Budownictwo Wodne I Budownictwo Hydrotechniczne Podstawy Budownictwa Wodnego

Transkrypt

1 Materiały pomocnicze do ćwiczenia projektowego z przedmiotów Budownictwo Wodne I Budownictwo Hydrotechniczne Podstawy Budownictwa Wodnego Opracował: dr inŝ. Witold Sterpejkowicz-Wersocki Politechnika Gdańska, Wydział InŜynierii Lądowej i Środowiska, Katedra Hydrotechniki Gdańsk, październik-listopad 007 Ostatnia modyfikacja:

2 Przepływ miarodajny Doboru przepływu miarodajnego moŝna dokonywać dwoma sposobami: metodą Balcerskiego i w oparciu o obowiązujące przepisy (Dz. U. z 007 r. Nr 86, Poz. 579), przy czym dla projektów budowli rzeczywistych zastosowanie ma ww Rozporządzenie. Wielka woda, miarodajna dla danej budowli, to największy przepływ wody, jaki dana budowla jest w stanie przepuścić ze stanowiska górnego do dolnego, bez obawy jej uszkodzenia i bez nadmiernego podpiętrzenia wody na stanowisku górnym. Dobór wody miarodajnej uzaleŝniony jest w obu metodach od klasy waŝności budowli, lub co jest z tym związane, od konsekwencji jej zniszczenia. Przepisy wyróŝniają cztery klasy budowli i kaŝdej z nich przypisują pewne prawdopodobieństwo pojawienia się przepływu miarodajnego (patrz tabela na końcu materiałów) natomiast metoda Balcerskiego wprowadza elastyczną klasyfikację i uzaleŝnia prawdopodobieństwo od kilku podstawowych parametrów budowli: Q przeciętny przepływ w danym profilu rzeki [m 3 /s], h maksymalne piętrzenie na danym stopniu [m], V pojemność zbiornika powyŝej budowli [hm 3 ], m średnia gęstość zaludnienia regionu poniŝej zbiornika [mieszkańców/km ]. Z powyŝszych parametrów oblicza się 3 współczynniki: Vm α = lg( 0 + Q) β = lg( 0 + h) γ = lg(0 + ) 00 oaz stopień waŝności budowli W: W = αβγ Kolejnym parametrem jest miara trwałości obiektu t o wyraŝona w latach np.: małe jazy betonowe o zamknięciach drewnianych t o =30 lat jazy betonowe t o =70 lat, zapory betonowe t o =00 lat zapory ziemne t o =50 lat Jako miarodajną wodę dla danej budowli przyjmuje się taką kulminację powodziową, która moŝe się zdarzyć z prawdopodobieństwem pojawienia się jeden raz na T lat: T = Wt o Do korzystania z obu metod konieczna jest znajomość krzywej prawdopodobieństwa pojawienia się przepływów wezbraniowych WWQ. Minimalne światło przelewu moŝe być określone z zaleŝności od dopuszczalnego maksymalnego wydatku jednostkowego: Q bmin = λ q gdzie: Q przepływ odprowadzany przelewem [m 3 /s], λ - współczynnik wg tablicy, q max - maksymalny przepływ występujący w nurcie cieku w naturze przed jego zabudową [m 3 /sm] max

