Купить систему ГАРАНТ Получить демо-доступ Узнать стоимость Информационный банк Подобрать комплект Семинары

Строительные нормы и правила СНиП 2.06.04-82* "Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов)" (утв. постановлением Госстроя СССР от 15 июня 1982 г. N 161) (не действуют)

Строительные нормы и правила СНиП 2.06.04-82*
"Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов)"
(утв. постановлением Госстроя СССР от 15 июня 1982 г. N 161)

 

Срок введения в действие 1 января 1984 г.

Взамен СНиП II-57-75

ГАРАНТ:

Приказом Минрегиона России от 29 декабря 2011 г. N 635/12 настоящие СНиП признаны не действующими на территории РФ с 1 января 2013 г. Введена актуализированная редакция настоящего документа с шифром СП 38.13330.2012

Отдельные части настоящих СНиП, указанные в Перечне национальных стандартов и сводов правил, утвержденном распоряжением Правительства РФ от 21 июня 2010 г. N 1047-р, признаны обязательными для применения для обеспечения соблюдения требований Технического регламента о безопасности зданий и сооружений

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

Нормы устанавливают нормативные значения нагрузок и воздействий от волн, льда и судов на гидротехнические сооружения. Расчетная нагрузка должна определяться как произведение нормативной нагрузки на коэффициент надежности по нагрузкам , учитывающий возможное отклонение нагрузки в неблагоприятную сторону от ее нормативного значения; 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 и глубине над бермой ; при этом в формулах для свободной волновой поверхности и волнового давления вместо глубины до дна , м, необходимо применять условную расчетную глубину d, м, определяемую по формуле

 

, (1)

 

где - глубина над подошвой сооружения, м;

- коэффициент, принимаемый по графикам рис.2;

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

 

РИС. 1.

 

РИС.2. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТА K_BR

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

 

, (2)

 

где - круговая частота волны;

- средний период волны, с; время, с;

- волновое число;

- средняя длина волны, м.

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

a) - при подходе к стене вершины волны, возвышающейся над расчетным уровнем на , м;

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

 

; (3)

 

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

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

1.3. В глубоководной зоне горизонтальную линейную нагрузку на вертикальную стену , 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 - плотность воды, ;

g - ускорение свободного падения, равное 9,81 ;

z - ординаты точек , м, отсчитываемые от расчетного уровня.

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

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

 

                                                                Таблица 1

 

N
точек
Заглубление точек
z, м
Значение волнового давления
р, кПа
при гребне
1

2

3

4

5
эта_с

0

0,25d

0,5d

d
р_1 = 0

р_2 = k_2 ро gh

р_3 = k_3 ро gh

р_4 = k_4 ро gh

р_5 = k_5 ро gh
при ложбине
6

7

8

9


Примечание
следует принима
0

эта_t

0,5d

d


Значения коэффициент
ь по графикам рис. 3,
р_6 = 0

р_7 = -ро g эта_t

р_8 = -k_8 ро gh

р_9 = -k_9 ро gh


в k_2, k_3, k_4, k_5, k_8 и k_9
4, 5.

 

РИС.3. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТОВ K_2 И K_3

 

РИС.4. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТОВ K_4 И K_5

 

РИС.5. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТОВ K_8 И K_9

Нагрузки и воздействия волн на сооружения вертикального профиля и их элементы (особые случаи)

 

1.5*. Волновое давление р, кПа, на вертикальную стену с возвышением над расчетным уровнем верха сооружения , м, на величину менее , м, следует определять согласно пп.1.3 и 1.4 с последующим умножением полученных значений давления на коэффициент , определяемый по формуле

 

, (5)

 

где знаки "плюс" и "минус" соответствуют положению верха сооружения выше или ниже расчетного уровня воды.

Возвышение или понижение свободной волновой поверхности , определенное по п.1.2, следует также умножать на коэффициент .

Горизонтальная линейная волновая нагрузка , кН/м, в рассматриваемом случае должна определяться по площади эпюры волнового давления в пределах высоты вертикальной стены.

1.6. При подходе фронта волны к сооружению под углом , град, со стороны открытой акватории (в расчетах устойчивости сооружения и прочности грунтов основания) линейную волновую нагрузку на вертикальную стену, определенную согласно пп.1.3 и 1.4, необходимо уменьшать путем умножения ее на коэффициент , принимаемый равным:

 

альфа, град k
cs
45
60
75
1
0,9
0,7

 

Примечание. При перемещении фронта волн вдоль стены, т.е. для , близких или равных 90 град, волновую нагрузку на секцию сооружения следует определять согласно п. 1.7.

1.7. Горизонтальную нагрузку от дифрагированных волн со стороны огражденной акватории следует определять при относительной длине секции сооружения ; при этом расчетную эпюру волнового давления со значениями р, кПа, допускается выполнять по трем точкам, рассматривая следующие случаи:

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

 

, ; (6)

 

, ; (7)

 

, ; (8)

 

РИС.6.

 

б) подошва волны совмещена с серединой секции сооружения (рис. 6, б):

 

; (9)

 

; (10)

 

, , (11)

 

где - высота дифрагированной волны, м, определяемая согласно обязательному прил. 1;

- коэффициент, принимаемый по табл. 2

 

                                                                Таблица 2

 

Относитель-
ная длина
секции
______
l/ламбда
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
Коэффициент
k_l


Примечан
___
d >= 0,3 лам

давления, пр
равным нулю
0,98



е. При
__
да сле

нимая
(см. р
0,92



глубине

ует ст

а глуби
с. 6).
0,85



со стор

оить т

е z_3 =
0,76



ны огра

еугольн
___
0,3 лам
0,64



денной

ю эпю
__
да вол
0,51



акват

у вол

овое
0,38



рии

ового

авлени
0,26

1.8. Взвешивающее волновое давление в горизонтальных швах массивовой кладки и по подошве сооружения следует принимать равным соответствующим величинам горизонтального волнового давления в крайних точках (см. рис. 1 и 6) при линейном изменении его в пределах ширины сооружения.

1.9. Максимальную донную скорость , м/с, перед вертикальной стеной (от действия стоячих волн) на расстоянии от передней грани стены необходимо определять по формуле

 

, (12)

 

где - коэффициент, принимаемый по табл. 3.

 

                                                                Таблица 3

 

Пологость волны
______
ламбда/h
8 10 15 20 30
Коэффициент k_sl 0,6 0,7 0,75 0,8 1

 

Допускаемые значения неразмывающих донных скоростей , м/с, для грунта крупностью фракций D, мм, следует принимать по рис. 7; при необходимо предусматривать защиту от размыва основания.

 

РИС.7. ГРАФИК ДОПУСКАЕМЫХ ЗНАЧЕНИЙ НЕРАЗМЫВАЮЩИХ ДОННЫХ СКОРОСТЕЙ

1.10. Эпюра взвешивающего волнового давления на берменные массивы должна приниматься трапецеидальной, согласно рис. 1, б, с ординатами , кПа, определяемыми (при i = 1, 2 или 3) по формуле

 

, (13)

 

где - расстояние от стены до соответствующей грани массива, м;

- коэффициент, принимаемый по табл. 4;

- волновое давление на уровне подошвы сооружения.

 

                                                                Таблица 4

 




Относительная
______
глубина d/ламбда
Коэффициент k при
br
______
пологостях волн ламбда/h
15 и менее 20 и более
Менее 0,27
От 0,27 до 0,32
Более 0,32
0,86
0,6
0,3
0,64
0,44
0,3

Нагрузки от разбивающихся и прибойных волн на сооружения вертикального профиля

 

1.11. Расчет сооружений на воздействие разбивающихся волн со стороны открытой акватории должен производиться при глубине над бермой и глубине до дна (рис. 8).

