегося ледяного поля на сооружение, состоящее из системы вертикальных колонн, Fp, МН, рис.З9, необходимо определять по формуле

Fp = nt k1 k2 Fb,p,                                                     (128)

где nt - общее число колонн в сооружении;

k1 - коэффициент, определяемый по формуле

,                                                (129)

k2 - коэффициент, принимаемый по табл.36;


Таблица 36


Значение b/a

0,1 и менее

0,5

1

Коэффициент k2

1

0,55 + 0,45

a - шаг колонн, м;

kn - коэффициент, принимаемый по табл.32 при (nfb)/hd;

nf - число колонн в первом ряду по фронту сооружения.



Примечание. Значения коэффициента k1, определенные по формуле (129), соответствуют коэффициенту вариации предела прочности льда при одноосном сжатии, равному 0,2.


hd, Fb,p, b и k - обозначения те же, что в пп.5.3 и 5.5.


 


Рис.39. Схема приложения нагрузок от движущегося ледяного поля на сооружение из системы вертикальных колонн


5.8. Нагрузку от воздействия остановившегося ледяного поля, наваливающегося на сооружение при действии течения воды и ветра FS, МН, необходимо определять по формуле

Fs = (pμ + pv + pi + pμ,a) A,                                                (130)

в которой величины pμ, pv, pi и pμ,a, МПа, определяются по формулам:

;                                                   (131)

;                                                (132)

pi = 9,210-3hdi;                                                      (133)

,                                                (134)

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 пр и их отсутствии для рек допускается принимать Lm равной утроенной ширине реки, м;

i - уклон поверхности потока;

hd и A - обозначения те же, что в пп.5.3 и 5.5.

При этом, сила Fs, определенная по формуле (130), не может быть больше силы Fb,w, опреде ленной по формуле (122) 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.


5.9. Точку приложения равнодействующей ледовой нагрузки, определенной согласно пп.5.1-5.4, 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 увеличить умножением 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.

Для морей Арктического и Дальневосточного бассейнов нагрузки на сооружения от торосистого льда уточняются по опытным данным.

При соответствующем обосно вании допускается принимать для этих морей kr = 2.


НАГРУЗКИ НА СООРУЖЕНИЯ ОТ СПЛОШНОГО ЛЕДЯНОГО ПОКРОВА ПРИ ЕГО ТЕМПЕРАТУРНОМ РАСШИРЕНИИ


5.10. Горизонтальную линейную нагрузку q, МН/м,(на 1 м длины по фронту протяженного сооружения) от сплошного ледяного покрова при его температурном расширении необходимо принимать равной наибольшему значению из полученных за рассматриваемый ряд лет.

Значения q определяются по графикам (рис. 40) при заданных значениях перепадов температуры воздуха Δθ, °С, и соответствующих им реальных и приведенных толщинах льда,  hc, м, и hred, м.

Значения Δθ 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 часов до 20 суток.

Значения hc принимаются равными средним толщинам льда за время перепада температуры.

Значения hred, м, необходимо определять по формуле

hred = hc + 1,43 hs + hr,                                               (135)

где hs - средняя толщина снега за время перепада температуры, м;

hr - добавочная толщина льда, м, принимаемая по табл. 37.



Рис.40. График значений нагрузки q







Таблица 37


Средняя скорость ветра за время перепада

Добавочная толщина льда hr, м, при средней температуре воздуха за время перепада температуры θa, °С

температуры vw , м/с

0

-10

-20

0

0,57

0,46

0,39

2,5

0,32

0,26

0,22

5

0,16

0,14

0,12

10

0,05

0,05

0,05

20

0,01

0,01

0,01


5.11. Нагрузку от воздействия ледяного покрова на отдельно стоящее сооружение Ft, МН, необходимо определять по формуле

Ft = kl q b,                                                             (136)

где kl - коэффициент принимаемый по табл.38;

b и q - обозначения те же, что в пп.5.5 и 5.10.