3 q max = i n t 5 3 max gdzie: n współczynnik szorstkości koryta wg Manninga [-], i spadek zwierciadła wody [-], t max maksymalna głębokość w przekroju rzeki przy przepływie Q [m] WSPÓŁCZYNNIKI DOPUSZCZALNEGO WZROSTU PRZEPŁYWU Tablica- (Balcerski i in., 969) Nazwa gruntu w korycie cieku Symbol wg PN-54/B-0480 Współczynnik λ Skały,80 Zwały kamieniste, rumosze i wietrzeliny K, R, W,60 świr ś, śg,40 Pospółka śp, śpg,30 Piasek gruby Pr,0 Piasek średni Ps,5 Piasek drobny Pd,0 Piasek pylasty i gliniasty, pyły Pπ, Pg, π,08 Grunty organiczne h, Pdh, πh, Mo, T,05 Gliny średnie spoiste Gp, G, G,0 Gliny cięŝkie spoiste Gpc, Gc, Gπc,5 Iły Ip, I, Iπ,0 Wydatek przelewu jazowego spełniającego warunek c/h <,5 wyznacza się ze wzoru: Q = M b H αv o + g 3/ ε σ gdzie: c szerokość korony przelewu [m], M współczynnik wydatku, b światło przelewu [m], H głębokość wody ponad koroną przelewu [m], α - współczynnik nierównomierności strug, v o prędkość wody dopływającej do budowli piętrzącej [m/s], g - przyspieszenie ziemskie [m/s ], ε - współczynnik dławienia bocznego, σ - współczynnik podtopienia przelewu

4 WSPÓŁCZYNNIKI WYDATKU M DLA PRZELEWÓW TRAPEZOIDALNYCH Tablica - (Balcerski i in., 969) h Współczynnik pochylenia m h c > = = 0,5 c,86,78,64-,70,78,70,55-,60 3,73,64 * 5,67,55 * 0,55 * * *oznacza, Ŝe przelew naleŝy obliczać jak o szerokiej koronie. H c Dla przelewów o kształcie opływowym (wg krzywej Creagera) przelewu M=,385,360. współczynnik wydatku WSPÓŁCZYNNIKI KSZTAŁTU FILARÓW I PRZYCZÓŁKA Ryc Wosiewicz i in. (993) WSPÓŁCZYNNIKI PODTOPIENIA PRZELEWU σ Współczynnik podtopienia moŝna wyznaczyć z zaleŝności: a a 6 a a σ = 4 dla 0 0,9 lub σ = 0,8 0,9, 0 H 0 H 0 dla 0 0 H H gdzie: a róŝnica między rzędną dolnej wody i rzędnej korony przelewu JeŜeli poziom wody dolnej układa się poniŝej poziomu korony przelewu, wówczas nie ma on wpływu na jego wydatek (przelew jest niepodtopiony) i σ =

5 na podstawie Tablica -4 (Balcerski i in., 969) wsp. podtopienia przelewu 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0, 0, 0 0,0 0, 0, 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9,0 sto su nek a/h WSPÓŁCZYNNIKI DŁAWIENIA BOCZNEGO ε Współczynnik dławienia bocznego ε we wzorze na wydatek moŝna przyjmować jak dla przelewów bezciśnieniowych wg wzorów H ε = 0,n ξ b gdzie: n liczba przęseł jazu [-], b światło przelewu [m], H głębokość wody nad koroną przelewu [m], ξ współczynnik kształtu filarów i przyczółków [-]. FILARY JAZÓW ZASUWOWYCH Właściwe zaprojektowanie filara wynika z szeregu kombinacji rodzaju zamknięć eksploatacyjnych i remontowych oraz urządzeń mechanicznych lub hydraulicznych obsługujących ruch tych zamknięć. Podane poniŝej wartości pozwalają na orientacyjny dobór wymiarów filara jazu zasuwowego.