 

РИС.8. ЭПЮРЫ ДАВЛЕНИЯ РАЗБИВАЮЩИХСЯ ВОЛН НА ВЕРТИКАЛЬНУЮ СТЕНУ

 

Горизонтальную линейную нагрузку , кН/м, от разбивающихся волн необходимо принимать по площади эпюры бокового волнового давления, при этом величины р, кПа, для значений ординат z, м, следует определять по формулам:

 

; (14)

 

, ; (15)

 

, . (16)

 

Вертикальную линейную нагрузку , кН/м, от разбивающихся волн следует принимать равной площади эпюры взвешивающего волнового давления и определять по формуле

 

, (17)

 

где - коэффициент, принимаемый по табл. 5.

 

                                                                Таблица 5

 

a
------
d - d
b f

<=3

5

7

9
Коэффициент мю 0,7 0,8 0,9 1

 

Максимальную скорость воды , м/с, над поверхностью бермы перед вертикальной стеной при разбивающихся волнах необходимо определять по формуле

 

. (18)

1.12. Расчет сооружений на воздействие прибойных волн со стороны открытой акватории должен производиться при глубине на примыкающем к стене участке дна протяженностью не менее , м (рис. 9), при этом возвышение вершины максимальной прибойной волны , м, над расчетным уровнем следует определять по формуле

 

, (19)

 

где - высота прибойной волны, м;

- критическая глубина, м.

 

РИС.9. ЭПЮРЫ ДАВЛЕНИЯ ПРИБОЙНЫХ ВОЛН НА ВЕРТИКАЛЬНУЮ СТЕНУ

 

Горизонтальную линейную нагрузку, кН/м, от прибойных волн необходимо принимать по площади эпюры бокового волнового давления, при этом величины , кПа, для значений ординат z, м, должны определяться по формулам:

 

 

где - средняя длина прибавочной волны, м.

Вертикальную линейную нагрузку , кН/м, от прибойных волн следует принимать равной площади эпюры взвешивающего волнового давления (с высотой ) и определять по формуле

 

. (23)

 

Максимальная донная скорость прибойной волны , м/с, перед вертикальной стеной со стороны открытой акватории должна определяться по формуле

 

. (24)

1.13. Определение нагрузок на вертикальную стену от воздействия разбивающихся и прибойных волн (см. рис.8 и 9) при надлежащем обосновании допускается производить динамическими методами, учитывающими импульсы давления и инерционные силы.

Нагрузки и воздействия волн на сооружения откосного профиля

 

1.14*. Высоту наката на откос волн обеспеченностью 1% по накату (, м) для фронтально подходящих волн при глубине перед сооружением надлежит определять по формуле

 

, (25)

 

где и - коэффициенты шероховатости и проницаемости откоса, принимаемые по табл. 6;

- коэффициент, принимаемый по табл. 7*;

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

При глубине перед сооружением коэффициент необходимо принимать для значений пологости волны, указанной на рис. 10* в скобках и определяемой при глубине .

Высоту наката на откос волн обеспеченностью i, %, по накату необходимо определять умножением полученного по формуле (25) значения , м, на коэффициент , принимаемый по табл. 8.

 

                                                                Таблица 6

 

Конструкция
крепления
откоса
Относительная
шероховатость
r/h_1%
Коэффициент
k_r
Коэффициент
k_p
Бетонными (железобе-
тонными) плитами

Гравийно-галечнико-
вое, каменное или
крепление бетонными
(железобетонными)
блоками


Примечание. Хар
принимать равным сре
среднему размеру бет
-


Менее 0,002
0,005-0,01
0,02
0,05
0,1
Более 0,2

ктерный размер
нему диаметру зе
нных (железобето
1


1
0,95
0,9
0,8
0,75
0,7

шероховатости
ен материала кр
ных) блоков.
0,9


0,9
0,85
0,8
0,7
0,6
0,5

r, м, следует
пления откоса или

 

                                                               Таблица 7*

 

Значение ctg фи 1-2 3-5 Более 5
Коэффициент k_sp при скорости ветра
V_w, м/с:
20 и более
10
5 и менее

Примечание. Фи - угол наклона от


1,4
1,1
1

оса к гор


1,5
1,1
0,8

зонту, гра


1,6
1,2
0,6

.

 

                                                                Таблица 8

 

Обеспеченность по
накату i, %
0,1 1 2 5 10 30 50
Коэффициент k_i 1,1 1 0,96 0,91 0,86 0,76 0,68

 

РИС.10*. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТА K_RUN

 

При подходе фронта волны к сооружению под углом , град, со стороны открытой акватории величину наката волн на откос следует уменьшать умножением на коэффициент , принимаемый по табл. 9.

 

                                                                Таблица 9

 

Значение
угла альфа, град
0 10 20 30 40 50 60
Коэффициент
k_альфа
1 0,98 0,96 0,92 0,87 0,82 0,76

 

Примечание. 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 , м, для размываемых грунтов или на глубине , м, - для неразмываемых грунтов (где h, и - соответственно высота волны и глубина воды в створах первого и последнего обрушений, м).

1.15. Эпюра волнового давления на откос при , укрепленный монолитными или сборными плитами, должна приниматься по рис. 11, при этом максимальное расчетное волновое давление , кПа, необходимо определять по формуле

 

, (26)

 

где - коэффициент, определяемый по формуле

 

; (27)

 

- коэффициент, принимаемый по табл. 10;

 

РИС.11.

 

                                                               Таблица 10

 

Пологость волны
______
ламбда/h
10 15 20 25 35
Коэффициент
k_f
1 1,15 1,3 1,35 1,48

 

- максимальное относительное волновое давление на откос в точке 2 (см. рис. 11), принимаемое по табл 11.

 

                                                               Таблица 11

 

Высота волны h, м 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 >=4
Максимальное
относительное
волновое давление
p_rel
3,7 2,8 2,3 2,1 1,9 1,8 1,75 1,7

 

Ордината , м, точки 2 приложения максимального расчетного волнового давления должна определяться по формуле

 

, (28)

 

где А и В - величины, м, определяемые по формулам

 

; (29)

 

. (30)

 

Ордината , м, соответствующая высоте наката волн на откос, должна определяться согласно п. 1.14*.

На участках крепления по откосу выше и ниже точки 2 (см. рис. 11) следует принимать значения ординат эпюры волнового давления р, кПа, на расстояних, м:

при и ;

при и ,

где

 

. (31)

 

Ординаты эпюры волнового противодавления , кПа, на плиты крепления откосов следует определять по формуле

 

, (32)

 

где - относительное волновое противодавление, принимаемое по графикам рис. 12.

 

РИС.12.

 

1.16. Нагрузку от волн на откос, укрепленный плитами, для сооружений I и II класса при высоте волн более 1,5 м обеспеченностью 1% в системе допускается при надлежащем обосновании определять методами, в которых учитывается нерегулярность ветровых волн.

При наличии берм и переменных уклонов отдельных участков сооружений откосного профиля нагрузки от волн на крепления откосов необходимо определять по данным лабораторных исследований.

1.17*. При проектировании сооружений откосного профиля и креплений откосов из рваного камня, обыкновенных и фасонных бетонных или железобетонных блоков массу отдельного элемента m или , т, соответствующую состоянию его предельного равновесия от действия ветровых волн, необходимо определять:

при расположении камня или блока на участке откоса от верха сооружения до глубины z = 0,7h по формуле

 

; (33)*

 

то же, при z > 0,7h по формуле

 

, (34)

 

где - коэффициент, принимаемый по табл. 12; при >15, а также при наличии бермы следует уточнять по опытным данным;

- плотность камня, т/.