Таблица 38


Значение L/b

1

5

15

25

50

75

100

Коэффициент kl

1

2

4

6

10

14

17

L - расстояние от отдельно стоящего сооружения до берега или протяженного сооружения, м


При этом нагрузка Ft, определенная по формуле (136) не может быть больше силы, Ft.b, МН, определяемой по формуле

Ft.b = Rc b hc,                                                           (137)

где Rc - обозначение то же, что в п.5.2.

5.12. Точку приложения равнодействующей ледовой нагрузки, определенной согласно пп.5.10 и 5.11, необходимо принимать ниже расчетного уровня воды на 0,25 hc.


НАГРУЗ КИ НА СООРУЖЕНИЯ ОТ ЗАТОРНЫХ И ЗАЖОРНЫХ МАСС ЛЬДА


5.13. Нагрузку от движущейся заторной массы льда на отдельно стоящую опору Fb.i, МН, необходимо определять по формуле

Fb,i = 0,5m Rb,i b hb,i,                                                         (138)

где Rb.i - нормативное сопротивление заторной массы льда смятию, МПа, определяемое по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается принимать равным:

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

hb,i = ai Hb,i,                                                          (139)

где ai - коэффициент, принимаемый по та6л.39;

Нb,i - средняя глубина реки выше затора при максимальном расходе воды заторного периода, м;

m, b - обозначения те же, что в п.5.5.


Таблица 39


Значение Нb,i, м

3

5

10

15

20

25

Коэффициент ai

0,85

0,75

0,45

0,40

0,35

0,28


5.14. Силу от движущейся зажорной массы на отдельно стоящую опору Fb,j, МН, необходимо определять по формуле

Fb,j = m Rb,j b hj,                                                    (140)

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 п.5.5.


НАГРУЗКИ ОТ ПРИМЕРЗШЕГО К СООРУЖЕНИЮ ЛЕДЯНОГО ПОКРОВА ПРИ ИЗМЕНЕНИИ УРОВНЯ ВОДЫ


5.15. Вертикальную линейную нагрузку (на 1 м длины по фронту сооружения) от пример зшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды fd, МН/м (рис. 41) необходимо определять по формуле

,                                                     (141)

где h0 - изменение уровня воды, м; при этом h0 hmax;

hmax - максимальная толщина ледяного покрова, м, обеспеченностью 1 %.

При этом нагрузка fd, определенная по формуле (141), не может быть больше нагрузки fd,lim, МН/м, определяемой по формуле

,                                     (142)

где - предельное напряжение в сжатом слое изгибаемого ледяного покрова, МПа, определяемое как (ci + Δi) для нижнего слоя ледяного покрова при температуре tb в случае понижения уровня воды или для верхнего слоя ледяного покрова при температуре tu в случае повышения уровня воды;

- предельное напряжение в растянутом слое изгибаемого ледяного покрова, МПа, определяемое как 0,3 (ci + Δi) для верхнего слоя ледяного покрова при температуре tu в случае понижения уровня воды или для нижнего слоя ледяного покрова при температуре tb в случае повышения уровня воды;

ci, Δi, tu и tb - обозначения те же, что в п.5.2.


а)

б)


Рис.41. Схема приложения нагрузок от примерзшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды (УВ)

а - при понижении (УВ); б - при повышении (УВ); УВЛ - уровень воды при ледоставе


5.16. Момент силы, воспринимаемый 1 м протяженного сооружения от примерзшего ледяного покрова, Мl , МН·м/м, при изменении уровня воды (см. рис. 41), необходимо определять по формуле

,                                                    (143)

где h0, hmax - обозначения те же, что в п. 5.15.

При этом, момент силы Мl, определенный по формуле (143) не может быть бо льше момента Мl,lim, МН·м/м, определяемого по формуле

,                                           (144)

где σс,lim, σt,lim - обозначения те же, что в п. 5.15.

5.17. Вертикальную силу на отдельно стоящую опору или свайный куст от примерзшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды Fd,p, МН (рис.42), необходимо определять по формуле

,                                                (145)

где kf - коэффициент, определяемый по формуле

kf = 0,6 + 0,15 D/hmax,                                              (146)

гд е D - поп ер ечный размер (диаметр) опоры или свайного куста, м;

Rf и hmax - обозначения те же что в пп. 5.2 и 5.15.

