Головной гидроузел с каменно-земляной плотиной и водосбросным сооружением

Головной гидроузел с каменно-земляной плотиной и водосбросным сооружением

Кф=

Строим график для определения нормальной глубины.

Из графика (при Кф = 178543) h0 = 8,20 м.

Определим глубину воды в сжатом сечении в конца быстротока с учетом hкр

принимаем  Р=15-разница между начальной и концевой частью быстротока.

 -

где b ширина в конце быстротока

Во втором приближении:

В третьем приближении:

Принимаю 5,4 hсж

График для определения гидравлического показателя русла Х.

Х зависит от отношения , где h-заданная глубина канала,b-ширина канала.

Построение кривых свободной поверхности способом Бахметева

Где (i-уклон дна; l-длина заданного участка канала; h0-глубина равномерного течения при заданном расходе Q (нормальная глубина); -относительные глубины и  в конце и в начале данного участка.

Определим глубину воды в сжатом сечении в конца быстротока с учетом hкр принимаем  Р=15-разница между начальной и концевой частью быстротока.

 -

где b ширина в конце быстротока

Во втором приближении:

В третьем приближении:

Принимаю 5,4 hсж

Тогда hсж=h2

Таким образом находим требуемые параметры в конце быстротока при известным данным:

Q=6500м3/с; Bнач=67 м;

Требуется определить:

w= h2. B=5,4.67=361.8 м3

x=2 h2+B=2.5,4.67=77.8 м

, =0.014

Определяем Icp в начале и в конце быстротока

В начале

В конце

Далее

По Бахметеве уточняем h2

 от сюда находим

=0,65

Уточняем

Принимаем

Определение дальность отлета струи

Дальность отлета струи L, отброшенной с трамплина, до встречи со свободной поверхностью нижнего бьефа определяется по формуле:

Здесь  - угол наклона струи к горизонту в створе уступа ();

g - ускорение силы тяжести;

 - превышение носка над уровнем нижнего бьефа ( = 24 м);

 - коэффициент скорости находится по формуле

 - превышение носка над уровнем нижнего бьефа ( = 30м);

Т - превышение уровня верхнего бьефа над уровнем воды нижнего бьефа (Т =46 м);

Н - напор на гребне водослива (Н = 11м).

Принимаем высоту носка (трамплина)

Далее определяем толщину струи в створе уступа

Следовательно дальность отлета струи будет равна

Скорость струи на уровне свободной поверхности нижнего бьефа находится без учета изменения ее формы при движении в воздушной среде.

Где ,

Далее определяем угол встречи струи со свободной поверхностью (угол входа):

Струя, войдя под уровень нижнего бьефа, движется по прямой при этом принимается, что ось струи касательная к точке встречи оси струи со свободной поверхность.

Приращение дальности падения струи с учетом движения под уровнем нижнего бьефа по прямой до дна размыва равно

Где hр - глубина в яме размыва.

Яму размыва, образующуюся в месте падения струи, можно определить по эмпирической формуле И.Е. Мирцхулавы

К - коэффициент перехода от средних скоростей к актуальным (К = 1,5-2), W - гидравлическая крупность грунта, определяемая по формуле

м

Где d - расчетный диаметр частиц грунта, отвечающих фракциям, мельче которых в грунте содержится 90% частиц;  - удельные веса материала и воды с учетом

Вывод: меньше  размыва нет

Глава 3. Плотина из укатанного бетона (УБ-2) (вариант Б)

3.1 Основные характеристики "укатанный бетон" (УБ)

За последние 20 лет во многих странах мира установилась тенденция широкого строительства плотин из укатанного бетона (roller compacted concrete) или сокращенно УБ (RCC). УБ представляет собой особо жесткую бетонную смесь с пониженным содержанием цемента и повышенным содержанием пуццоланы (золы-уноса), уплотняемую вибрационными катками. Под понятием УБ подразумевается определение его как нового особо жесткого бетона с широкими физико-механическими свойствами, зависящими не только от его состава, но и от технологии его укладки и виброукатки в плотине. В этом отношении УБ приближается к виброукатаному гравелистому грунту, упрочненному цементом. УБ отличается от традиционного бетона главным образом своей консистенцией. Для эффективного уплотнения УБ должен быть достаточно сухим, чтобы выдержать вес виброкатков, и в то же время достаточно влажным, чтобы обеспечить полное распределение цементного раствора в смеси в процессе перемешивания и виброукатки. УБ значительно отличается и по внешнему виду от обычного бетона, скорее напоминая гравийную насыпь, так как присутствие в нем цементного раствора почти незаметно. Для достижения максимального уплотнения требуется намного большее вибрационное усилие, чем для обычного бетона.

3.1.1 Физико-механические характеристики укатанного и обычного бетонов

Физико-механические характеристики УБ всех типов зависят от содержания его компонентов, величины которых изменяются в широких пределах, как видно из табл.1.1, полученной по данным смесей УБ в 150 плотинах на 1997 г.

Содержания компонентов смесей УБ в 150 плотинах (1997 г)

Анализ физико-механических характеристик УБ выполнен по данным испытаний образцов УБ ряда построенных плотин из УБ, приготовленных из одинаковых компонентов, что исключает влияние различных местных материалов и условий. Это сравнение позволит на стадии проектирования плотин более обоснованно принимать физико-механические характеристики УБ до проведения полевых испытаний УБ.