6 Głębokość wnęki zamknięcia eksploatacyjnego e [m] oblicza się z z zaleŝności od rozpiętości l [m] zasuwy w świetle: e = 0, 5 l 0,0 Przy symetrycznym rozmieszczeniu wnęk następuje znaczne osłabienie przekroju filara. Przyjmując, Ŝe minimalna szerokość masywu betonowego w miejscu osłabienia nie powinna być mniejsza od półtorakrotnej głębokości wnęk, moŝna określić minimalną szerokość filara b: bmin = 3,5e = 0,9 l 0,35 Głębokości wnęk dla zamknięć remontowych e, są zazwyczaj mniejsze i nie decydują o szerokości filara. Szerokość wnęki λ musi być tak dobrana, aby pomieścił się w niej przekrój podporowy zasuwy wraz z wózkami i rolkami tocznymi, szyna jezdna i pozostałe elementy wyposaŝenia wnęk. W zaleŝności od rozpiętości zasuwy l [m] oraz jej wysokości h [m] szerokość wnęki λ [m] moŝna określić w przybliŝeniu: ( h ) λ = 0,l + 0,5 + 0,30 Odstęp a powinien być tak dobrany, aby pomiędzy zamknięciem remontowym i eksploatacyjnym pozostawał odstęp min. ok. m umoŝliwiający prowadzenie robót remontowych i montaŝowych. Odstęp a daje się zazwyczaj znacznie większy, aby załoŝenie dolnego zamknięcia remontowego umoŝliwiało prowadzenie robót remontowych na jak największym odcinku płyty. W przypadku filarów krótkich (kończących się wraz z korpusem lub nieco poza nim) dolnych wnęk remontowych moŝna nie stosować. Korona filara powinna być wzniesiona co najmniej o m względem poziomu piętrzenia. Analogiczna zasada obowiązuje od strony wody dolnej biorąc pod uwagę maksymalne stany wody występujące na dolnym stanowisku. Odstępstwo od tych zasad ma miejsce w środkowej

7 części filara, w części obejmującej wnękę dla zasuwy roboczej. Tu filar powinien być wyŝszy, aby pomieścił urządzenia wyciągowe oraz podniesioną zasuwę tak wysoko, aby poniŝej jej dolnej krawędzi a najwyŝszym poziomem zwierciadła wody był prześwit 0,5,0 m. FILARY JAZÓW SEGMENTOWYCH Jazy segmentowe nie wymagają w filarze wnęk, gdyŝ oparcie nóg segmentu moŝe być realizowane na łoŝyskach podtrzymywanych przez wspornikowy występ z filara. Rozwiązanie takie jest ekonomiczniejsze niŝ z wnęką, gdyŝ maleje rozpiętość teoretyczna segmentu i staje się mniejsza od jego rozpiętości w świetle (l o <l). W przybliŝeniu moŝna przyjmować: l o = 0,98l 0,0 oraz występ wspornika e = 0,0 + 0, 0l Ze względu na brak wnęk szerokość filara moŝe być znacznie mniejsza niŝ w przypadku jazów zasuwowych; w przybliŝeniu moŝe być przyjmowana ze wzoru: b = 0,8 l 0,0 Wysokość filarów jazów segmentowych równieŝ moŝe być mniejsza, gdyŝ przy braku bocznego prowadzenia segmenty mogą być podnoszone ponad poziom filara.

8 FILARY JAZÓW KLAPOWYCH W jazach klapowych, a takŝe w innych systemach o podobnym działaniu (jazy sektorowe, bębnowe i dachowe) siły działające na klapę (cięŝar własny i parcie wody) przenoszą się jedynie na korpus jazu. Siły działające na filar obejmują tylko cięŝar własny, ewentualne obciąŝenia uŝytkowe i wypór. Parcie wody na filar działa tylko na jego czoło. Mniejsze obciąŝenia powodują, Ŝe wymiary filarów mogą być mniejsze w porównaniu do poprzednio omawianych typów zamknięć. Szerokość filarów jazów klapowych moŝna przyjmować: b = 0,6 l 0,0 gdzie: l rozpiętość klapy w świetle [m]. Jednak gdy dane zamknięcie jest zaopatrzone w mechanizmy wyciągowe umieszczone na filarze, jego szerokość wynika z szerokości zastosowanych mechanizmów. PRZYCZÓŁKI

9 PRZELEW O KSZTAŁCIE PRAKTYCZNYM wg CREAGERA Krzywe A oznaczają połoŝenie wierzchu strugi, krzywe B jej spodu. Gdyby profil ściany przelewowej jazu przebiegał poniŝej krzywej B, wtedy na powierzchni powstawałyby podciśnienia wywołane wysysaniem powietrza, co mogłoby prowadzić do korozji betonu (kawitacji). śeby zabezpieczyć się przed tym zjawiskiem, zaleca się profilować przelew wg krzywej C, nieco podniesionej względem krzywej B. Uzyskuje się przez to podparcie strugi, czyli jej stałe przyleganie do konturu przelewu. Pierwsze badania kształtów krzywych A i B wykonał Creager - stąd nazwa kształtu przelewu. Dane zawarte w tabeli pozwalają na właściwe zaprojektowanie konturu partii przelewowej.