 

                                                              Таблица 12*

 

Элементы крепления Коэффициент
k_fr
при наброске при укладке
Камень
Обыкновенные бетонные блоки
Тетраподы и другие фигурные блоки
0,025
0,021
0,008
-
-
0,006

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

Значение коэффициента должно определяться по формуле

 

, (35)

 

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

- масса камня, большая или меньшая расчетной, т;

и - диаметры фракций камня, см, приведенные к диаметру шара, имеющего массу соответственно и m.

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

 

РИС. 13.

1.19*. При пологости откосов , укрепляемых несортированной разнозернистой каменной наброской, расчетную массу камня m, т, соответствующую состоянию его предельного равновесия от действия ветровых волн, необходимо определять по формуле (33*) при с умножением полученных результатов на коэффициент , определяемый по табл.12а*.

 

                                                             Таблица 12а*

 

ctg фи 6 8 10 12 15
Коэффициент k_фи при
______
ламбда/h >= 10
0,78 0,52 0,43 0,25 0,2

 

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

 

                                                             Таблица 12б*

 

Коэффициент разнозернистости
D_60/D_10
5 10 20 40-100
Минимальное содержание фракций
диаметром D_ba,% (по весу)
50 30 25 20

 

2. Нагрузки от волн на обтекаемые преграды и сквозные сооружения

 

Нагрузки от волн на вертикальную обтекаемую преграду

 

2.1. Максимальную силу от воздействия волн , кН, на вертикальную обтекаемую преграду с поперечными размерами и (рис. 14, а) при необходимо определять из ряда значений, получаемых при различных положениях преграды относительно вершины волны , по формуле

 

, (36)

 

где и - соответственно инерционный и скоростной компоненты силы от воздействия волн, кН, определяемые по формулам:

 

РИС.14.

 

; (37)

 

; (38)

 

и - коэффициенты сочетания инерционного и скоростного компонентов максимальной силы от воздействия волн, принимаемые соответственно по графикам 1 и 2 рис. 15;

h и - высота и длина расчетной волны, принимаемые согласно п. 4 обязательного прил. 1;

a - размер преграды по лучу волны, м;

b - размер преграды по нормали к лучу волны, м;

- коэффициент, принимаемый по табл. 13;

и - инерционный и скоростной коэффициенты глубины, принимаемые соответственно по графикам а и б рис. 16;

и - инерционный и скоростной коэффициенты формы преграды с поперечным сечением в виде круга, эллипса и прямоугольника, принимаемые по графикам рис. 17.

 

                                                               Таблица 13

 

Относительный размер преграды
a/ламбда, b/ламбда, D/ламбда
0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,4
Коэффициент k_v 1 0,97 0,93 0,86 0,79 0,7 0,52

 

Примечания: 1. Расчет сквозных сооружений или отдепьно стоящих обтекаемых преград на нагрузки от волн должен производиться, как правило, с учетом шероховатости их поверхности. При наличии опытных данных по снижению влияния коррозии и морских обрастаний коэффициенты формы необходимо определять по формулам:

 

; (39)

 

, (40)

 

где и - уточненные опытные значения коэффициентов инерционного и скоростного сопротивлений.

2. При подходе волн под углом к обтекаемой преграде (в виде эллипса или прямоугольника) допускается коэффициенты формы определять интерполяцией между их значениями по главным осям.

3. Максимальную силу от воздействия волн , кН, на вертикальную обтекаемую преграду при значении допускается принимать , а при значении принимать ; в других случаях следует определять из ряда значений, полученных по формуле (36) при различных x.

 

РИС. 15.

 

РИС. 16.

 

РИС. 17.

2.2. Линейную нагрузку от волн q, кН/м, на вертикальную обтекаемую преграду на глубине z, м, при максимальной силе от воздействия волн (см. рис.14, а) необходимо определять по формуле

 

, (41)

 

где и - инерционный и скоростной компоненты максимальной линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам :

 

; (42)

 

; (43)

 

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

и - коэффициенты линейной нагрузки от волн, принимаемые по графикам а и б рис. 19 при значениях относительной глубины .

2.3. Превышение взволнованной поверхности , м, над расчетным уровнем должно определяться по формуле

 

, (44)

 

где - относительное превышение взволнованной поверхности, определяемое по рис. 20.

Превышение средней волновой линии над расчетным уровнем , м, следует определять по формуле

 

, (45)

 

где - относительное превышение вершины волны, определяемое по рис. 20 при значении x = 0.

2.4. Нагрузки от волн Q и q на вертикальную обтекаемую преграду при любом ее расположении х, м, относительно вершины волны следует определять по формулам (36) и (41), при этом коэффициенты и должны приниматься по графикам 1 и 2 рис.15, а и - по графикам 1 и 2 рис.18 для данного значения .

 

2.5. Расстояние , м, от расчетного уровня воды до точки приложения максимальной силы от воздействия волн на вертикальную обтекаемую преграду необходимо определять по формуле

 

, (46)

 

где и - коэффициенты, принимаемые по графикам 1 и 2 рис. 15 при х, соответствующем ;

и - ординаты точек приложения соответственно инерционного и скоростного компонентов сил, м, определяемые по формулам:

 

; (47)

 

, (48)

 

где и - относительные ординаты точек приложения инерционного и скоростного компонентов сил, принимаемые по графикам рис. 21;

и - инерционный и скоростной коэффициенты фазы, принимаемые по графикам рис.22.

 

РИС. 18.

 

РИС. 19.

 

Расстояние от расчетного уровня воды до точки приложения силы Q при любом удалении x от вершины волны до преграды следует определять по формуле (46), при этом коэффициенты и должны приниматься согласно графикам 1 и 2 рис. 15 для данного значения .

 

РИС.20. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТА ЭТА_REL

 

РИС.21. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ ОТНОСИТЕЛЬНЫХ ОРДИНАТ

 

РИС .22.

Нагрузки от волн на горизонтальную обтекаемую преграду

 

2.6. Максимальное значение равнодействующей линейной нагрузки от волн , кН/м, на горизонтальную обтекаемую преграду (см. рис. 14, б) с поперечными размерами , м, и , м, при , но и при должно определяться по формуле

 

(49)

 

для двух случаев:

с максимальной горизонтальной составляющей линейной нагрузки , кН/м, при соответствующем значении вертикальной составляющей линейной нагрузки , кН/м;

с максимальной вертикальной составляющей линейной нагрузки , кН/м, при соответствующем значении горизонтальной составляющей линейной нагрузки , кН/м.

Расстояние х, м, от вершины волны до центра преграды при действии максимальных линейных нагрузок и должны определяться по относительной величине , принимаемой согласно рис. 18 и 23.

 

РИС. 23.

2.7. Максимальное значение горизонтальной составляющей линейной нагрузки от волн , кН/м, на горизонтальную обтекаемую преграду необходимо определять из ряда величин, получаемых при различных значениях , по формуле

 

, (50)

 

где и - инерционный и скоростной компоненты горизонтальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам:

 

; (51)

 

; (52)

 

и - коэффициенты сочетания инерционного и скоростного компонентов линейной нагрузки от волн, принимаемые соответственно по графикам 1 и 2 рис. 18 при значениях х согласно п. 2.1.;

и - обозначения те же, что и в п. 2.2;

и - инерционный и скоростной коэффициенты формы преграды с поперечным сечением в виде круга, эллипса и прямоугольника, принимаемые по графикам рис. 17 при значениях a/b - для горизонтальной и b/a - вертикальной составляющих нагрузки.