Время перекрытия швов УБ и их обработка

На основе анализа натурных данных поведения швов УБ в Бюллетене N 125 (2003) Международной комиссии по большим плотинам даны пределы времени перекрытия швов (град. С/час) и рекомендации по их обработке, включая укладку подстилающего слоя цементного раствора (табл.1.2).

3.1.2 Основные факторы, влияющие на прочность на сдвиг в швах УБ

Влияние возраста УБ на сцепление и трение в швах

На рис.1.1 показано влияние возраста УБ (в сутках) на сцепление С (МПа) и угол внутреннего трения φ в швах УБ при низком и высоком расходе вяжущих (УБ-1 и 2), среднем содержании пуццоланов в вяжущих 25% и времени перекрытия швов от 80 до 500 град. /час (без применения замедлителей схватывания). Влияние времени перекрытия швов на их сцепление и трение

На рис.1.2 показано влияние времени перекрытия швов УБ на сцепление и трение в них при низком и высоком расходе вяжущих (УБ-1 и 2,3), среднем содержании пуццоланов в вяжущих, равном 25%, и без применения замедлителей схватывания, увеличивающих время перекрытия швов.

C (МПа) j (град)

Рис.1.1 Зависимость сцепления С и трения j в швах УБ от времени Т (дни) при высоком и низком расходе вяжущих (Ц + З): 1 - зависимость j при высоком (Ц + З); 2 - то же при низком (Ц + З); 3 - зависимость С при высоком (Ц + З); 4 - то же при низком (Ц + З)

C (МПа) j (град)

Рис.1.2 Влияние времени перекрытия швов УБ (град. С/час) на сцепление С, МПа (сплошные линии) и угол внутреннего трения, j град. (пунктир) в швах при низком и высоком расходе вяжущих

Анализ обширных опытных данных и зависимостей рис.1.2 позволил сделать следующие важные выводы:

1. Угол внутреннего трения в шве УБ практически не зависит от расхода вяжущих, в том числе пуццоланов, времени перекрытия швов и возраста УБ, а зависит в основном от типа заполнителя (прочности частиц породы и их формы).

2. Сцепление в шве УБ практически прямо пропорционально расходу вяжущих при данном типе заполнителей.

3. Сцепление в шве УБ возрастает во времени подобно росту прочности самого УБ на сжатие.

4. Сцепление и в меньшей степени трение в шве начинают снижаться с началом гидратации вяжущих (без замедлителей схватывания) на поверхности шва и спустя 80 град. /час (или 4 часа при температуре УБ 20о) сцепление в шве при высоком и низком расходе вяжущих снизится примерно вдвое, если этот шов не будет перекрыт свежим слоем УБ.

5. В слое УБ, перекрытом через 80 град-час свежим слоем УБ, снижение сцепление в шве происходит медленно вплоть до 600 град. /час.

6. Предельное время перекрытия шва, равное 80 град. /час, может быть увеличено до 200 град. /час за счет применения замедлителей схватывания или высокого содержания золы-уноса, т.е. перехода на УБ 3-го типа.

Условия подготовки поверхности швов УБ могут быть следующими: естественное просушивание свежей или мокрой поверхности (SSD), продувка воздухом, очистка щетками, поврежденная поверхность, нетронутая поверхность и обработка подстилающим слоем цементного раствора (bedding mix) толщиной 1-2 см.

Трение в шве УБ практически не зависит ни от каких факторов, кроме типа заполнителя, согласно опытным данным по УБ плотины Миель-1.

Согласно этим же данным сцепление в шве прямо пропорционально расходу вяжущих (после его порогового значения в 30-40 кг/м3) и оно повышается с сокращением времени перекрытия шва и, особенно, при применении замедлителя схватывания. Применение подстилающего слоя цементного раствора даже при больших сроках перекрытия шва (до 1200 град. /час) позволяет достичь максимального сцепления в нем близкого к сцеплению УБ между швами.

В проектах плотин из УБ используют уменьшенное на коэффициент запаса пиковое значение прочности УБ на сдвиг, при котором сцепление в швах УБ исчерпывается, и возникают микроподвижки по шву. Обычно при проектировании плотин используют пиковые значения прочности УБ на сдвиг и угла внутреннего трения, и сопротивление плотины на сдвиг должно превышать сдвигающую нагрузку с расчетным коэффициентом запаса. Поэтому целесообразно определять остаточное или кажущее сцепление и трение в шве, которые остаются после возникновения скольжения по шву. Тогда эти значения могут быть использованы в расчетах устойчивости плотины на сдвиг и если ее коэффициент запаса на сдвиг больше 1,0, то плотина считается устойчивой, что соответствует реальному предельному состоянию.

Расчетные напряжения в плотине из УБ не должны превышать предельные значения, соответствующие началу раскрытия швов, а устойчивость плотины на сдвиг должна быть обеспечена даже при отсутствии сцепления в швах, т.е. при "холодных" швах.

При проектировании плотин из УБ разного типа можно использовать средние параметры прочности, деформируемости и водопроницаемости УБ и параметры прочности на сдвиг швов УБ, данные в Бюллетене Международной комиссии по большим плотинам (табл.1.3).

Параметры прочности, деформируемости и водопроницаемости УБ.

