НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ГИДРОТЕХНИЧЕСКИЕ СООРУЖЕНИЯ
(ВОЛНОВЫЕ, ЛЕДОВЫЕ И ОТ СУДОВ)

СНиП 2.06.04-82*

ГОССТРОЙ СССР

Москва 1989

РАЗРАБОТАНЫ ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева Минэнерго СССР (д-р техн. наук Д.Д. Леппо - 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 Морнефтегаэ (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 № 1, утвержденным постановлением Госстроя СССР от 12 марта 1986 г. № 27.

При пользовании нормативным документом следует учитывать утвержденные изменения строительных норм и правил и государственных стандартов, публикуемые журнале «Бюллетень строительной техники», «Сборнике изменений к строительным нормам и правилам» Госстроя СССР и информационном указателе «Государственные стандарты СССР Госстандарта».

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 g_f, учитывающий возможное отклонение нагрузки в неблагоприятную сторону от ее нормативного значения; g_f 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 СТОЯЩИХ 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 d_b > 1,25h; при этом в формулах для свободной волновой поверхности и волнового давления вместо глубины до дна d_b, м, необходимо применять условную расчетную глубину d, м, определяемую по формуле

,                                                           (1)

где d_f - глубина над подошвой сооружения, м;

k_br - коэффициент, принимаемый по графикам рис. 2;

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

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 k_br

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

,                                             (2)

где  - круговая частота волны;

 - средний период волны, с;

t - время, с;

l - средняя длина волны, м.

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

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

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

,                                                      (3)

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

Примечание. При  и во всех других случаях, когда по формуле (3) значение cos wt > 1, необходимо в дальнейшем при расчетах принимать cos wt = 1.

1.3. В глубоководной зоне горизонтальную линейную нагрузку на вертикальную стену Р_x, 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 r - плотность воды, т/м³;

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

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

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

1.4. В мелководной зоне горизонтальную линейную нагрузку на вертикальную стену Р_x,. 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

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 (ОСОБЫЕ СЛУЧАИ)

1.5*. Волновое давление р, кПа, на вертикальную стену с возвышением над расчетным уровнем верха сооружения z_sup, м, на величину менее h_max, м, следует определять согласно пп.1.3 и 1.4 с последующим умножением полученных значений давления на коэффициент к_с, 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 h, определенное по п. 1.2, следует также умножать на коэффициент к_с.

Горизонтальная линейная волновая нагрузка Р_xc, 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 a, 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 k_cs, принимаемый равным:

Примечание. При перемещении фронта волн вдоль стены, т.е. для a, близких или равных 90 град, волновую нагрузку 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)

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

z₁ = 0, p₁ = 0;                                                                      (9)

                        (10)

                                (11)

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

k_l - коэффициент, принимаемый по табл. 2.

Рис. 6. Эпюры давления дифрагированных волн на вертикальную стену со стороны огражденной акватории

а - при гребне волны; б - при ложбине волны

Таблица 2

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 v_b,max, м/с, перед вертикальной стеной (от действия стоячих волн) на расстоянии 0,25 от передней грани стены необходимо определять по формуле

                                                          (12)

где k_sl - коэффициент, принимаемый по табл. 3.

Таблица 3

Допускаемые значения неразмывающих донных скоростей v_b,adm, м/с, для грунта крупностью фракций D, мм, следует принимать по рис.7; при v_b,max > v_b,adm 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 р_br,i, кПа, определяемыми (при i = 1, 2 или 3) по формуле

,                              (13)

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

k_br - коэффициент, принимаемый по табл.4;

p_f - волновое давление на уровне подошвы сооружения.

Таблица 4

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 d_br < 1,25h и глубине до дна  (рис.8).

Рис. 8. Эпюры давления разбивающихся волн на вертикальную стену

Горизонтальную линейную нагрузку P_xc, 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:

z₁ = -h, p₁ = 0;                                                             (14)

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

z₃ = d_f, .                                                          (16)

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

,                                                              (17)

где m - коэффициент, принимаемый по табл. 5.

Таблица 5

Максимальную скорость воды v_f,max, 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 d_b £ d_cr на примыкающем к стене участке дна протяженностью не менее 0,5, м (рис. 9), при этом возвышение вершины максимальной прибойной волны h_c,sur, м, над расчетным уровнем следует определять по формуле

h_c,sur = -0,5d_f - h_sur,                                                              (19)

где h_sur - высота прибойной волны, м;

d_cr - критическая глубина, м.