2.8. Максимальную величину вертикальной составляющей линейной нагрузки от волн на горизонтальную обтекаемую преграду , кН/м, необходимо определять из ряда величин, получаемых при разных значениях , по формуле

 

, (53)

 

где и - инерционный и скоростной компоненты вертикальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам:

 

; (54)

 

; (55)

 

и - инерционный и скоростной коэффициенты сочетания, принимаемые по графикам 1 и 2 рис. 23 при значениях х согласно п. 2.1.;

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

 

;

 

и - обозначения те же, что и в п. 2.7

2.9. Значение горизонтальной , кН/м, или вертикальной , кН/м, составляющих линейной нагрузки от волн на горизонтальную обтекаемую преграду при любом ее расположении х относительно вершины волны следует определять соответственно по формуле (50) или (53), при этом коэффициенты сочетания , или , должны приниматься по графикам рис. 18 и 23 для заданного значения .

2.10. Максимальное значение равнодействующей линейной нагрузки от волн , кН/м, на лежащую на дне цилиндрическую преграду (см. рис.14, б), диаметр которой , м, и , м, должно определяться по формуле (49) для двух случаев:

с максимальной горизонтальной составляющей линейной нагрузки , кН/м, при соответствующем значении вертикальной составляющей линейной нагрузки , кН/м;

с максимальной вертикальной составляющей линейной нагрузки , кН/м, при соответствующем значении горизонтальной составляющей линейной нагрузки , кН/м.

2.11. Максимальную горизонтальную , кН/м, и соответствующую вертикальную , кН/м, проекции линейной нагрузки от волн, действующих на лежащую на дне цилиндрическую преграду, необходимо определять по формулам:

 

; (56)

 

, (57)

 

где и - соответственно инерционный и скоростной компоненты горизонтальной составляющей линейной нагрузки от волн, кН/м, определяемые по формулам:

 

; (58)

 

; (59)

 

и , и - обозначения те же, что в п. 2.7.

Максимальную вертикальную , кН/м, и соответствующую горизонтальную , кН/м, проекции линейной нагрузки от волн необходимо принимать равными и .

 

Нагрузки от разбивающихся волн на вертикальную обтекаемую преграду

 

2.12. Максимальную силу от воздействия разбивающихся (разрушающихся) волн , кН, на вертикальную цилиндрическую преграду, диаметр которой , м, необходимо определять по отдельным значениям силы от воздействий волн , кН, полученным для ряда положений преграды относительно вершины волны (рис. 24, а) с интервалом , начиная с (где х - расстояние, м, от вершины разбивающейся волны до оси вертикальной цилиндрической преграды).

Сила от воздействия волн , кН, для любого положения цилиндрической преграды относительно вершины волны должна определяться по формуле

 

, (60)

 

где и - инерционный и скоростной компоненты силы от воздействия разбивающихся волн, кН, определяемые по формулам:

 

, (61)

 

, (62)

 

где - глубина воды под подошвой волны, м, принимаемая равной (см. рис. 24,а):

 

; (63)

 

- высота (трансформированной) волны, м, при первом обрушении в мелководной зоне с соблюдением условия ;

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

и - инерционный и скоростной коэффициенты, принимаемые по графикам рис. 24,б.

 

РИС. 24.

2.13. Линейную нагрузку от разбивающихся волн , кН/м, на вертикальную цилиндрическую преграду на глубине z, м, от расчетного уровня (см. рис.24, а) при относительном удалении оси преграды от вершины волны необходимо определять по формуле

 

, (64)

 

где и - инерционный и скоростной компоненты линейной нагрузки от разбивающихся волн на вертикальную преграду, кН/м, определяемые по формулам:

 

, (65)

 

, (66)

 

где и - инерционный и скоростной коэффициенты, принимаемые соответственно по графикам а и б рис. 25 при значениях относительной глубины .

Примечание. Коэффициенты (рис. 24, б) и (рис. 25, а) следует принимать положительными при и отрицательными при .

 

РИС. 25.

Нагрузки от волн на сквозное сооружение из обтекаемых элементов

 

2.14. Нагрузку от волн на сквозное сооружение в виде стержневой системы необходимо получать суммированием нагрузок, определенных согласно пп. 2.1 - 2.9 как на отдельно стоящие преграды с учетом положения каждого элемента относительно профиля расчетной волны. Элементы сооружения следует принимать как отдельно стоящие обтекаемые преграды при расстояниях между их осями l, м, равных и более трех диаметров D, м; при l < 3D (где D - наибольший диаметр элемента) волновую нагрузку, полученную на отдельно стоящий элемент сооружения, необходимо умножать на коэффициенты сближения по фронту , и лучу волн, принимаемые по табл. 14.

 

                                                               Таблица 14

 


Относительное расстояние
между осями преград l/D
Коэффициенты сближения пси_t и пси_l
при значениях относительных
диаметров D/ламбда
пси_t пси_l
0,1 0,05 0,1 0,05
3
2,5
2
1,5
1,25
1
1
1,04
1,2
1,4
1
1,05
1,15
1,4
1,65
1
1
0,97
0,87
0,72
1
0,98
0,92
0,8
0,68

2.15. Нагрузки от волн на наклонный элемент сквозного сооружения необходимо получать по эпюрам горизонтальной и вертикальной составляющих нагрузки, ординаты которых должны определяться согласно п. 2.9 с учетом заглубления под расчетный уровень и удаления от вершины расчетной волны отдельных участков элемента.

Примечание. Нагрузку от волн на элементы сооружения, наклоненные к горизонтали или вертикали под углом менее 25°, допускается определять соответственно по пп. 2.4 и 2.9 как на вертикальную или горизонтальную обтекаемую преграду.

2.16. Динамическую нагрузку от воздействия нерегулярных ветровых волн на сквозное сооружение из обтекаемых элементов следует определять умножением значения статической нагрузки, полученный согласно пп.2.14 и 2.15 от волн с высотой заданной обеспеченности в системе и средней длиной, на коэффициент динамичности , принимаемый по табл. 15.

При отношениях периодов необходимо выполнять динамический расчет сооружения.

 

                                                               Таблица 15

 

Отношение периодов
_
T_c/T
0,01 0,1 0,2 0,3
Коэффициент динамичности
k_d
T_c - период собственных
колебаний сооружения, с;
_
T - средний период волны,
с.
1 1,15 1,2 1,3

Нагрузки от волн на вертикальные цилиндры больших диаметров (особые случаи)*

 

2.17*. Максимальный опрокидывающий момент , кНм, от волнового давления на сплошное днище вертикальной круглоцилиндрической преграды, расположенной на гравийно-галечниковом или каменнонабросном основании, относительно центра днища следует определять по формуле

 

, (66a)*

 

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

Полный максимальный опрокидывающий момент, действующий на преграду, определяется как сумма двух моментов: момента от максимальной силы , равного произведению этой силы, определяемой по п. 2.1, на плечо, определяемое по п. 2.5, и максимального момента, определяемого по формуле (66а)* и совпадающего по фазе с максимальной силой .