Табл. 1.3

Как показывают испытания блоков УБ других плотин с различным расходом вяжущих, состоянием и обработкой швов, сроком их перекрытия, боковой нагрузкой и возрастом блоков, при сдвиге швов остаточное сцепление в них падает до малых значений (до 10% от пиковых), но остаточное трение в них остается на уровне 90% пиковых значений

3.1.3 Современное состояние строительства плотин из укатанного бетона в мире

Метод строительства плотин из укатанного бетона (УБ) в мировой практике плотино-строения получил распространение с начала 1980 г. Этому значительно способствовали созданные ранее мощные строительные машины для возведения грунтовых плотин, необходимость снятия ограничений по темпам строительства бетонных плотин из условий предельно-допустимых температурных напряжений в плотине, а также необходимость удешевления и ускорения строительства. Метод строительства плотин из УБ полностью отвечает этим требованиям: технология возведения этих плотин приближается к технологии возведения грунтовых плотин. УБ укладывается в плотину с помощью практически тех же механизмов, которые используют на строительстве грунтовых плотин: доставка УБ осуществляется ленточными конвейерами или самосвалами, разравнивание - бульдозерами, уплотнение - виброкатками.

УБ отличается от обычного бетона главным образом своей консистенцией. Для эффективного уплотнения УБ должен быть достаточно сухим, чтобы выдержать вес виброкатков, и в то же время достаточно влажным, чтобы обеспечить полное распределение цементного раствора в смеси в процессе перемешивания и виброукатки. УБ значительно отличается и по внешнему виду от обычного бетона, скорее напоминая гравийную насыпь, так как присутствие в нем цементного раствора почти незаметно. Для достижения максимального уплотнения требуется намного большее вибрационное усилие, чем для обычного бетона.

УБ представляет собой особо жесткую бетонную смесь с пониженным содержанием цемента (30-50%) и повышенным содержанием (50-70%) пуццоланы (золы-уноса), уплотняемую виброкатками. Под понятием укатанный бетон подразумевается определение УБ как конструкционного материала, так и технологии производства работ при его использовании.

Малое содержание цемента в УБ (в среднем 50-80 кг/м3) резко снижает температурные напряжения в плотине, что позволяет полностью отказаться от мероприятий по регулированию температурного режима и снять все ограничения по интенсивности укладки УБ. Все это, а также максимальная механизация всех строительных процессов, снижение трудоемкости строительства обеспечивают резкое снижение стоимости и сроков строительства.

Согласно классификации УБ в зависимости от содержания вяжущих (цемент + пуццоланы) УБ бывает 3-х типов: 1 - тощий УБ с низким содержанием вяжущих (65-99 кг/м3); 2 - умеренно-пластичный УБ со средним содержанием вяжущих (100-149 кг/м3); 3 - пластичный УБ с высоким расходом вяжущих (150-300 кг/м3). Отдельно выделен УБ-4 плотин Японии с содержанием вяжущих (120-130 кг/м3), но при более высоком расходе цемента и низком расходе золы-уноса и с более высокой прочностью на сжатие и сдвиг чем УБ-1, 2 и 3.

Подробно вопросы проектирования и строительства плотин из УБ изложены в пособии Ляпичева Ю.П. [1], в котором приведены также многочисленные справочные данные по УБ.

Широкое строительство плотин из УБ объясняется тем, что использование УБ имеет ряд существенных преимуществ, а именно:

УБ, при прочности на сжатие 10 - 15 МПа, отличаются низким тепловыделением и малой усадкой. Это открывает возможность укладки УБ часто по всей длине и ширине плотины, не прибегая к дорогостоящим мерам по регулированию температурного режима УБ. Высокая ранняя прочность УБ в силу его жесткой структуры обеспечивает возможность перемещения по нему машин сразу после укладки и укатки. Таким образом, по сравнению с обычным бетоном УБ является более экономичным и технологичным материалом.

Благодаря простоте технологии и сокращению до минимума операций по опалубке, подготовке блоков к бетонированию, терморегулированию и т.п., резко сокращаются продолжительность подготовительного периода и строительства в целом.

Послойная технология возведения обуславливает наличие многочисленных горизонтальных швов; физико-механические параметры укатанного бетона и межслойных швов накладывают существенный отпечаток практически на все конструктивные элементы тела плотины и его сопряжения с основанием.

В практике современного плотиностроения разработано много конструкций плотин из УБ, при этом водонепроницаемость напорной грани обеспечивается 3 основными типами:

I - напорная грань защищена слоем обычного вибрированного бетона;

II- та же грань защищена слоем УБ-3, обогащенного цементом и затем вибрируемым [1] ;

III - та же грань защищена двухслойной (1-й слой - экран из ПВХ, 2-й - дренаж) пленкой CARPI (Швейцария), устанавливаемой после окончания укладки УБ в плотину.

Наиболее надежным решением, обеспечивающим такой же низкий коэффициент фильтрации УБ, как и обычного бетона (10-9 - 10-10 см/с), является способ II, разработанный и широко применяемый при строительстве самых крупных плотин из УБ в Китае. В Латинской Америке (в Колумбии, Бразилии и др.) широкое применение нашел способ III, который также успешно применяется для гидроизоляции напорных граней старых бетонных плотин в Европе.