Рис. 9. Эпюры давления прибойных волн на вертикальную стену

а - с верхом постели на уровне дна; б - с возвышающейся над дном постелью

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

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

, p₂ = 1,5rgh_sur;                                                       (21)

z₃ = d_f, ,                                                        (22)

где  - средняя длина прибойной волны, м.

Вертикальную линейную нагрузку Р_zc, кН/м, от прибойных волн следует принимать равной площади эпюры взвешивающего волнового давления (с высотой р₃) и определять по формуле:

.                                                               (23)

Максимальная донная скорость прибойной волны v_b,max, 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 (h_run1%, м) для фронтально подходящих волн при глубине перед сооружением d ³ 2h_1% надлежит определять по формуле

h_run1% = k_rk_pk_spk_runh_1%,                                                          (25)

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

k_sp - коэффициент, принимаемый по табл. 7*;

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

При глубине перед сооружением d < 2h_1% коэффициент k_run необходимо принимать для значений пологости волны, указанной на рис. 10* в скобках и определяемой при глубине d = 2h_1%.

Высоту наката на откос волн обеспеченностью i, %, по накату необходимо определять умножением полученного по формуле (25) значения h_run1%, м, на коэффициент k_i принимаемый по табл.8.

Таблица 6

Таблица 7*

Таблица 8

Рис. 10*. Графики значений коэффициента k_run

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

Таблица 9

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 d = d_cr, м, для размываемых грунтов или на глубине d = d_{cr, u}, м, - для неразмываемых грунтов (где h, d_cr и d_{cr, u} - соответственно высота волны и глубина воды в створах первого и последнего обрушений, м).

1.15. Эпюра волнового давления на откос при 1,5 £ ctg j £ 5, укрепленный монолитными или сборными плитами, должна приниматься по рис.11, при этом максимальное расчетное волновое давление р_d, кПа, необходимо определять по формуле:

p_d = k_s k_f p_rel rgh,                                                                 (26)

где k_s - коэффициент, определяемый по формуле

;                               (27)

k_f - коэффициент, принимаемый по табл.10;

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

Рис. 11. Эпюра максимального расчетного волнового давления на откос, укрепленный плитами

Таблица 10

Таблица 11

Ордината z₂, м, точки 2 приложения максимального расчетного волнового давления p_d должна определяться по формуле:

,                            (28)

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

;                                           (29)

.                                       (30)

Ордината z₃, м, соответствующая высоте наката волн на откос, должна определяться согласно п. 1.4*.

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

при l₁ = 0,0125L_j и l₃ = 0,0265L_j р = 0,4p_d;

при l₂ = 0,0325L_j и l₄ = 0,0675L_j р = 0,1p_d,

где                                                    .                                                     (31)

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

p_c = k_s k_f p_c,rel rgh,                                                             (32)

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

Рис. 12. Графики для определения относительного волнового противодавления

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

р_m - плотность камня, т/м³.

Таблица 12*

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

Значение коэффициента k_gr должно определяться по формуле:

,                                                 (35)

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

m_i - масса камня, большая или меньшая расчетной, т;

D_ba,i и D_ba - диаметры фракций камня, см, приведенные к диаметру шара, имеющего массу соответственно m_i 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 3 £ ctg j £ 5, а высота расчетной волны - 3 м и менее.

Рис. 13. График для определения допустимого зернового состава несортированной каменной наброски для крепления откосов

1.19*. При пологости откосов ctg j > 5, 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 k_j, определяемый по табл.12а*.

Таблица 12а*

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

Таблица 12б*

2. НАГРУЗКИ ОТ ВОЛН НА ОБТЕКАЕМЫЕ ПРЕГРАДЫ И СКВОЗНЫЕ СООРУЖЕНИЯ

НАГРУЗКИ ОТ ВОЛН НА ВЕРТИКАЛЬНУЮ ОБТЕКАЕМУЮ ПРЕГРАДУ

2.1. Максимальную силу от воздействия волн Q_max, кН, на вертикальную обтекаемую преграду с поперечными размерами a £ 0,4l и b £ 0,4l (рис.14, а) при d > d_cr необходимо определять из ряда значений, получаемых при различных положениях преграды относительно вершины волны х = х/l, по формуле:

Q_max = Q_{i, max}d_i + Q_{v, max}d_v,                                                (36)