 

                                                             Таблица 15а*

 



d/ламбда
Значение коэффициента бета_por при D/ламбда
0,2 0,25 0,3 0,4
0,12
0,15
0,2
0,25
0,3
0,4
0,5
0,67
0,59
0,46
0,35
0,26
0,14
0,07
0,76
0,68
0,52
0,42
0,29
0,15
0,08
0,82
0,73
0,57
0,44
0,32
0,17
0,09
0,81
0,73
0,56
0,42
0,32
0,17
0,09

2.18*. Волновое давление р, кПа, в точке поверхности вертикальной круглоцилиндрической преграды на глубине в момент максимума горизонтальной силы необходимо определять по формуле

 

, (66б)

 

где - коэффициент распределения давления, принимаемый по табл.15 б*.

 

                                                             Таблица 15б*

 


Тета, град
Значение коэффициента хи при D/ламбда
0,2 0,3 0,4
0
15
30
45
60
75
90
105
120
135
150
165
180

Тета - угол
рассматриваемую то
цилиндра Тета = 0).
0,73
0,7
0,68
0,6
0,5
0,35
0,22
0,03
-0,09
-0,23
-0,32
-0,37
-0,41

ежду лучом набег
ку из центра пр
0,85
0,83
0,81
0,74
0,65
0,51
0,34
0,11
-0,08
-0,23
-0,36
-0,42
-0,45

ющей волны и
грады (для пе
0,86
0,85
0,84
0,8
0,7
0,55
0,34
0,1
-0,1
-0,23
-0,33
-0,38
-0,4

направлением на
едней образующей

 

Давление р в точках, лежащих выше расчетного уровня воды (z < 0) , при принимается по линейному закону между р на уровне z = 0, определяемым по формуле (66б)*, и р = 0 на уровне ; а при для точек на глубине - также по линейному закону между р = 0 при z = 0 и р, определяемым по формуле (66б)* при .

2.19*. Максимальную донную скорость , м/с, в точках, расположенных на контуре преграды ( и 270°) и впереди преграды на расстоянии от контура преграды , следует определять по формуле

 

, (66в)*

 

где коэффициент принимается по табл.15 в*.

 

                                                             Таблица 15в*

 

Положение расчетных точек Значения коэффициента фи_ню при D/ламбда
0,2 0,3 0,4
На контуре преграды 0,98 0,87 0,77
Впереди преграды 0,67 0,75 0,75

3. Нагрузки от ветровых волн на берегоукрепительные сооружения и судовых волн на крепления берегов каналов

 

Нагрузки от ветровых волн на берегоукрепительные сооружения

 

3.1. Максимальные значения горизонтальной , кН/м, и вертикальных и , кН/м, проекций равнодействующей линейной нагрузки от волн на подводный волнолом при ложбине волны необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давления (рис. 26), при этом р, кПа, должно определяться в зависимости от z с учетом уклона дна i по формулам:

 

РИС.26. ЭПЮРЫ ВОЛНОВОГО ДАВЛЕНИЯ НА ПОДВОДНЫЙ ВОЛНОЛОМ

 

                                                               Таблица 16

 

Относительная высота
волны h/d
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Относительное пониже-
ние подошвы волны
z_2/d
0,14 0,17 0,2 0,22 0,24 0,26 0,28
Относительное превы-
шение гребня волны
z_5/d
-0,13 -0,16 -0,2 -0,24 -0,28 -0,32 -0,37
Коэффициент k_rd 0,76 0,73 0,69 0,66 0,63 0,6 0,57

 

                                                               Таблица 17

 

Пологость волны
______
ламбда/h
8 10 15 20 25 30 35
Коэффициент k_w 0,73 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1

 

                                                               Таблица 18

 

Относительная длина
______
волны ламбда/d
<=5 10 15 20 и более
Коэффициент k_sl 0,5 0,7 0,9 1,1

 

а) при уклоне дна :

 

при , ; (67)

 

при , ; (68)

 

; (69)

 

, ; (70)

 

б) при уклоне дна :

, определяется по формулам (67) и (68);

 

, ; (71)

 

, , (72)

 

где - ордината верха сооружения, м;

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

- коэффициент, принимаемый по табл. 17;

- ордината поверхности воды за подводным волокном, м, определяемая по формуле

 

; (73)

 

- коэффициент, принимаемый по табл. 16;

- ордината гребня волны перед подводным волокном, м, принимаемая по табл. 16.

3.2. Максимальную донную скорость , м/с, перед берегоукрепительным сооружением необходимо определять по формуле (12), где коэффициент принимается:

а) для вертикальной или круглонаклонной стены по табл.3;

б) для подводного волнолома по табл.18.

Максимальную донную скорость воды , м/с, перед берегоукрепительным сооружением при разбивающихся и прибойных волнах надлежит определять соответственно по формулам (18) и (24).

Допускаемые значения неразмывающих донных скоростей должны приниматься согласно п.1.9.

3.3. Максимальные значения горизонтальной , кН/м, и вертикальной , кН/м, проекций равнодействующей линейной нагрузки от разбивающихся и разрушающихся волн на вертикальную волнозащитную стену (при отсутствии засыпки грунта со стороны берега) необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давлений (рис.27), при этом значения р, кПа, и , м, должны определяться в зависимости от места расположения сооружения:

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

 

; (74)

 

; (75)

 

РИСУНОК 27

 

б) при расположении сооружения в приурезовой зоне (рис.27, б) по формулам:

 

; (76)

 

; (77)

 

в) при расположении сооружения на берегу за линией уреза в пределах наката волн (рис. 27, в) по формулам:

 

; (78)

 

; (79)

 

где - превышение гребня волны над расчетным уровнем в створе волнозащитной стены, м;

- высота разбивающихся (разрушающихся) волн, м;

- расстояние от створа последнего обрушения волн до линии уреза (приурезовая зона), м;

- расстояние от створа последнего обрушения волн до сооружения, м;

- расстояние от линии уреза воды до сооружения, м;

- расстояние от линии уреза воды до границы наката на берег разрушившихся волн (при отсутствии сооружения), м, определяемое по формуле

 

; (80)

 

- высота наката волн на берег, м, определяемая по п. 1.14*.

Примечания: 1. Если ордината верха сооружения , м, то величины волнового давления, определяемые по формулам (74), (76) и (78), необходимо умножать на коэффициент , принимаемый по табл. 19.

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

 

                                                               Таблица 19

 

Ордината верха сооружения z_1, м -0,3h 0,0 +0,3h +0,65h
Коэффициент k_zd 0,95 0,85 0,8 0,5

3.4. Максимальные значения горизонтальной , кН/м, и вертикальной , кН/м, проекций равнодействующей линейной нагрузки от разрушившихся волн на вертикальную волнозащитную стену (с засыпкой грунта со стороны берега) при откате волны необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давлений (рис.28), при этом значение , кПа, должно определяться по формуле

 

, (81)

 

где - понижение поверхности воды от расчетного уровня перед вертикальной стеной при откате волны, м, принимаемое равным в зависимости от расстояния от линии уреза воды до сооружения: при и при .

 

РИС. 28.

3.5. Волновое давление p, кПа, на криволинейный участок стены необходимо принимать по эпюре волнового давления на вертикальную стену согласно п. 3.3 с ориентированием этой эпюры по нормали к криволинейной поверхности (рис. 29).

 

РИС.29.