3.2. Современные тенденции в проектировании плотин из укатанного бетона

Современные гравитационные плотины из УБ высотой 100 м и более на скальном основании с вертикальной напорной гранью требуют заложения низового откоса 0,8-0,95 при сейсмичности 8-9 баллов. Другим недостатком этих плотин традиционного профиля является затрудненность или невозможность их строительства на слабых полускальных и грунтовых основаниях, что подтверждает последний Бюллетень СИГБ № 117 от 2000 г. [1].

Эти ограничения обычных гравитационных плотин из УБ могут быть преодолены путем перехода на симметричный треугольный профиль плотины из особо тощего УБ (расход цемента до 50-70 кг/м3), без обработки швов УБ и с устройством на верховом откосе железобетонного экрана после возведения плотины [4]. Сейчас уже построены 3 подобные плотины высотой 25-30 м в Греции и Доминиканской республике и начато строительство двух плотин высотой 100 м в Турции и Греции (рис.1.1).

Рис.1.3 Плотина симметричного профиля высотой 100 м из особо тощего УБ с железобетонным экраном (предложение П. Лонде)

3.3 Определение отметки гребня плотины из укатанного бетона

Отметку гребня плотины следует назначать на основе расчета возвышения гребня (hs) над расчетным уровнем воды. Отметку гребня плотины (Гр) следует определять для двух случаев стояния уровня воды в верхнем бьефе (ВБ):

а) при нормальном подпорном уровне (НПУ), соответствующем пропуску максимального паводка, входящего в основное сочетание нагрузок и воздействий:

Гр = НПУ + hs=1180+1,8=1181,8 (6.1)

б) при форсированном подпорном уровне (ФПУ), при пропуске максимального паводка, относимого к особым сочетаниям нагрузок и воздействий:

Гр = ФПУ + hs = 1190+1,8 = 1191,8 (6.2)

Из двух полученных результатов расчета выбирают более высокую отметку гребня плотины.

Возвышение гребня плотины hs, в обоих случаях (Рис.6.4) определяется по формуле:

hs = D hset + hrun 1% + a =0,008+1,30+0,5=1,8 (6.3)

где D hset - ветровой нагон воды в ВБ;

hrun 1% - высота наката ветровых волн обеспеченностью 1%;

а - запас возвышения гребня плотины.

Рис. 1.4. Схема определения отметки гребня грунтовой плотины: а) без парапета; б) с парапетом; 1 - расчетный уровень при НПУ и ФПУ; 2 - парапет: 3 - объем экономии грунта.

При определении первых двух слагаемых формулы (6.3) следует принимать обеспеченности скорости ветра для расчета элементов волн, наката и нагона при основном сочетании нагрузок и воздействий (при НПУ) по СНиП 2.06.04-82*: для плотин I, II класса - 2% и III, IV класса - 4%. При особом сочетании нагрузок и воздействий (при ФПУ) эти обеспеченности следует принимать для сооружений I - II классов 20%, для III класса - 30%, для IV класса - 50%. Запас а для всех классов плотин принимают не менее 0,5 м.

При определении высоты наката волн на гидросооружения обеспеченность волн в этой системе принимают равной 1%.

В сейсмических районах к hs прибавляют высоту гравитационной волны

hg=0,4 + 0,76 (J-6) = 0,4 + 0,76 (8,5-6) =2,3 НПУ + hg =1180+2,3=1182,3

где J - интенсивность землетрясения (J = 8,5 баллов)

Отметку гребня плотины принимают с учетом строительного подъема, назначаемого сверх определенного по формуле (3-3) возвышения hs. Величину строительного подъема определяют по расчетной строительной осадке гребня.

При наличии на гребне плотины сплошного парапета, рассчитанного на воздействие волн, возвышение его верха над уровнем ВБ следует принимать не ниже значений, полученных, по формуле (3-3). Возвышение гребня плотины в этом случае назначают на 0,3 м над НПУ или на отметке ФПУ, причем принимают наибольшую из них. Парапет уменьшает объем насыпи (Рис.6.4, б), но появляются затраты на железобетон парапета.

Высота ветрового нагона определяется по формуле:

D hset= Kw Vw2L cos aw /gH,= 252х0,0000025х3000хcos (0) /9,81х60=0,008 м (6.4)

где aw - угол между направлением господствующего (расчетного) ветра и продольной осью водохранилища, град.; L - длина разгона волны по направлению господствующих ветров, м; Vw - расчетная скорость ветра на высоте 10 м над НПУ, м/с; H - условная расчетная глубина воды в водохранилище, м; g = 9,81 м/с2; K - безразмерный коэффициент, зависящий от скорости ветра Vw по формуле:

K = 3 (1+0,3Vw) 107=25,5х107=0,00000255 (6.5)

При определении элементов ветровых волн водоемы делят на отдельные зоны. В ВБ обычно имеют место глубоководная зона (), где дно не влияет на основные характеристики волн, или мелководная зона (), в которой дно оказывает влияние на развитие волн и их основные характеристики (H1 - расчетная глубина воды;  - средняя длина волны в глубоководной зоне; Нкр - критическая глубина воды, при которой происходит первое обрушение волн).