где Q_{i, max} и Q_{v, max} - соответственно инерционный и скоростной компоненты силы от воздействия волн, кН, определяемые по формулам:

;                                                    (37)

;                                                (38)

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

h и l -  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;

k_v - коэффициент, принимаемый по табл.13;

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

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

Таблица 13

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

;                                                           (39)

,                                                             (40)

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

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

3. Максимальную силу от воздействий волн Q_max, кН, на вертикальную обтекаемую преграду при значении  допускается принимать Q_max = Q_i,max, а при значении  принимать Q_max = Q_{v, max},; в других случаях Q_max следует определять из ряда значений, полученных по формуле (36) при различных х.

Рис. 14. Схемы к определению волновых нагрузок на обтекаемые преграды

а - вертикальные; б - горизонтальные

Рис 15. Графики значений коэффициентов сочетания инерционного d_i (графики 1) и скоростные d_v, (графики 3) компонентов силы от воздействия волн

Рис. 16. Графики значений инерционного a_i и скоростного a_v коэффициентов глубины

Рис. 17. Графики значений инерционного b_i и скоростного коэффициентов формы (для эллиптических преград - сплошные линии, при призматических - штриховые линии) в зависимости от a/b (для Q, q и P_x) или b/a (для P_z)

1 - для шероховатой эллиптической преграды; 2 - гладкой; 3 - шероховатой в подводной и гладкой в надводной частях вертикальной эллиптической преграды

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

q = q_i,maxd_x + q_v,maxd_xv,                                                    (41)

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

;                                                  (42)

;                                                  (43)

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

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

Рис. 18. Графики значений коэффициентов сочетания инерционного d_xi (графики 1) и скоростного d_xv (графики 2) компонентов горизонтальной линейной нагрузки от волн

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

h = h_relh,                                                                  (44)

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

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

Dd = (h_c,rel + 0,5)h,                                                      (45)

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

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

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

,                              (46)

где d_i и d_v - коэффициенты, принимаемые по графикам 1 и 2 рис.15 при к, соответствующем Q_max;

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

;                                                       (47)

                                                     (48)

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

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

Рис. 19. Графики коэффициентов линейной нагрузки от волн q_xi, q_xv, q_zv при d/l:

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

Расстояние z_Q 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 d_i и d_v должны приниматься согласно графикам 1 и 2 рис.15 для данного значения c = x/l.

Рис. 20. График значений коэффициента h_rel

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

Рис. 21. Графики значений относительных координат

1 - ; 2 -

Рис. 22. Графики значений инерционного m_i, и скоростного m_v коэффициентов фазы

НАГРУЗКИ ОТ ВОЛН НА ГОРИЗОНТАЛЬНУЮ ОБТЕКАЕМУЮ ПРЕГРАДУ

2.6. Максимальное значение равнодействующей линейной нагрузки от волн P_max, кН/м, на горизонтальную обтекаемую преграду (см. рис.14, б) с поперечными размерами a £ 0,1l, м, и b £ 0,1l, м, при z_c ³ b, но (zc - b/2) > h/2 и при (d - z_c) ³ b должно определяться по формуле

                                                                 (49)

для двух случаев:

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

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

Расстояние x, м, от вершины волны до центра преграды при действии максимальных линейных нагрузок P_x,max и P_z,max должны определяться по относительной величине c = x/l, принимаемой согласно рис.18 и 23.

Рис. 23. Графики значений коэффициентов сочетания d_zi инерционного (графики 1) и d_zv - скоростного (графики 2) компонентов вертикальной линейной нагрузки от волн

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

P_x,max = P_xid_xi + P_xvd_xv,                                               (50)

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

;                                                 (51)

;                                                 (52)

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

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

b_i и b_v - 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 P_z,max, кН/м, необходимо определять из ряда величин, получаемых при разных значениях x, по формуле:

P_z,max = P_zid_zi + P_zvd_zv,                                                  (53)

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

;                                                (54)

;                                                  (55)

d_zi и d_zv -  инерционный и скоростной коэффициенты сочетания, принимаемые по графикам 1 и 2 рис. 23 при значении x согласно п.2.1;

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

;

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

2.9. Значение горизонтальной P_x, кН/м, или вертикальной P_z, 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 d_xi, d_xv или d_zi, d_zv должны приниматься по графикам рис.18 и 23 для заданного значения c = x/l.