Примечание. При прямоугольной форме опоры в плане со сторонами b и с, м, или для соору жения, состоящего из системы колонн, или куста свай с внешними габаритами опорной части на уровне действия льда b и с, м, допускается принимать ,м.


а)

б)


Рис.42. Схемы приложения нагрузки от примерзшего к отдельно стоящей опоре ледяного покрова при изменении уровня воды (УВ)

а - при понижении УВ; б - при повышении УВ


   


Рис.43. Схема приложения нагрузки от примерзшего к сооружению из системы вертикальных колонн ледяного покрова при повышении уровня воды

(при понижении уровня воды сила Fd,f направлена вниз)



Рис.44. Графики значений коэффициента Kk


5.18. Вертикальную силу на сооружение, состоящее из системы вертикальных колонн, от пример зшего к опорам ледяного покрова при изменении уровня воды Fd,f, МН (рис. 43), необходимо определять по формуле

Fd,f = KFd,p,                                                        (147)

где K - коэффициент, определяемый как произведение коэффициентов Kk для k-x колонн (принимаемых по графикам рис. 44 при заданных значениях ak,b и hmax)

,

ak - расстояние от оси произвольно выбранной основной колонны до оси k -ой колонны (см. рис .43), м;

b, nt, hmax и Fd,p - обозначения те же, что в пп. 5.5, 5.7, 5.15 и 5.17.



ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Обязательное


ЭЛЕМЕНТЫ ВОЛН НА ОТКРЫТЫХ И ОГРАЖДЕННЫХ АКВАТОРИЯХ


1. При определении элем ентов волн на открытых и огражденных акваториях необходимо учитывать следующие волнообразующие факторы: скорость ветра ( ее величину и направление), продолжитель ность н епр еры вного действия в етра над водной поверхностью, размеры и конфигурацию охвач енной в етром акватории, рельеф дна и глубину водо ема с уч етом колебаний уровня воды.

2. Расч етны е уровни воды и характ еристики ветра необходимо опред елять по р езультатам статистич еской обработки данных многолетних (не мене е 25 лет) рядов наблюд ений в безледные сезоны, при этом расч етны е уровни воды должн ы определяться с учетом приливо-отливных, сгонно-нагонных, сезонных и годовых колебаний уровней.

3. Расчеты элементов волн необходимо производить с учетом деления водоема на следующие зоны по глубине:

глубоковод ная - с гл убиной d > 0,5, где дно на влия ет на основны е характ еристики волн;

мелководная - с глубиной 0,5 d > dcr, где д но оказывает влияни е на развитие волн и на основны е их характеристики;

прибойная - с глубиной от dcr до dcr,u, в пред елах котор ой начина етс я и завершается ра зрушение волн;

приурезовая - с глубиной менее dcr,u, в пр еделах которой поток от разрушенных волн периодически накатыва ется на берег.

4. При опр еделении устойчивости и прочности гидротехнических сооружений и их элементов расчетную обеспеченность высот волн в системе необходимо принимать по табл. 1.


Таблица 1


Гидротехнические сооружения

Расчетная обеспеченность высот волн в с истеме, %

Сооружения вертикального профиля

1

Сквозные сооружения и обтекаемы е преграды класса:


I

1

II

5

III, IV

13

Берегоукрепительные сооружения класса:


I, II

1

III, IV

5

Оградительные сооружения откосного профиля с креплением:


бетонными плитами

1

кам енной наброской, обыкнов енными или фасонными массивами

2


Примечания: 1. При о пр еделении нагрузок на сооружения необходимо принимать высоту волны заданной обеспеченности в системе hi и среднюю длину волны ; для сквозных конструкций следует определять максимальное воздействие волн при изменении длины расчетной волны в пределах от 0,8 до 1,4.

2. Расчетную обеспеченность высот волн в системе необходимо принимать:

при определении защищенности портовых акваторий         5%

при определении наката волн         1%.