Высоту наката на откос волн обеспеченностью 1% по накату (hrun 1%, м) для волн 1% обеспеченности (h1%) при глубине воды перед сооружением H12h1% определяют по формуле:

=1х0,9х1,4х1,7х1,6х0,38=1,30 (6.6)

где значения высоты бегущей волны обеспеченностью 1% (h1%) и коэффициентов Кr, Кp, Ksp и Krun определяются либо по номограммам и таблицам СНиП 2.06.04-82* [2] с погрешностью до 10%, либо точнее по нижеследующим зависимостям, полученным на основе обработки этих номограмм и таблиц. Это позволяет избежать ошибок при интерполяции данных номограмм и таблиц и проанализировать влияние отдельных факторов на высоту наката.

Для нахождения высоты волны обеспеченностью 1% (h1%) следует знать среднюю высоту , средний период Т и среднюю длину волн  в глубоководной или мелководной зоне.

В глубоководной зоне указанные параметры волн находятся по следующим новым расчетным зависимостям:

средняя высота волны. (hd, м)

 (6.7)

где  находится по зависимости:

 (6.8)

в которой параметр А равен меньшему значению из величин (L/Vw) или (0,5 t); Vw - расчетная скорость ветра, м/с; g - ускорение свободного падения, м/с2; L - расчетная длина разгона волн, м; t - продолжительность действия ветра, принимаемая для предварительных расчетов t= 21600 с.

средний период волны (Т, с)

 (6.9)

где  =  (6.10)

средняя длина волны (, м)

 (6.11)

В расчетах устойчивости и прочности креплений откосов из бетонных плит и каменной наброски расчетная обеспеченность i% высоты волн равна, соответственно, 1 и 2%, а при определении наката волн i=1%.

Высота волны 1% обеспеченности в глубоководной зоне равна:

 (6.12)

где Кi - коэффициент, определяемый по следующей формуле:

 (6.13)

в которой i - принятая обеспеченность,%; L - длина разгона волны, м; а - показатель степени равный:

при i1 а = 0,14 (1 + 0,01i); (6.14)

при i<1 a=0,14i 0.25; (6.15)

Высота волны 1% обеспеченности в глубоководной зоне (hd 1%) будет равна:

 (6.16)

где K1% находится по формулам (6.13 - 6.16) при i = l, т.е.

 (6.17)

В формуле (6.17) Кr и Кp - коэффициенты шероховатости и проницаемости откоса, зависящие от типа крепления, могут быть определены по следующим зависимостям:

 (6.18)

где r - средний размер шероховатости, м (средняя крупность материала крепления или средний размер бетонных блоков). В формуле (6.18) при значениях r/hd1%0,002 и r/hd1% 0,2, соответственно, следует принимать Кr = 1 и Кp = 0,9.

Кp = (0,9 - r/hd1%) Кr (6.19)

в которой при значениях выражения (0,9-r/hd 1%) <0,7 следует принимать (0,9 - r/hd1%) = 0,7; Кr - определяется по (6.18).

Коэффициент Кsp в формуле (3-6), зависящий от расчетной скорости ветра и крутизны верхового откоса, может быть определен по формуле (6.20):

Кsp =0,11 [0,15 - Vw (l+0,4m1) - 0,6m1 + 8,5] =

0,11 [0,15х25 (1+0,4х0,7) - 0,6х0,7+8,5] =1,4

в которую при скорости ветра Vw>20 м/с и Vw<10 м/с следует подставлять, соответственно Vw=20 м/с и Vw =10 м/с, а при заложениях верхового откоса m1>5 величину Кsp=1,6 для значений Vw >20 м/c и Ksp =1,2 для значений Vw <10 м/с. Коэффициент пологости волны Krun в формуле (6.6) зависит от крутизны (заложения m1) верхового откоса и может быть определен при глубине воды перед сооружением H12 hd 1% по следующим зависимостям: при m1 1,5

Krun = l,25 + lg (l + 6) = 1,25 + lg (l + 6) =1,7 (6.21)

при m1>1,5

 (6.22)

При глубине воды перед сооружением H1<2 hd1% и при значениях m1>l,5 вместо формулы (3-22) действует формула:

 (6.23)

Полученные по формулам (6.22) и (6.23) значения Krun следует ограничивать величиной Krun  2,6 - 2,7. Коэффициент Kβ в формуле (3-6), учитывающий угол β подхода фронта волны к плотине (угол β можно принять равным углу αw между продольной осью водохранилища и направлением ветра, β=αw), определяется по зависимости:

= (1+901,82х10-4) - 1=1,6 (6.24)

где β =90 - угол подхода фронта волны, град. Высота наката на откос волн, произвольной обеспеченности i,% по накату определяется по формуле:

 (6.25)

где Кнi - коэффициент, учитывающий обеспеченность по накату, значения которого определяют по формуле:

 (6.26)

в которой i - заданная обеспеченность по накату,%.