2.10. Максимальное значение равнодействующей линейной нагрузки от волн P_max, кН/м, на лежащую на дне цилиндрическую преграду (см. рис. 14, б), диаметр которой D £ 0,1l, м, и D £ 0,1d, м, должно определяться по формуле (49) для двух случаев:

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

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

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

P_x,max = P_xid_xi + P_xvd_xv;                                                         (56)

,                                                              (57)

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

;                                                 (58)

;                                                    (59)

d_xi и d_xv, q_xi и q_xv - обозначения те же, что в п.2.7.

Максимальную вертикальную Р_z,max, кН/м, и соответствующую горизонтальную Р_x, кН/м, проекции линейной нагрузки от волн необходимо принимать равными  и P_x = P_xv.

НАГРУЗКИ ОТ РАЗБИВАЮЩИХСЯ ВОЛН НА ВЕРТИКАЛЬНУЮ ОБТЕКАЕМУЮ ПРЕГРАДУ

2.12. Максимальную силу от воздействия разбивающихся (разрушающихся) волн Q_cr,max, кН, на вертикальную цилиндрическую преграду, диаметр которой D £ 0,4d_cr, м, необходимо определять по отдельным значениям силы от воздействий волн Q_cr, 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 Q_cr, кН, для любого положения цилиндрической преграды относительно вершины волны должна определяться по формуле

Q_cr = Q_i,cr + Q_v,cr,                                                        (60)

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

,                                             (61)

,                                            (62)

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

d_t = d_cr - (h_sur - h_c,sur);                                                            (63)

h_sur - высота (трансформированной) волны, м, при первом обрушении в мелководной зоне с соблюдением условия h_sur £ 0,8d_t;

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

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

Рис. 24. Схема к определению нагрузок от разбивающихся волн и графики значений коэффициентов d_i,cr - кривая 1и d_v,cr - кривая 2

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

q_cr = q_i,cr + q_v,cr,                                                          (64)

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

;                                                       (65)

,                                          (66)

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

Примечание. Коэффициенты d_i,cr (рис. 24, б) и e_i,cr (рис. 25, а) следует принимать положительными при x/d_t > 0 и отрицательными при x/d_t < 0.

Рис. 25. Графики значений инерционного e_i,cr и скоростного e_v,cr коэффициентов

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 y_t и лучу y_l волн, принимаемые по табл.14.

Таблица 14

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 под углом менее 25°, определять соответственно по пп.2.4 и 2.8 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, полученной согласно пп.2.14 и 2.15 от волн с высотой заданной обеспеченности в системе и средней длиной, на коэффициент динамичности k_d, принимаемый по табл. 15.

При отношениях периодов  необходимо выполнять динамический расчет сооружения.

Таблица 15

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

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

,                                                 (66а)*

где b_por - 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 Q_max, 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 Q_max.

Таблица 15а*

2.18*. Волновое давление р, кПа, в точке поверхности вертикальной круглоцилиндрической преграды на глубине z > 0 в момент максимума горизонтальной силы Q_max необходимо определять по формуле

,                                                       (66б)*

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

Таблица 15 б*

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

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

2.19*. Максимальную донную скорость v_b,max, м/с, в точках, расположенных на контуре преграды (q  = 90° и 270°) и впереди преграды на расстоянии 0,25l от контура преграды (в q = 0°), следует определять по формуле

,                                                       (66в)*

где коэффициент j_v принимается по табл.15в*.

Таблица 15в*

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 Р_х, кН/м, и вертикальных P_z и P_с, 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:

а) при уклоне i £ 0,04:

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

при z₁ ³ z₂, p₁ = p₂;                                                      (68)

z = z₂, ,                                (69)

z = z₃ = d, p₃ = k_wp₂;                                                   (70)

б) при уклоне дна i > 0,04:

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

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

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

где z₁ - ордината верха сооружения, м;

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

k_w - коэффициент, принимаемый по табл.17;

z₄ - ордината поверхности воды за подводным волноломом, м, определяемая по формуле

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

k_rd - коэффициент, принимаемый по табл.16;

z₅ - ордината гребня волны перед подводным волноломом, м, принимаемая по табл.16.

Рис. 26. Эпюры волнового давления на подводный волнолом

Таблица 16

Таблица 17

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

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

б) для подводного волнолома по табл.18.