3.6. Максимальные значения горизонтальных , , кН, и вертикальной , кН, проекций равнодействующей линейной нагрузки от волн на элемент буны необходимо принимать по эпюрам бокового и взвешивающего волнового давления (рис. 30), при этом значения волнового давления на внешнюю кПа, и теневую , кПа, грани буны и соответствующие возвышения гребня волны , м, и , м должны определяться по формулам:

 

, (82)

 

, , (83)

 

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

 

РИС.30. ЭПЮРЫ ВОЛНОВОГО ДАВЛЕНИЯ НА БУНУ

 

                                                               Таблица 20

 

Грань буны ctg aльфа Коэффициент k_альфа при значении
______
l/ламбда
0,03 и менее 0,05 0,1 0,2 и более
Внешняя - 1 0,75 0,65 0,6
Теневая 0
0,2
0,5
1
1
0,45
0,18
0
0,75
0,45
0,22
0
0,65
0,45
0,3
0
0,6
0,45
0,35
0

Нагрузки от судовых волн на крепления берегов каналов

 

3.7*. Высоту судовой волны , м, необходимо определять по формуле

 

, (84)*

 

где и - осадка и длина судна, м;

- коэффициент полноты водоизмещения судна;

- допускаемая по эксплуатационным требованиям скорость судна, м/с, определяемая по формуле

 

; (85)*

 

- отношение подводной площади поперечного сечения судна к площади живого сечения канала, А, ;

b - ширина канала, м, по урезу воды.

3.8. Высоту наката , м, судовой волны на откос (рис. 31) следует определять по формуле

 

, (86)

 

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

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

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

 

РИС.31. ЭПЮРЫ ДАВЛЕНИЯ СУДОВЫХ ВОЛН НА КРЕПЛЕНИЯ БЕРЕГОВ КАНАЛОВ

 

, ; (87)

 

, ; (88)

 

, ; (89)

 

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

 

, ; (90)

 

, ; (91)

 

, ; (92)

 

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

 

, ; (93)

 

, ; (94)

 

, ; (95)

 

, , (96)

 

где - глубина низа крепления откоса, м;

- глубина забивки шпунта, м;

- понижение уровня воды, м, за креплением берега канала вследствие фильтрации, принимаемое равным:

- для крепления протяженностью по откосу от расчетного уровня воды менее 4 м с водонепроницаемым упором;

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

- 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 , кН, и продольную , 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 и - соответственно боковая и лобовая надводные площади парусности (силуэтов) плавучих объектов, ;

и - соответственно поперечная и продольная составляющие скорости ветра обеспеченностью 2% за навигационный период, м/с;

- коэффициент, принимаемый по табл. 21, в которой - 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 а_h, м

до 25

50

100

200 и более
Коэффициент кси 1 0,8 0,65 0,5

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

 

; (101)

 

, (102)

 

где и - соответственно боковая и лобовая подводные площади парусности плавучих объектов, ;

и - 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:

 

; (103)*

 

, (104)

 

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

- коэффициент, принимаемый по табл. 21а*, в которой - наибольший горизонтальный размер продольного силуэта подводной части плавучего объекта, м;

h - высота волн обеспеченностью 5% в системе, м;

и - обозначения те же, что и в п. 4.3.

 

РИС.32. ГРАФИК ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТА КАППА

 

                                                             Таблица 21а*

 

______
a_l/ламбда

0,5 и менее

1

2

3

4 и более
Коэффициент гамма_1 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. 21б*, следует определять по формуле

 

, (105)

 

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

- 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 ;

при .

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 плоскости
судна альфа, град
Допускаемые высоты волн h_5%, м, для судна
с расчетным водоизмещением D, тыс.т
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 , кДж, при подходе его к портовому причальному сооружению следует определять по формуле

 

, (106)

 

где D - расчетное водоизмещение судна, т;

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

- коэффициент, принимаемый по табл. 23, при этом для судов, швартующихся в балласте или порожнем, табличные значения 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
ню, м/с, с расчетным водоизмещением D, тыс. т
до 2 5 10 20 40 100 200 и
более
Морские
Речные
0,22
0,2
0,15
0,15
0,13
0,1
0,11
-
0,10
-
0,09
-
0,08
-

 

                                                               Таблица 23

 


Конструкции причальных сооружений
Коэффициент пси для судов
морских речных
Набережные из обыкновенных или фасонных
массивов, массивов-гигантов, оболочек боль-
шого диаметра и набережные уголкового типа;
больверки, набережные на свайных опорах с
передним шпунтом

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

Пирсы эстакадного или мостового типа, палы
причальные

Палы причальные головные или разворотные
0,5





0,55



0,65


1,6
0,3





0,4



0,45


-

4.9. Поперечную горизонтальную силу , кН, от навала судна при подходе к сооружению необходимо определять для заданного значения энергии навала судна , кДж, по графикам, полученным согласно схеме рис. 33, следуя по направлению штриховой линии со стрелками.

 

РИС. 33.

 

Суммарная энергия деформации , кДж, должна включать энергию деформации отбойных устройств , кДж, и энергию деформации причального сооружения , кДж; при величину допускается не учитывать.

Энергию деформации причального сооружения , кДж, следует определять по формуле

 

, (107)

 

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

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

 

, (108)

 

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

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

 

, (109)

 

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

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 , кН, от действия на одно расчетное судно ветра и течения. Значения , 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 , кН, продольную , кН, и вертикальную , кН, проекции следует определять по формулам:

 

; (110)

 

; (111)

 

; (112)

 

, (113)

 

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

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

 

РИС.34. СХЕМА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ УСИЛИЯ НА ТУМБУ ОТ НАТЯЖЕНИЯ ШВАРТОВОВ

 

                                                               Таблица 24

 

Наибольшая длина судна
l_max, м
50
и менее
150 250 300
и более
Наибольшее расстояние между
тумбами l_s, 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 , 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 , 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 , кН;

б) на шпринги - по , кН.

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

 

                                                               Таблица 25

 




Суда
Положения тумб
на причальном сооружении
Углы наклона швартова,
град
альфа бета
судно
в гру-
зу
судно
порож-
нее
Морские На кордоне
В тылу
30
40
20
10
40
20
Речные пассажирские
и грузопассажирские
На кордоне 45 0 0
Речные грузовые

Примечание. При
фундаментах значение
То же

расположении швартовных
угла бета следует принима
30

умб на
ь равны
0

отдельн
30 гра
0

стоящих
.

 

                                                               Таблица 26

 

Расчетное водоизмещение
судна в грузу D, тыс. т.
Сила от натяжения швартова S, кН,
для судов
пассажирских, грузо-
пассажирских, техни-
ческого флота со
сплошной настройкой
грузовых и техничес-
кого флота без спло-
шной надстройки
0,1 и менее
0,11-0,5
0,51-1
1,1-2
2,1-3
3,1-5
5,1-10
Более 10
50
100
145
195
245
-
-
-
30
50
100
125
145
195
245
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 и изгибе , МПа, основные прочностные характеристики, определяющие значение ледовой нагрузки, следует вычислять по формулам:

 

; (114)

 

, (115)

 

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

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

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

и - 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 и доверительная граница случайной погрешности определений , МПа, определяемые так же, как и .

При отсутствии опытных данных допускается принимать значения по табл. 27 и 28.

5.3. Расчетная толщина ровного льда , 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;

 

                                                               Таблица 27

 


Тип кристаллической
структуры пресновод-
ного льда
Температура льда в i-м слое ледяного
поля t_i, °С
0 -3 -15 -30
Значения С_i +- Дельта_i, МПа, при альфа = 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 (шеc-
товато-игольчатый)

t_i - температура
по опытным данным, а п




где t - температу
u определяе
температу
ветра ил
воздуха
сооружени
0,75 м -
сут.; 2,0
z - расстояни
i долях тол

Примечание. В пери
0°С при переходе темпе
воздействия льда на со
сут.; 1,0 м - за 5 сут
0,8+-0,1


ьда в i-м с
и их отсутст

t = t
i

а льда на гр
ая методами
е воздуха, т
принимаема
о момента
при данной
а 11 сут.;
м - за 77 су
от границы
ины ледяного

д весеннего
атуры возду
ружение при
; 1,5 м - за
2,0+-0,2


ое ледяного
ии - по фор

z ,
i

нице возду
тепло- и
лщине снеж
равной ср
расчетного
толщине ль
,0 м - за
.;
ед - вода
поля.