В случае мелководной зоны (H1) для определения высоты наката волны пользуются формулой (6.6), а высоту и длину волны корректируют по зависимостям:

 (6.27)

 (6.28)

где  и  - средние значения высоты и длины волны;

 и  - коэффициенты, определяемые по формулам:

= 1,06 { [2-H1/] H1/] }0,38 (6.29)

= { [2,15 - H1/] H1/}0,42 (6.30)

3.4 Гидравлический расчет водосбросного сооружения

Расчет водосливного фронта плотины и напора на плотине

Дано: Q = ,  = 100 м

Определение напора на гребне без учета бокового сжатия:

где m = 0,48- коэффициент для регулируемой плотины

Задаем ширину отверстий:

Ширина одного бычка:

Количество отверстий:

Число бычков:

nб=nотв - 1 =5 - 1 =4 бычка

Уточним окончательную ширину фронта:

Форма бычка: ξ=0,95 (ξ - коэффициент бокового сжатия плотины);

Эффективная ширина фронта водослива с учетом бокового сжатия в первом приближении:

 принимаем 96 м

Уточняем напор на гребне:

Определение скорости воды на подходе:    

 где:

Расчетный напор на гребне:

 - коэффициент кинетической энергии

Определение удельного расхода

Определим глубину воды в сжатом сечении в первом приближении:

принимаем

Во втором приближении:

В третьем приближении:

Принимаю

Прогноз местных размывов

Основными параметрами, характеризующими местный размыв, являются его глубина и форма, которые зависят от типа сооружения, кинематических характеристик потока в конце крепления, особенностей грунта и соотношения между шириной водосливного фронта и шириной русла.

Задачами прогноза местных размывов являются определение максимальной глубины размыва, ширины, длины и заложения откосов воронки размыва.

Донный режим сопряжения бьефов - основной гидравлический режим сопряжения бьефов, который наблюдается при устойчивом нахождении струи у дна и характеризуется значительными и медленно затухающими по длине донными скоростями (это недостаток режима), а также вращением в вальце гидравлического прыжка плавающих тел. Режим является наиболее распространённым и часто реализуемой схемой гашения энергии. Транзитная струя может быть не затоплена (незатопленный или отогнанный гидравлический прыжок, обычно такой режим не допускается) и затоплена (затопленный прыжок).

Для низко и средненапорных сооружений обычно рекомендуется донный режим с применением гасителей энергии и растекателей потока, которые улучшают режим сопряжения бьефов, увеличивают интенсивность гашения энергии и приводят к перераспределению скоростей потока. Следует отметить, что наибольшая эффективность гашения энергии (до 65÷75%) происходит в затопленном гидравлическом прыжке.

Определение дальность отлета струи

Дальность отлета струи L, отброшенной с трамплина водослива, до встречи со свободной поверхностью нижнего бьефа определяется по формуле:

Здесь  - угол наклона струи к горизонту в створе уступа ();

g - ускорение силы тяжести;

,

q - удельный расход на носке трамплина;

 - коэффициент скорости, который для водослива с трамплином находится по формуле

 - превышение носка над уровнем нижнего бьефа ( = 2,71 м);

Т - превышение уровня верхнего бьефа над уровнем воды нижнего бьефа (Т = 55,4 м);

Н - напор на гребне водослива (Н = 11,7 м).

Принимаем высоту носка (трамплина)

Определяем коэффициент скорости

Далее определяем толщину струи в створе уступа

Следовательно дальность отлета струи будет равна

Для определения наибольшей дальности струи отлета используем формулу

Где ,

Таким образом наибольшая дальность струи отлета равна

Скорость струи на уровне свободной поверхности нижнего бьефа находится без учета изменения ее формы при движении в воздушной среде.

Далее определяем угол встречи струи со свободной поверхностью (угол входа):

,

Струя, войдя под уровень нижнего бьефа, движется по прямой при этом принимается, что ось струи касательная к точке встречи оси струи со свободной поверхность.

Приращение дальности падения струи с учетом движения под уровнем нижнего бьефа по прямой до дна размыва равно

Где hр - глубина в яме размыва.

Общая дальность падения струи на дно ямы размыва составит

Струя в полете насыщается воздухом и разрушается. Разрушение струи тем значительнее, чем больше скорость в струе и чем тоньше струя в начальном сечение.

Аэрация сказывается на ее толщине и дальности отлета. Для учета влияния аэрации и распада струи рекомендуется значение L принимается равной L*k=*= м, где k - поправочный коэффициент, величина которого находится по графику (рис.2б) в зависимости от числа Фруда для сечения уступа.

Яму размыва, образующуюся в месте падения струи, можно определить по эмпирической формуле И.Е. Мирцхулавы

К - коэффициент перехода от средних скоростей к актуальным (К = 1,5-2), W - гидравлическая крупность грунта, определяемая по формуле

м

Где d - расчетный диаметр частиц грунта, отвечающих фракциям, мельче которых в грунте содержится 90% частиц;  - удельные веса материала и воды с учетом. Вывод: меньше  размыва нет

3.5 Расчеты устойчивости и напряжений в плотине по СНиПу Расчет плотины из укатанного бетона на прочность и устойчивость на сокращенный состав нагрузок (СНиП 2.06.06-85)

Длина подошвы плотины:

B=113 м Hпл=73,5 м mt=mu=0,7

Расположение дренажной галереи:

adr=10 м

Сила давления воды с верхнего бьефа (при ФПУ):

Pu=0,5xH1² xγw=0,5x 71,72x1=2570,5 т

Pw=0,5xH1xH2x γw=0,5x71,7x 50.19x1=1799.32т

Сила давления воды с нижнего бьефа:

Pt=0,5xHt2xγw=0,5x102x1=50 т

T=0,5xHtxH3x γw=0,5x10x 7x1=35т

Вес плотины Gпл:

Gпл= γбx (B+b) /2xHпл=2,4x (113+10) /2x73.5=10848.6 т

Взвешивающее давление:

Wвзв=HtxBxγw=10x113x1=1130 т/м

Фильтрационное давление на подошву:

W1= 0,5xγwx ( (H1-Ht) - H4) xadr=0,5x1x ( (71,2-10) - 20) x10 = 206 т/м

W2= γwxH4xadr=1x 20x10 = 200 т/м

W3= 0,5xγwx (B-adr) xH4=0,5x1x (113-10) x 20= 1030 т/м

Сумма вертикальных сил:

N=Gпл+Pw+T-Wвзв-W1-W2-W3 = 10848.6 +1799.32+35-1130-206-200-1030 =10116.6 т

Момент всех сил относительно т.0:

M=Puxh1 - Ptxh3 + Txh4 - Pwxh5 + W1xC2 + W2xC3 + W3xC4=2570,5 х23.3-50х3.33+35х53.42-1799.32х39.72+206х52.41+200х50.75+ 1030х12.97 = 24432.42т/м

σuy= - N/B + 6M/B2 = - 10116.6 /113 + 6x24432.42/ 1132= - 78.04 т/м

σty= - N/B - 6M/B2 = - 10116.6 /113 - 6x24432.42/ 1132= - 101 т/м

R=Nxtgφ + CxB=10116.6x0.7 + 0x113=7081.62 т

F=Pu - Pt=2570,5-50=2520.5т

R/F=2.40>1.25

В особом случае выхода из строя стенки-завесы (при полном противодавлении):

Wпол=3082.45т/м

R= (Gпл + Pw + T -Wвзв -W) xtgφ + CxB= (10848.6+1799.32+35-1130-3082.45) x0,7 + 0x113=5929.4 т

R/F=2.35>1.25

Так как сечение расположено на аллювиальных отложениях, поэтому проверяем условие (4) СНиП 2.02.02-85:

 (4) B=113 м; σmax =101 т/м; γ1 = γвзв = 1.004 т/м³

Вывод: схема плоского сдвига выполняется.

Расчет водосливной плотины из укатанного бетона на прочность и устойчивость

на сокращенный состав нагрузок (СНиП 2.06.06-85)

Длина подошвы плотины:

B=94 м Hпл=60 м mt=mu=0,7

Расположение дренажной галереи:

adr=10 м

Сила давления воды с верхнего бьефа (при НПУ):

Pu=0,5xH1² xγw=0,5x 602x1=1800 т

Pw=0,5xH1xH2x γw=0,5x60x 42x1=1260 т

Pа= H2х H3 x γw =42х11.7х1=491 т

Сила давления воды с нижнего бьефа:

Pt=0,5xHt2xγw=0,5x102x1=50 т

T=0,5xHtxH3x γw=0,5x10x 7x1=35т

Вес плотины Gпл:

Gпл= γбx (B+b) /2xHпл=2,4x (94+10) /2x60=7488 т

Взвешивающее давление:

Wвзв=HtxBxγw=10x94x1=940 т/м

Фильтрационное давление на подошву:

W1= 0,5xγwx ( (H1-Ht) - H5) xadr=0,5x1x ( (60-10) - 17.48) x10 = 162.6 т/м

W2= γwxH5xadr=1x 17.48x10 = 174.8 т/м

W3= 0,5xγwx (B-adr) xH5=0,5x1x (94-10) x 17.48= 700 т/м

Сумма вертикальных сил:

N=Gпл+Pw+ Pа - T-Wвзв-W1-W2-W3 = 7488 +1260+491-35-940-162.6-174.8-700 =7226.6 т

Момент всех сил относительно т.0:

M=Puxh1 - Ptxh3 + Txh4 - Pwxh5- Pахh + W1xC2 + W2xC3 + W3xC4=1800 х23.81-50 х3.33+35х44.67-1260х32.89-491х26+162.6х43.67+ 174.8х42+700х9 = 10790т/м

σuy= - N/B + 6M/B2 = - 6575.6 /94 + 6x12689.2/ 942= - 69.55 т/м

σty= - N/B - 6M/B2 = - 6575.6 /94 - 6x12689.2/ 942= - 84.2 т/м

R=Nxtgφ + CxB=7226.6x0.7 + 0x94=5058.62 т

F=Pu - Pt=1800-50=1750 т

R/F=2.89>1.08

В особом случае выхода из строя стенки-завесы (при полном противодавлении):

Wпол=2241.17т/м

R= (Gпл + Pw + Pa + T -Wвзв -W) xtgφ + CxB= (7488+1260+491+93-940-2241.17) x0,7 + 0x94=4305.6 т

R/F=2.74>1.08

Так как сечение 1-1 расположено на аллювиальных отложениях, поэтому проверяем условие (4) СНиП 2.02.02-85:

 (4) B=94 м; σmax =84.2 т/м; γ1 = γвзв = 1.004 т/м³

Вывод: условие плоского сдвига выполняется.