10 Na ścianie odpowietrznej krzywizna przelewu przechodzi w odcinek prosty MN, którego nachylenie do pionu wiąŝe się z analizą statycznej pracy ustroju. W dolnej partii odcinek prosty otrzymuje połączenie łukiem kołowym NQ z płytą jazową, zapewniającym łagodne przejście strumienia wody do kierunku poziomego. Promień łuku dobiera się w pewnych proporcjach do grubości strugi na przelewie h i wysokości ściany spadowej p, orientacyjnie: 0,75h r h + 0, p Jako granicę między korpusem i płytą przyjmuję się punkt Q, i w tym miejscu lub nieco niŝej umieszcza się dylatację między budowlami.

11 PRZELEW O KSZTAŁCIE PRAKTYCZNYM wg WES Profil wg WES składa się z dwóch części. Górna część ukształtowana jest na podstawie podanego niŝej eksperymentalnego wzoru (.) waŝnego do tzw. punktu styczności T. Dolną część stanowi prosta, będąca styczną do krzywej w punkcie T. Przejście w dolnej części przelewu między odcinkiem prostym, a płytą wypadową musi nastąpić łagodnie przy pomocy łuku kołowego o promieniu R, zaleŝnego od wysokości piętrzenia h. Przyjęcie punktu styczności T wiąŝe się z koniecznością wpisania profilu obliczonego z równania krzywej (.) w trójkąt z wierzchołkiem o kącie β. Trójkąt ten wskazuje jakie powinno być nachylenie odpowietrznej ściany korpusu, wynikające z warunku stateczności na przesunięcie. Stateczność ta zapewniona jest wtedy, gdy spełniony zostaje warunek 0,75<tgβ<0,85. Ostateczne ustalenie współrzędnych styczności (x T, y T ) polega na kolejnym przybliŝaniu obliczonej wzorem (.) wielkości tgβ do wielkości, która mieści się w podanych granicach.

12 WYMIAROWANIE NIECKI WYPADOWEJ Wymiarowanie wypadu polega na takim doborze jego długości l oraz zagłębienia d, aby powstały odskok hydrauliczny w całości mieścił się w obrębie wypadu i był zatopiony. Warunek zatopienia odskoku jest spełniony wówczas, gdy współczynnik zatopienia odskoku h + d η = h gdzie: h głębokość wody na dolnym stanowisku (wyznacza się z krzywej konsumcyjnej), d zagłębienie wypadu poniŝej poziomu dna rzeki, h większa głębokość sprzęŝona odskoku. PoniewaŜ głębokość h zwłaszcza dla niskich spadów funkcją zagłębienia niecki d, dlatego sprawdzenie podanego kryterium zatopienia odskoku moŝe być dokonane metodą kolejnych przybliŝeń. W celu wyznaczenia mniejszej głębokości sprzęŝonej h naleŝy rozwiązać metodą kolejnych przybliŝeń następujące równania: q h = v ( ) v ϕ g h h = o gdzie: Q q = εb przepływ jednostkowy m 3 /s/m, ε współczynnik dławienia bocznego v prędkość wody w przekroju mniejszej głębokości sprzęŝonej m/s, φ współczynnik prędkości w przekroju mniejszej głębokości sprzęŝonej, h o róŝnica poziomu linii energii górnej wody i poziomu dna wypadu m. Współczynnik prędkości φ odnoszący się do przekroju mniejszej głębokości sprzęŝonej określany jest zaleŝnością: ϕ = ωϕ