3. При назначении вы сотных отметок сквозных сооружений, возводимых на открытых акваториях, допускается расчетную обеспеченность высот волн в системе принимать 0,1% при надлежащем обос новании.





РАСЧЕТНЫЕ УРОВНИ ВОДЫ


5*. Максимальный расчетный уровень воды необходимо принимать согласно требованиям СНиП на проектируемые сооружения (объекты). При определении нагру зок и возд ействий , на гидротехнические сооружения обеспеченности расчетных уровней должны быть не более: для сооружений I класса -1% (1 раз в 100 л ет), II и III классов - 5 % ( 1 раз в 20 л ет) , а для IV класса - 10% (1 раз в 10 лет) по наивысшим годовым уровням в безледный п ериод.

Прим ечание. 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 уров ням - для подпорных (волнозащитных) стен IV кл ассы, бун и подводных волноломов IV класса - 50%; для искусственных пляжей с защитными сооружениями (буны, подводные волноломы - IV класс) -50%.


6*. Высо ту ветрового наг она , м, с леду ет принимать по данн ым натурных наблюдений, а при их отс утств ии (без учета конфигурации береговой лин ии и пр и постоянной г луб ине дна d) допуска ется опр ед елять по форм уле

,                                       (148)*

где αw- угол ме жду п родольно й осью водо ема и напра влени ем в етр а, град;

Vw - расч етн ая скор ости ветра, о пр ед еля емая по п. 9* ;

L - р азго н , м;

Kwкоэффициент, принимаемый по табл. 2*


Таблица 2*


Vw, м/с

20

30

40

50

Kw.106

2,1

3

3,9

4,8


РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВЕТРА


7. При опр еделении элементов ветровых волн и ветрового нагона должны приниматься обесп еч енности расчетного шторма для сооружений I, II классов - 2% (1 раз в 50 лет) и III, IV классов - 4% (1 раз в 25 лет).

Для сооружений I и II классов допускается обеспеченность расчетного шторма принимать 1% (1 раз в 100 л ет) при надлежащем обосновании.

8*. Сочетание обеспеченности скорости ветра с обесп еч енность ю уровня воды сл едует принимать для сооружений I и II классов, в том числе для условий водохранилищ при нормальном подпорном уровне (НПУ), согласно пп. 5* и 7 и уточнять по данным натурных наблюдений.

9*. Расчетную скорость ветра на высоте 10 м над поверхностью водоема Vw, м/с, следует определять по формуле

Vw = kfl kl Vl                                                         (149)

где Vl - скорость ветра на высоте 10 м над поверхностью земли (водоема), соответст вующая 10-минутному интервалу осреднения и обеспеченности, принимаемой по п. 7;

kfl - коэффициент пересчета данных по скоростям ветра, измеренным по флюгеру, принимаемый по форм уле , но не боле е1;

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 прочее) или в покрытой снегом местностью; по табл. 3* - при измерении скорости ветра над местностью типа А, В или С, устанавлива емого в со ответствии с требованиями СНиП на ветровые нагрузки и дополнениями к нему.



Таблица 3 *


Скорость ветра Vl,. м/с

Значения коэффициента kl при тип е м естности


А

В

С

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


10. При предварительном определении элементов волн среднее значение разгона, м, дл я заданной расчетной скорости ветра Vw, м/с, допускается определять по формуле

,                                                          (150)

где kvis - коэффициент, принимаемый равным 51011;

v - коэффициент кинематической вязкости воздуха, принимаемый равным  10-5м2/с.

Значения пр едельного разгона Lu, м, допускается принимать по табл. 4 для заданной расчетной скорости ветра Vw, м/с.

Таблица 4


Скорость ветра Vw, м/с

20

25

30

40

50

Значения предельного разгона Lu·10-3

1600

1200

600

200

100


11. Расчетные скорости ветра при разгонах менее 100 км допускается опр ед елять по данным нат ур ных наблюдений над максимал ьными ежегодными значениями скоростей ветра без учета их продолжит ельности.