при ФПУ Расчет водосливной плотины из укатанного бетона на прочность и устойчивость

на сокращенный состав нагрузок (СНиП 2.06.06-85)

Длина подошвы плотины:

B=94 м Hпл=60 м mt=mu=0,7

Расположение дренажной галереи: adr=10 м

Сила давления воды с верхнего бьефа (при ФПУ):

Pu=0,5xH1² xγw=0,5x 71.72x1=2570 т

Pw=0,5xH1xH2x γw=0,5x71.7x 42x1=1505.7 т

Pа= H2х H3 x γw =42х11.7х1=491 т

Сила давления воды с нижнего бьефа:

Pt=0,5xHt2xγw=0,5x16.32x1=132.85 т

T=0,5xHtxH4x γw=0,5x16.3x 11.41x1=93 т

Вес плотины Gпл:

Gпл= γбx (B+b) /2xHпл=2,4x (94+10) /2x60=7488 т

Взвешивающее давление:

Wвзв=HtxBxγw=16.3x94x1=1532 т/м

Фильтрационное давление на подошву:

W1= 0,5xγwx ( (H1-Ht) - H5) xadr=0,5x1x ( (60-10) - 17.48) x10 = 162.6 т/м

W2= γwxH5xadr=1x 17.48x10 = 174.8 т/м

W3= 0,5xγwx (B-adr) xH5=0,5x1x (94-10) x 17.48= 700 т/м

Сумма вертикальных сил:

N=Gпл+Pw+ Pа - T-Wвзв-W1-W2-W3 = 7488 +1505.7+491-93-1532-162.6-174.8-700 =6822.3 т

Момент всех сил относительно т.0:

M=Puxh1 - Ptxh3 + Txh4 - Pwxh5- Pахh + W1xC2 + W2xC3 + W3xC4=2570 х23.81-132.85 х5.43+93х43.2-1260х32.89-491х26+162.6х43.67+ 174.8х42+700х9 = 31022.86 т/м

σuy= - N/B + 6M/B2 = - 6575.6 /94 + 6x31022.86/942= - 48.88 т/м

σty= - N/B - 6M/B2 = - 6575.6 /94 - 6x31022.86/942= - 91 т/м

R=Nxtgφ + CxB=6822.3 x0.7 + 0x94=4775.61 т

F=Pu - Pt=2570-132.85=2437.15 т

R/F=1.96>1.08

В особом случае выхода из строя стенки-завесы (при полном противодавлении): Wпол=2241.17т/м, R= (Gпл + Pw + Pa + T -Wвзв -W) xtgφ + CxB= (7488+1507.7+491+93-1532-2241.17) x0,7 + 0x94=4064.57 т. R/F=1.66>1.08

Так как сечение 1-1 расположено на аллювиальных отложениях, поэтому проверяем условие (4) СНиП 2.02.02-85:

 (4) B=94 м; σmax =91 т/м; γ1 = γвзв = 1.004 т/м³

Вывод: условие плоского сдвига выполняется.

Литература

Обязательная (нормативная):

1.                 СНиП 33-01-2003. Гидротехнические сооружения. Основные положения. - М.: Госстрой РФ, 2004.

2.                 СНиП 2.06.04-82. Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения. - М.: Госстрой СССР, 1989.

3.                 СНиП 2.06.06-85. Плотины бетонные и железобетонные. - М.: Госстрой СССР, 1986.

4.                 СНиП 2.06.05-84*. Плотины из грунтовых материалов. - М.: Госстрой СССР, 1998.

5.                 СНиП 2.02.02-85. Основания гидротехнических сооружений. - М.: Госстрой СССР, 1988.

6.                 СП 33-101. Расчетные гидрологические характеристики. - М.: Госстрой РФ, 2001.

Обязательная (учебная):

7.                 Рассказов Л.Н. и др. Гидротехнические сооружения. (Учебник, части 1 и 2). - М., Энергоиздат. 1996. - 780 с

8.                 Каганов Г.М., Румянцев И.С. Гидротехнические сооружения. (Учебное пособие, книги 1,2). - М., Энергоиздат. 1994.

9.                 Чугаев Р.Р. Гидротехнические сооружения. (Учебное пособие, части 1 и 2). - М., Энергоиздат. 1985. - 620 с

10.            Ляпичев Ю.П. Расчеты консолидации грунтовых плотин и оснований. (Учебное пособие) - М.: Изд. УДН, 1989. -120 с.

11.            Ляпичев Ю.П. Проектирование и строительство современных высоких плотин. (Уч. пособие). - М.: УДН, 1986. - 275 с.

12.            Розанова Н.Н. Бетонные плотины на нескальном основании. (Учебное пособие). - М., изд. РУДН. 1995. - 80 с.

13.            Гарбовский Э.А. Фильтрационные расчеты грунтовых плотин. (Учебное пособие). - М.: Изд. УДН, 1993. - 82 с.

14.            Гарбовский Э.А., Пономарев Н.К. Расчеты бетонных плотин. (Учебное пособие). - М.: Изд. УДН, 1999. - 404 с.

Дополнительная:

15.            Гидротехнические сооружения. Справочник проектировщика (под ред. Недриги В. П). - М., Стройиздат. 1983.

16.            Ляпичев Ю.П., Васильев В.Н. Пропуск расходов рек при строительстве гидроузлов. (Уч. пособие). -М., Изд. РУДН. 1979.

17.            Гидравлические расчеты водосбросных гидросооружений: Справочной пособие. - М.: Энергоатомиздат, 1988. - 624 с.

18.            Киселев П.Г. Справочник по гидравлическим расчетам. - М.: Стройиздат, 1974. - 450 с.

Страницы: 1, 2, 3