13 gdzie: ω współczynnik uzaleŝniony od długości przelewającej się strugi wody, φ współczynnik prędkości odnoszący się do korony jazu. na podstawie Tablica -8 (Balcerski i in., 969) Wysokość budowli piętrzącej, m Współczynnik ω,0 0,97 0,9 0,87 0,8 0,75 Kształt części wlotowej przelewu opływowy (wg krzywej Creagera) łagodny zaokrąglo ny ścięty na podstawie Tablica -5 (Balcerski i in., 969) ostrokrawę -dziowy zagłębiony w podłoŝu Współcz. φ,0 0,98 0,95 0,9 0,88 0,85 0,98 Po rozwiązaniu równania określającego mniejszą głębokość sprzęŝoną h moŝna przejść do obliczenia większej głębokości sprzęŝonej h. Większą głębokość sprzęŝoną h określa wzór: gdzie A jest liczbą Froude a daną wzorem ( 8 ) h = h A + αv A = gh W ten sposób określone zostały obie głębokości sprzęŝone, które niezbędne są do określenia długości niecki wypadowej: ( ) l = ν h h + l s gdzie: h, h głębokości sprzęŝone, l s zasięg spadania strugi, ν współczynnik uzaleŝniony od stosunku głębokości h /h na podstawie Tablica -7 (Balcerski i in., 969) h /h >0 Współczynnik ν 6,0 5,5 5,0 4,5 4,0 Dno poniŝej niecki wypadowej powinno zostać umocnione. Umocnienie dna rzeki poniŝej wypadu przyjmuje się równe,5 x długość wypadu. W przypadku, gdyby obliczeniowo warunek zatopienia odskoku byłby spełniony przy braku zagłębienia niecki poniŝej dna (d=0), to i tak konstrukcyjnie (nie zmieniając wcześniejszych obliczeń) naleŝy przyjąć zagłębienie niecki równe przynajmniej 0,3 m (0,5 m) lub od razu, co jest zalecane, załoŝyć minimalne zagłębienie niecki d=0,3 m. Głębokości sprzęŝone h i h wyznaczać moŝna równieŝ z załączonego nomogramu Rachmanowa. MoŜe on być takŝe pomocny do pierwszego przyjęcia głębokości sprzęŝonej h w przedstawionej wyŝej metodzie.

14

15 WYMAGANA DROGA FILTRACJI Wskutek spiętrzenia wód cieku pod fundamentami budowli piętrzącej odbywa się filtracja wody pod budowlą piętrzącą, prowadząca niekiedy do sufozji podłoŝa gruntowego. Aby tego uniknąć i zapewnić stateczność projektowanej budowli naleŝy przyjąć na tyle rozwinięty obrys podziemnej części fundamentów, aby zapewniał dostatecznie długą drogę filtracji, gwarantującą naleŝytą redukcję prędkości filtrującej wody. W sposób przybliŝony potrzebną (minimalną) drogę filtracji wyznacza się ze wzoru: = C h l p gdzie: C współczynnik zaleŝny od rodzaju gruntu i metody obliczeń, h maksymalna róŝnica poziomów wody na górnym i dolnym stanowisku. Metoda Bligha polega na ustaleniu drogi filtracji poprzez sumowanie rzeczywistych długości pionowych i poziomych obrysu fundamentu: l = Σl i + Σh i gdzie: l i długości poszczególnych odcinków poziomych, h i długości poszczególnych odcinków pionowych. W metodzie Lane s przy sumowaniu odcinków uwzględnia się tylko /3 długości odcinków poziomych: l = Σ l i + Σh i 3 Współczynnik C dla poszczególnych gruntów i metody obliczeń podany jest w tabeli. Przy niewystarczającej drodze filtracji wody pod budowlą piętrzącą naleŝy wydłuŝyć drogę filtracji wymuszając opływ wody wzdłuŝ bardziej rozwiniętego obrysu części podziemnej. Stosujemy tu ponur (szczelny fartuch iłowy bądź glinowy) usytuowany od strony zbiornika A lub / i ściankę szczelną pod korpusem budowli piętrzącej B. Dodatkowo ściankę szczelną moŝna równieŝ umieścić na zakończeniu wypadu (w punkcie 7). Rozwiązanie ze ścianką szczelną w punkcie 7 spowoduje obniŝenie prędkości filtracji na zakończeniu wypadu (punkt 8), co jest korzystne ze względu na stateczność filtracyjną ośrodka gruntowego bezpośrednio za budowlą, lecz jednocześnie zwiększy siłę wyporu działającą na płytę.