Таблица 18

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

Допускаемые значения неразмывающих лонных скоростей должны приниматься согласно п.1.9

3.3. Максимальные значения горизонтальной Р_x, кН/м, и вертикальной Р_z, 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 h_с, 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)

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

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

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

;                                                (76)

;                                                               (77)

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

;                                               (78)

;                                                             (79)

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

h_br - высота разбивающихся (разрушающихся) волн, м;

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

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

a_l - расстояние от линии уреза воды до сооружения, м;

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

a_r = h_{run 1%} ctgj;                                                      (80)

h_{run 1%} - высота наката волн на берег, м, определяемая по п.1.14*.

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

3.4. Максимальные значения горизонтальной Р_х, кН/м, и вертикальной Р_z,, 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 p_r, кПа, должно определяться по формуле

р_r = rg(Dz_r - 0,75h_br),                                                   (81)

где Dz_r - понижение поверхности воды от расчетного уровня перед вертикальной стеной при откате волны, м, принимаемое равным в зависимости от расстояния а_l от линии уреза воды до сооружения: при а_l ³ 3h_br Dz_r = 0 и при а_l, < 3h_br Dz_r = 0,25h_br.

Рис. 28. Эпюры волнового давления на вертикальную волнозащитную стену при откате волны

3.5. Волновое давление р, 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. Эпюра давления воли на криволинейный участок волнозащитной стены

3.6. Максимальные значения горизонтальных Р_х,ехt, Р_х,int кН, и вертикальной Р_z, 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 р_ехt, кПа, и теневую р_int, кПа, грани буны и соответствующие возвышения гребня волны h_ехt м, и h_int, м, должны определяться по формулам:

,                                             (82)

 ,                                                  (83)

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

Рис. 30. Эпюры волнового давления на буну

Таблица 20

НАГРУЗКИ ОТ СУДОВЫХ ВОЛН НА КРЕПЛЕНИЯ БЕРЕГОВ КАНАЛОВ

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

,                                                (84)*

где d_s и l_u - осадка и длина судна, м;

d - коэффициент полноты водоизмещения судна;

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

;                     (85)

k_a - отношение подводной площади поперечного сечения судна к площади живого сечения канала А, м²;

b - ширина канала, м, по урезу воды.

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

,                                         (86)

где b_sl - 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 P, 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):

z = z₁ = -h_rsh, p₁ = 0;                                                     (87)

z = z₂ = 0, p₂ = 1,34rgh_sh;                                                 (88)

z =z₃ =1,5h_sh, p₃=0,5rgh_sh;                                      (89)

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 = Dz_f, p₁ = 0;                                                          (90)

z = z₂ = 0,5h_sh, p₂ = -rg(0,5h_sh - Dz_f);                                           (91)

z = z₃ = d_inf, p₃ = p₂;                                                           (92)

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

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

z = z₂ = 0,5h_sh, p₂ = -rg(0,5h_sh - Dz_f);                                          (94)

z = z₃ = d_sh, p₃ = p₂;                                                          (95)

z = z₄ = d_sh + d_h, p₄ = 0,                                                     (96)

где d_inf - глубина низа крепления откоса, м;

d_h - глубина забивки шпунта, м;

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

0,25h_sh - для крепления протяженностью по откосу от расчетного уровня воды менее 4 м с водонепроницаемым упором;

0,2h_sh - то же, с протяженностью более 4 м с упором в виде каменной призмы;

0,1h_sh - 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 W_q, кН, и продольную W_n, 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 А_q и A_n - соответственно боковая и лобовая надводные площади парусности (силуэтов) плавучих объектов, м²;

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

x -  коэффициент, принимаемый по табл. 21, в которой a_h - 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

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

;                                                       (101)

,                                                      (102)

где A_l и A_t -  соответственно боковая и лобовая подводные площади парусности плавучих объектов, м²;

v_t и v_l -  поперечная и продольная составляющие скорости течения обеспеченностью 2 % га 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 = cg₁rghA_l;                                                              (103)*

N = crghA_t,                                                                (104)

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

g₁ - коэффициент, принимаемый по табл. 21а*, в которой a_l - наибольший горизонтальный размер продольного силуэта подводной части плавучего объекта, м;

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

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

Рис. 32. График значений коэффициента c

Таблица 21а*

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

l_d - 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 ³ l l_d = l;