12*. Расч етные скорости ветра при разгонах более 100 км следует опреде лять с учетом их прос транственного распр ед еления (см. рекомендуемо е прил. 3*).


ЭЛЕМЕНТЫ ВОЛН В ГЛУБОКОВОДНОЙ ЗОНЕ


13. Среднюю высоту , м, и средний период волн с, в глубоко водной зоне необходимо определять по верхней огибающей кривой рис. 1. По знач ениям безразмерных величин gt/Vw и gL/ и верхней огибающей кривой необходимо опр ед елять знач ения / и и по меньшим их величинам принять среднюю высоту и ср едний период волн.

С реднюю длину волн , м, при известном значении следует определять по формуле

.                                                          (151)

Примечание. При переменных скоростях ветра вдоль разгона волн допускается принимать по результатам последовательного определения высоты волны для участков с постоянными значениями скорости ветра.


14 *. При сложной конфигурации бер еговой черты ср еднюю высоту волны, м, необходимо опр еделять по формул е

                      (152)

гд е , м, (при n = 1; ±2; ±3; ±4) - ср едни е высоты волн, которые должны приниматься согласно рис. 1, по расчетной скорости ветра и проекциям л учей Ln, м, на направление главного луча, совпадающего с направлением ветра. Лучи проводятся из расчетной точки до пересеч ения 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 , м, в секторе n необходимо определять по форму ле

,                                           (152a)*

где χni, vnj - соответственно угло вые размеры i- го препятствия и j-го промежутка между соседними препятствиями, отн ес енны е к угл у 22,5 град ( i = 1,2,3... kn; j = 1,2,3,..., ln) в пределах n-го с ектора, назнача емого в интервал е ±11,25 град от направл ения луч а.

Средние высоты волн , м, следует опред елять по рис. 1 по расч етной скорости ветра и разгону L, равному про екци ям луч ей Lni и Lnj , м, на направление в етра. Лучи Lni и Lnj равны соотв етственно расстоянию от расч етной точки до п ер есеч ения с i-м преп ятстви ем или подв етренным б ер егом в j -м промежутк е.

Ср едний пер иод волн опр ед еля ется по безразмерной в еличин е , которая принимается согласно рис. 1 при известной б езразмерной величине . Среднюю длину волн следует опред елять по формуле (151).


Примечание. Конфигур аци й береговой черты принимается сложной, если величина Lmax/Lmin 2, где Lmax и Lmin - наибольший и наименьший лучи, проведенные из расчетной точки в с ектор е ±45 гр яд от направления ветра до пересечения с подветренным берегом.



Рис. 1. Графики для определения элементов ветровых волн в глубоководной и мелководной зонах


15*. Высоту волны i %-ной обеспеченности в системе hd,i, м, следует определять умножением средней высоты волн на коэффициент ki, принимаемый по графикам рис. 2 для безразмерной величины . При сложной конфигурации береговой черты значение, должно приниматься по величине , и верхней огибающ ей кривой рис. 1.


Рис. 2. Графики значений коэффи циента ki


Элементы волн с об еспеч енностью по режиму 1; 2; 4% необходимо принимать по функциям р аспределения, опред ел яемым по натур ным данным, а при их отсутствии или недостаточности - по р езультатам обработки синоптических карт (см. реком ендуемо е прил. 3*).

16. Превышение вершины волны над расчетным уровнем ηс, м, следует определять по безразмерной величине ηс/hi (рис.3) для данного значения , принимая .


ЭЛЕМЕНТЫ ВОЛН В МЕЛКО ВОДНОЙ ЗОНЕ


17. Высоту волн i%-ной об есп еч енности hi, м, в мелководной зоне с уклон ами дна 0,002 и более сл едует определять по формуле

,                                                      (153)

где kt - коэффициент трансформации;

kr - коэффици ент рефракции;

kl - обобщенный коэффициент потерь.

Коэффициенты kt, kr и kl следует о пределять по п.18.

Длину волн, перемещающихся из глубоководной в мелководную зону, необходимо определять по рис. 4 при заданных безразмерных величинах и , при этом период во лн принимается равным периоду волн в глубоководной зоне.