едохода доп
а через нол
данной толщ
11 сут.; 2,
3,2+-0,3


поля, °С,
уле




(или снег
массообмен
ого покров
днесуточно
воздейств
а: 0,5 м
9 сут.; 1

о середины


скается пр
до момен
не льда:
м - за 19
3,8+-0,4


определяемая


(116)


- лед, °С,
по данным о
и скорости
температуре
я льда на
за 5 сут.;
5 м - за 43

i-го слоя в


нимать t_u =
а расчетного
,5 м - за 1
сут.

 

                                                               Таблица 28

 

Тип кристалли-
ческой структуры
морского льда
Количество жидкой фазы в i-м слое ледяного поля
ипсилон_i, %о
1 10 25 50 100 200
Значения С_i +- Дельта_i, МПа, при альфа = 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

ипсилон - к
i о
з
s
t - т
i о
ф




где t - тем
b зам
таб
t , z - обо
u i
s - сол
i опы
по
дву
бол
6,0+-0,5

личество
ределяем
данных з
i;
мператур
ределяем
рмуле

t =
i

ература
рзания),
ицам" пр
начения

ность ль
ным данн
олщине
месяцев
е.
3,9+-0,4

жидкой
е по
ачениях

льда
я по опы


(t - t
u b

льда на
°С,
заданно
е же, чт

а в i-м
м, а при
оля и р
или 0,15
1,9+-0,2

азы в i
"Океаног
температ

в i-м
ным данн


z + t ,
i b

границе
пределяе
значени
в форму

слое лед
их отсут
вной 0,2
s_w для
0,7+-0,1

м слое
афически
ры и со

слое ле
м, а при





лед -
ая по
соленос
е (116)

ного пол
твии при
s_w для
ьда возр
0,4+-0,1

едяного
табли
ености л

яного
их отсут





вода (т
"Океаног
и воды s
абл. 27;

, опреде
имаемая
льда во
стом два
0,3+-0,1

оля, %о,
ам" при
да t_i и

оля, °С,
твии - по


(117)


мпература
афическим
w;


яемая по
динаковой
растом до
месяца и

 

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 .

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 1:3.

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

3. Доверительная вероятность значений и при расчетах ледовых нагрузок на сооружения II и III классов принята , а для сооружений I класса при соответствующем обосновании следует назначать большую доверительную вероятность, но не выше .

4. При первой подвижке речного ледяного покрова значения и , определенные по формулам (114) и (115), необходимо уменьшать умножением их на коэффициент, принимаемый (при ): 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 , МН, по формуле

 

; (118)

 

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

 

, (119)

 

где - 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;

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

- коэффициент, принимаемый по табл. 30;

- коэффициент, принимаемый по табл. 31;

 

РИС. 35.

 

РИС.36.

 

                                                               Таблица 29

 

Коэффициент
формы опоры
в плане
Для опор с передней гранью в виде
треугольника с углом заострения в
плане 2 гамма, град
многогранни-
ка или
полуциркуль-
ного
очертания
прямоуголь-
ника
45 60 75 90 120
m

Примеча
ледяного по
прямоугольн
многогранни
0,41

ие. В
я для
ка при
а или
0,47

лучае
поры с
имаетс
олуцир
0,52

незапн
передн
m = 1
ульног
0,58

й подв
й гран
для о
очерт
0,71

жки см
ю в ви
ор с п
ния -
0,83

рзшегося с о
е треугольни
редней грань
= 1,26
1

орой
а и
в виде

 

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

- коэффициент, принимаемый по табл. 30;

- коэффициент, принимаемый по табл. 31;

 

                                                               Таблица 30

 

Значение b/h_d 0,3 и
менее
1 3 10 20 30 и
более
Коэффициент
k_b





b - ширин
льда, м
для
пресноводного
льда
5,3 3,1 2,5 1,9 1,6 1,3
для морского
льда

опоры или се
5,7


ции соо
3,6


ужения
3,0


по фрон
2,3


у на у
1,9


овне д
1,5


йствия

 

 

                                                               Таблица 31

 

Значение
-1
эпсилон_в, с
-7
10 и
менее
-5
5 х 10
-4 -4
10 - 5 х 10
-3
10
-3
5 х 10
-2
10 и
более
Коэффициент
k_v
0,1 0,9 1,0 0,8 0,5 0,3

 

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

 

, (120)

 

где - коэффициент, принимаемый при равным 4, а при - 2.

- 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 ).

При этом, нагрузка , определенная по формуле (118), не может быть больше нагрузки , МН, определяемой по формуле

 

, (121)

 

а нагрузка , определенная по формуле (119), не может быть больше нагрузки , МН, определяемой по формуле

 

, (122)

 

где k - коэффициент, принимаемый по табл. 32.

 

                                                               Таблица 32

 

Значение b/h_d (или
n_f/h_d)
0,3 и менее 1 3 10 20 30 и более
Коэффициент k (или k_n) 1 0,9 0,8 0,6 0,5 0,4

 

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

и 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 нагрузки , МН,

 

; (123)

 

б) вертикальную составляющую нагрузки , МН,

 

, (124)

 

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

 

РИС. 37.

 

РИС. 38.

 

а) горизонтальную составляющую нагрузки , МН,

 

; (125)

 

б) вертикальную составляющую нагрузки , МН,

 

, (126)

 

где , - коэффициенты, принимаемые по табл. 33;

, , , - коэффициенты, принимаемые по табл. 34;

- плотность воды, ;

g - ускорение свободного падения, равное 9,81 ;

d - диаметр конуса по ватерлинии, м;

- верхний диаметр конуса, м;

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

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

 

                                                               Таблица 33

 

Значение
-6 2
10 pgd
-------
R_f h_d



0,1



0,5



1



5



10



25



50



100
Коэффициенты:
k_h,1

1,6

1,6

1,7

1,9

2,1

2,5

2,9

3,5
k_h,2 0,31 0,24 0,21 0,11 0,08 0,05 0,02 0,02

 

                                                               Таблица 34

 

Значение бета,
град
20 30 40 50 60 70
Коэффициенты:

k
h,3


0,25


0,27


0,31


0,36


0,46


0,67
k
h,4
0,7 0,9 1,3 1,8 2,6 5,3
k
v,1
2,2 1,6 1,1 0,8 0,5 0,3
k
v,2
0,041 0,042 0,039 0,034 0,026 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 нагрузки , МН, определяется как на цилиндрическую опору с расчетной шириной b, равной диаметру конуса на уровне действия льда, по формуле

 

, (127)

 

где - коэффициент, принимаемый по табл. 35;

- обозначение то же, что в п. 5.5.

Вертикальная составляющая нагрузки в этом случае отсутствует.

 

                                                               Таблица 35

 

Угол наклона образующей
конуса бета, град
45 60 75 90
Коэффициент k
бета
0,6 0,7 0,9 1

5.7. Нагрузку от воздействия движущегося ледяного поля на сооружение, состоящее из системы вертикальных колонн, , МН (рис.39) необходимо определять по формуле

 

, (128)

 

- общее число колонн в сооружении;

- коэффициент, определяемый по формуле

 

; (129)

 

- коэффициент, принимаемый по табл. 36;

 

                                                               Таблица 36

 

Значение b/a 0,1 и менее 0,5 1

Коэффициент
K_2

1
k_n
0,55 + 0,45 ---
k
k_n
---
k
a - шаг колонн, м;
k_n - коэффициент, принимаемый по табл. 32 при (n_f b)/h_d;
n_f - число колонн в первом ряду по фронту сооружения.