при L < l l_d = 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*

НАГРУЗКИ ОТ НАВАЛА СУДНА ПРИ ПОДХОДЕ К СООРУЖЕНИЮ

4.8*. Кинетическую энергию навала судна Е_q, 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;

y - коэффициент, принимаемый по табл. 23, при этом для судов, швартующихся в балласте или порожнем, табличные значения y 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

Таблица 23

4.9. Поперечную горизонтальную силу F_q, кН, от навала судна при подходе к сооружению необходимо определять для заданного значения энергии навала судна E_q, 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) f_t

а - от энергии E_tot; б - от нагрузки F_q

Суммарная энергия деформации Е_tot, кДж, должна включать, энергию, деформации отбойных устройств E_e, кДж, и энергию деформации причального сооружения Е_i, кДж; при Е_e ³ 10E_i величину Е_i допускается не учитывать.

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

,                                                         (107)

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

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

F_n = mF_q,                                                            (108)

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

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

,                                                          (109)

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

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

;                                                     (110)

;                                                          (111)

S_n = Scosa cosb;                                                    (112)

S_v = Ssinb,                                                          (113)

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

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

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

Таблица 24

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 N_tot, 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 Q_tot, N_tot 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 Q_tot, кН;

б) на шпринги - по 0,6Q_tot, кН.

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

Таблица 25

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

Таблица 26

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 R_c и изгибе R_f, МПа, основные прочностные характеристики, определяющие значение ледовой нагрузки, следует определять по формулам:

;                                              (114)

R_f = 0,4(C_b + D_b);                                                 (115)

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

C_i -  среднее (арифметическое) значение максимального предела прочности льда при одноосном сжатии, МПа, в i-ом слое при температуре t_i, определяемое по опытным данным (методика испытаний льда на одноосное сжатие дана в Приложении 4);

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

C_b и D_b - среднее (арифметическое) значение максимального предела прочности льда при одноосном сжатии, МПа, в нижнем слое рассматриваемого ледяного поля при температуре t_b и доверительная граница случайной погрешности определений C_b, МПа, определяемые так же, как С_i и D_i.

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

5.3. Расчетная толщина ровного льда h_d, м, принимается равной:

- для пресноводного льда Европейской части России и в районах Сибири, расположенных южнее 65° северной широты - 0,8 от максимальной за зимний период толщины льда 1 %-ной обеспеченности;

- для районов Азиатской части России, расположенных между 65° и 70° северной широты - 0,9 от максимальной толщины льда обеспеченностью 1 %;

- для районов Азиатской части России, расположенных севернее 70° северной широты - максимальной толщине льда 1 %-ной обеспеченности ;

- для морского льда - максимальной толщине льда 1 %-ной обеспеченности.

В зимний период в случае смерзания сооружения с ледяным полем за трое суток и более до момента наибольшего воздействия льда на сооружение расчетная толщина льда на границе сооружение - лед принимается по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается толщину примерзшего к сооружению льда считать равной 1,5h_d.

Таблица 27

Таблица 28

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;

толщина слоя зернистого льда, располагающегося в верхней части ледяного покрова, составляет 0,25h_d, а толщина слоя призматического или волокнистого льда - 0,75h_d.

Примечания. 1. Настоящие требования распространяются на пресноводный и морской однолетний лед.

2. Доверительная вероятность значений R_c и R_f при расчетах ледовых нагрузок на сооружения II и III класса принята a = 0,95, а для сооружений I класса при соответствующем обосновании допускается назначать большую доверительную вероятность, но не выше a = 0,99.

3. Для морей Арктического и Дальневосточного бассейнов нагрузки на сооружения уточняются по опытным данным.

НАГРУЗКИ ОТ ЛЕДЯНЫХ ПОЛЕЙ НА СООРУЖЕНИЯ

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

от воздействия ледяного поля на отдельно стоящую опору, рис.35 с передней гранью в виде треугольника, многогранника или полуциркульного очертания F_c,p, МН, по формуле

;                                          (118)

от воздействия ледяного поля на секцию протяженного сооружения, рис.36, F_c,w, МН, по формуле

,                                              (119)

где u -  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 % от значения скорости ветра 1 %-ной обеспеченности в период движения льда;

m - коэффициент, принимаемый по табл. 29;

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

k_b - коэффициент, принимаемый по табл.30;

k_u - коэффициент, принимаемый по табл.31;

g - 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 g = 70°).