Превышение вершины волны над расчетным уровнем ηс, м, следу ет опр ед елять по рис. 3 для данных безразмерных в еличин и .

18. Коэффици ент трансформации необходимо принимать по графику 1 рис.5. Коэффициент рефракции должен опр ед елят ься по формуле

,                                                           (154)

где ad - расстояние между смежными волновыми лучами в глубоководной зоне, м;

а - расстояние между т еми же лучами по линии, проходящ ей через заданную точку м елководной зоны, м.


Рис. 3. Графики для определения значений ηс/hi в мелководной и ηc,sur/hi в прибойной зонах



Рис. 4. Графики для определения значений в мелководной и в прибойной зонах



Рис. 5. Графики для определения

1 - коэффициента kt; 2, 3 и 4 - величины


Лучи волн на плане р ефракции в глубоко водной зон е необходимо принимать по заданному напр авл ению распространения волн, а в м елководной зоне их сл едует продолжать в соответствии со схемой и графиками рис. 6.

Обобщенный коэффициент потерь kl должен определяться по заданным значениям величины и уклону дна i абл. 5) ; при уклонах дна 0,03 и бол ее следует принимать знач ение обобщенного коэффициента потерь равным едини це.


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 гл авного луча.



а)


б)


Рис. 6. Схема (а) и графики (б) для построения плана рефракции


Таблица 5


Относительная глубина

Значения коэффициента kl при укло нах дна i


0,025

0,02-0,002

0,01

0,82

0,66

0,02

0,85

0,72

0,03

0,87

0,76

0,04

0,89

0,78

0,06

0,9

0,81

0,08

0,92

0,84

0,1

0,93

0,86

0,2

0,96

0,92

0,3

0,98

0,95

0,4

0,99

0,98

0,5 и более

1

1


19. Среднюю высоту и средний период волн в мелководной зоне с уклонами дн а 0,001 и менее необходимо определять по графикам рис.1. По безразмерным величинам и принимаются значения и и по ним определяются и .

Высоту волны i % - ной обеспеченности в сист еме сл едует определять умножением средн ей высоты волн на коэффициент ki, принимаемый по графикам рис. 2. По безразмерным величинам и определяются значения коэффициента ki, из которых принимается наименьший.

Среднюю длину волн при изв естном значении среднего периода сл едует определять в соответствии с п.13.

Превышение вершины волны н ад расч етным уровнем должно определяться по рис.3.

Примечание. Элем енты волн, перемещающихся из мелководной зоны с уклонами дна 0,001 и менее в зону с уклонами дна 0,002 и более, необходимо определять согл асно пп.17 и 18, п ри этом принимается значение исходной средней высоты .


ЭЛЕМЕНТЫ ВОЛН В ПРИБОЙНОЙ ЗОНЕ


20. Высоту волн в прибойной зоне hsur1%, м, необходимо определять для заданных уклонов дна i по графикам 2, 3 и 4 рис. 5; при этом по безразмерной величине принимается значение и соответственно опр еделяется hsur1%.

Длину волны в прибойной зоне , м, следует определять по верхней огибающ ей кривой рис.4, превышение вершины волны над расчетным уровнем ηc,sur, м - по верхней огибающей кривой рис.3.

21. Критическа я глубина dcr, м, при п ервом обрушении волн должна определяться для заданных уклоно в дна i по графикам 2, 3 и 4 рис. 5 м етодом пос ледовательных приближений. По ряду задаваемых значений глубин d в соответствии с пп.17 и18 опр ед еляются величины и по график ам 2, 3 и 4 рис.5 - соответствующие им значения , из которых принимается dcr, численно совпадающее с одной из задаваемых глубин d.

22. Критическую глубину, соот ветствующую последнему обрушению волн dcr,u при постоянном уклоне дна, следу ет опред елять по формуле

,                                                     (155)

где ku - коэффициент, принимаемый по табл.6;

n - число обрушений (включая п ервое) , принимаемое из ряда n = 2, 3 и 4 при выполнении неравенств

и

При определении глубины последн его обрушения dcr,u