 

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

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

 

РИС. 39.

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

 

, (130)

 

в которой величины , , , , мПа, определяются по формулам:

 

, (131)

 

; (132)

 

; (133)

 

, (134)

 

где - максимальная скорость течения воды подо льдом 1%-ной обеспеченности в период ледохода, м/с;

- максимальная скорость ветра в период ледохода 1%-ной обеспеченности, м/с;

- средняя длина ледяного поля по направлению потока, принимаемая по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии для рек допускается принимать равной утроенной ширине реки, м;

i - уклон поверхности потока;

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

При этом нагрузка , определенная по формуле (130), не может быть больше нагрузки , определенной по формуле (122) при .

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 в зимний период, а в период весеннего ледохода на .

Нагрузки на сооружения от движущегося торосистого ледяного поля необходимо увеличивать умножением их на коэффициент торосистости , 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 обосновании допускается принимать для этих морей .

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 , °С, и соответствующих реальных и приведенных толщинах льда , м, и , м.

Значения 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 принимаются равными средним толщинам льда за время перепада температуры.

Значения , м, необходимо определять по формуле

 

, (135)

 

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

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

 

РИС.40. ГРАФИК ЗНАЧЕНИЙ ЛИНЕЙНОЙ НАГРУЗКИ Q

 

                                                               Таблица 37

 

Средняя скорость ветра
за время перепада темпе-
ратуры V_w, м/с
Добавочная толщина льда h_r, м,
при средней температуре воздуха за время
перепада температуры Тета_альфа, °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 , МН, необходимо определять по формуле

 

, (136)

 

где - коэффициент, принимаемый по табл. 38;

 

                                                               Таблица 38

 

Значение L/b 1 5 15 25 50 75 100
Коэффициент k_l

L - расстояние о
протяженного сооружени
1

отд
, м.
2

льно
4

стояще
6

о со
10

ружени
14

до
17

берега или

 

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

При этом нагрузка , определенная по формуле (136), не может быть больше нагрузки , МН, определяемой по формуле

 

, (137)

 

где - 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 .

Нагрузки на сооружения от заторных и зажорных масс льда

 

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

 

, (138)

 

где - 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;

- расчетная толщина заторной массы, м, определяемая по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии по формуле

 

, (139)

 

где - коэффициент, принимаемый по табл. 39;

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

 

                                                               Таблица 39

 

Значение Н_b,i 3 5 10 15 20 25
Коэффициент а_i 0,85 0,75 0,45 0,40 0,35 0,28

 

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

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

 

, (140)

 

где - нормативное сопротивление зажорной массы смятию, МПа, определяемое по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается принимать равным 0,12 МПа;

- 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.

 

РИС. 41.

Нагрузки от примерзшего к сооружению ледяного покрова при изменении уровня воды

 

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

 

, (141)

 

где - изменение уровн воды, м; при этом ;

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

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

 

, (142)

 

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

- предельное напряжение в растянутом слое изгибаемого ледяного покрова, МПа, определяемое как для верхнего слоя ледяного покрова при температуре в случае понижения уровня воды или для нижнего слоя ледяного покрова при температуре в случае повышения уровня воды;

, , , - обозначения те же, что в п. 5.2.

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

 

, (143)

 

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

При этом момент силы , определенный по формуле (143), не может быть больше момента , , определяемого по формуле

 

, (144)

 

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

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

 

, (145)

 

где - коэффициент, определяемый по формуле

 

, (146)

 

где D - поперечный размер (диаметр) опоры или свайного куста, м;

и - обозначения те же, что в пп. 5.2 и 5.15.

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

 

РИС. 42.

 

РИС.44. ГРАФИКИ ЗНАЧЕНИЙ КОЭФФИЦИЕНТА K_K

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

 

, (147)

 

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

 

,

 

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

b, , и - обозначения те же, что в пп. 5.5, 5.7, 5.15 и 5.17.

 

 

 

Откройте актуальную версию документа прямо сейчас или получите полный доступ к системе ГАРАНТ на 3 дня бесплатно!

Получить доступ к системе ГАРАНТ

Если вы являетесь пользователем интернет-версии системы ГАРАНТ, вы можете открыть этот документ прямо сейчас или запросить по Горячей линии в системе.


Строительные нормы и правила СНиП 2.06.04-82* "Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов)" (утв. постановлением Госстроя СССР от 15 июня 1982 г. N 161)


Текст документа приводится по официальному изданию Минстроя России, ГП ЦПП, 1996 г.


Срок введения в действие 1 января 1984 г.


Взамен СНиП II-57-75


Приказом Минрегиона России от 29 декабря 2011 г. N 635/12 настоящие СНиП признаны не действующими на территории РФ с 1 января 2013 г. Введена актуализированная редакция настоящего документа с шифром СП 38.13330.2012


Отдельные части настоящих СНиП, указанные в Перечне национальных стандартов и сводов правил, утвержденном распоряжением Правительства РФ от 21 июня 2010 г. N 1047-р, признаны обязательными для применения для обеспечения соблюдения требований Технического регламента о безопасности зданий и сооружений


Разработаны ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева Минэнерго СССР (д-р техн. наук Д.Д. Лаппо - научный руководитель и редактор работ; канд. техн. наук А.П. Пак - руководитель темы; кандидаты техн. наук Л.Б. Певзнер и И.Н. Шаталина; И.Я. Попов и О.С. Наумов) при участии организаций Минобороны (доктора техн. наук П.П. Кульмач 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, канд. физ.-мат. наук С.С. Стрекалов, канд. техн. наук И.Б. Тишкин); Института водных проблем АН СССР (канд. техн. наук Г.Ф. Красножон); Государственного океанографического института Госкомгидромета (д-р физ.-мат. наук Г.В. Матушевский); МИСИ им. В.В.Куйбышева Минвуза СССР (д-р техн.наук Г.Н. Смирнов, канд. техн. наук И.Ш. Халфин); Ленинградского института водного транспорта Минречфлота РСФСР (д-р техн. наук В.К. Штенцель); ЦНИИСа Минтрансстроя (д-р техн. наук А.И. Кузнецов, кандидаты техн. наук Г.Д. Хасхачих, Л.А. Морозов); НИИЖТа МПС (д-р техн. наук К.Н. Коржавин) и института Гипроморнефтегаз (кандидаты техн. наук М.Ф. Курбанов и В.Г. Саркисов) и ВНИПИ Морнефтегаз (д-р физ.-мат. наук С.А. Вершинин) Мингазпрома


Внесены Минэнерго СССР


Подготовлены к утверждению Отделом технического нормирования и стандартизации Госстроя СССР (В.А. Кулиничев).


СНиП 2.06.04-82* является переизданием СНиП 2.06.04-82 с изменением N 1, утвержденным постановлением Госстроя СССР от 12 марта 1986 г. N 27, и с изменением N 2, утвержденным постановлением Минстроя России от 13 июля 1995 г. N 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


Текст документа приводится с учетом опечаток, опубликованных в Информационном бюллетене о проектной, нормативной и методической документации, 2001 г., N 9


Текст документа и графические объекты приводятся с учетом поправок, опубликованых в "Бюллетене строительной техники" за ноябрь 1985 г.