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

Таблицы 29

Таблица 30

Таблица 31

При этом, сила F_c,p, определенная по формуле (119) не может быть больше силы F_b,p, МН, определяемой по формуле

F_b,p = mk_bk_uR_ch_d,                                                    (121)

а сила F_c,w, определенная по формуле (119) не может быть больше силы F_b,w, МН, определяемой по формуле

F_b,w = kk_uR_cbh_d,                                                    (122)

где k - коэффициент, принимаемый по табл.32

Таблица 32

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

R_c и h_d - обозначения те же, что в пп.5.2 и 5.3.

5.6. Силу 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 F_h,p, МН,

F_p,h = [k_h,1R_yh_d² + k_h,2rgh_dd² + k_h,3rgh_d(d² - d_t²)]k_h,4;                         (123)

б) вертикальную составляющую силы F_v,p, МН,

F_v,p = k_v,1F_h,d + k_v,2rgh_d(d² - d_t²),                                        (124)

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

а) горизонтальную составляющую силы F_h, МП,

F_h = 0,1R_ybh_dtgb;                                                      ( 125)

б) вертикальную составляющую силы F_v, МН,

F_v = F_hctgb,                                                                  (126)

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

k_h,3, k_h,4, k_v,1, k_v,2 - коэффициенты, принимаемые по табл.34;

r - плотность воды, кг/м³;

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

d - диаметр конуса по ватерлинии, м;

d_t - верхний диаметр конуса, м;

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

R_y, h_d, 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

Таблица 34

Примечание. В случае подвижки смерзшегося с коническим сооружением ледяного поля горизонтальная составляющая силы F_h,y, МН, определяется как на цилиндрическую опору с расчетной шириной b, равной диаметру конуса на уровне действия льда, по формуле

F_h,y = k_bF_b,p,                                                                          (127)

где k_b - коэффициент, принимаемый по табл. 35;

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

Вертикальная составляющая силы F_v,p в этом случае отсутствует.

Таблица 35

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

F_p = n_tk₁k₂F_b,p,                                                             (128)

где n_t - общее число колонн в сооружении;

k₁ - коэффициент, определяемый по формуле

k₁ = 0,83 + 0,17n_t^-1/2,                                                       (129)

k₂ - коэффициент, принимаемый по табл.36;

Таблица 36

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

h_d, F_b,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. Силу от воздействия остановившегося ледяного поля, наваливающегося на сооружение при действии течения воды и ветра F_S, МН, необходимо определять по формуле

F_s = (P_m + P_u + P_i + P_m,a)A,                                             (130)

в которой величины P_m, P_u, P_i и P_m,a, МПа, определяются по формулам:

P_m = 5×10^-6u²_max;                                                           (131)

;                                                     (132)

P_i = 9,2×10^-3h_di;                                                              (133)

P_m,a = 2×10^-8u²_w,max                                                          (134)

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

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

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

i - уклон поверхности потока;

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

При этом, сила F_s, определенная по формуле (130), не может быть больше силы F_b,w, определенной по формуле (122) при k_u = 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 0,2h_d в зимний период, а в период весеннего ледохода - на 0,4h_d.

Нагрузки на сооружения от движущегося торосистого ледяного поля необходимо увеличить умножением их на коэффициент торосистости k_r, принимаемый равным:

- для Азовского, Балтийского, Каспийского, Черного и Японского морей - 1,3;

- для Белого, Берингова, Арктических и Дальневосточных морей - 1,5.

При соответствующем обосновании допускается принимать для Арктических и Дальневосточных морей k_r = 2.

НАГРУЗКИ НА СООРУЖЕНИЯ ОТ СПЛОШНОГО ЛЕДЯНОГО ПОКРОВА ПРИ ЕГО ТЕМПЕРАТУРНОМ РАСШИРЕНИИ

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

Значения q определяются по графикам рис.40 при заданных значениях перепадов температуры воздуха Dq, °С, и соответствующих им реальных и приведенных толщинах льда, h_c, м, и h_red, м.

Значения Dq 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 h_c принимаются равными средним толщинам льда за время перепада температуры.

Значения h_red, м, необходимо определять по формуле

h_red = h_c + 1,43h_s + h_r,                                                     (135)

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

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

Рис. 40. График значений нагрузки q

Таблица 37

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

F_t = k_lqb,                                                              (136)

где k_l - коэффициент принимаемый по табл.38;

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

Таблица 38