16 WSPÓŁCZYNNIK C na podstawie Tablica - (Balcerski i in., 969) Rodzaj gruntu według PN-54/B-0480 Metoda Bligha Lane a Piasek pylasty, pyły (muły) 8 8,5 Piasek drobnoziarnisty 5 7,0 Piasek średnioziarnisty 3 6,0 Piasek gruboziarnisty 5,0 Pospółka 9 4,0 świry 7 3,5 Rumosze i zwietrzeliny - 3,0 Zwały kamieniste -,5 Glina średniospoista 8 3,0 Glina cięŝka spoista 6,0 Iły -,6 Grunty organiczne rodzime - - WYPÓR Pod pojęciem wyporu rozumie się ciśnienie wody działające na stopę fundamentu budowli od strony podłoŝa. W przypadku budowli posadowionej na podłoŝu nieskalistym, wysokość ciśnienia w dowolnym punkcie stopy fundamentowej jest sumą wysokości ciśnienia hydrostatycznego h i wywieranego przez wodę na dolnym stanowisku i wysokości ciśnienia filtracyjnego (hydrodynamicznego) h i wywieranego przez filtrującą wodę pod stopą fundamentu: ' '' h i = hi + hi PrzybliŜony wykres ciśnienia hydrodynamicznego sporządzony na rozwiniętej drodze filtracji przedstawia linię prostą. Przy sporządzaniu tego wykresu poszczególne odcinki odmierza się jako skrócone lub nieskrócone, w zaleŝności od przyjętej metody obliczeń wymaganej drogi filtracji. PoniŜszy rysunek naleŝy rozpatrywać łącznie z rysunkiem w punkcie poprzednim (wymagana droga filtracji).

17 OBLICZENIA STATECZNOŚCI W budownictwie wodnym, a zwłaszcza dla masywnych budowli betonowych, decydującym obciąŝeniem pionowym jest cięŝar własny budowli. Inne siły pionowe wynikające z obciąŝeń uŝytkowych są zazwyczaj na tyle małe w porównaniu do cięŝaru własnego budowli, Ŝe moŝna je pominąć. Innym obciąŝeniem pionowym, które musi być wzięte pod uwagę w obliczaniu budowli piętrzących jest omówiona w poprzednim punkcie siła wyporu, usiłująca budowlę podnieść. W grupie obciąŝeń poziomych decydującym obciąŝeniem jest parcie wody oraz w mniejszym stopniu parcie pokrywy lodowej. W obliczeniach stateczności budowli wodnych stosuje się przewaŝnie metody przybliŝone. Wynika to z róŝnorodności sił oddziaływujących na budowlę oraz z niemoŝności dokładnego określenia wartości tych sił. STATECZNOŚĆ PROGU (KORPUSU) Właściwe zaprojektowanie profilu korpusu jazowego wymaga obliczeń statycznych obejmujących kolejno: - sprawdzenie stateczności na przewrócenie, - sprawdzenie stateczności na poślizg, - obliczenie napręŝeń w podstawie fundamentu. Jako siły działające występują w tym przypadku: cięŝar własny korpusu G, parcie wody P (ewentualnie parcie gruntu), oraz wypór pod fundamentem V. Układ sił pokazano na poniŝszym rysunku. W obliczeniach pomija się wpływ podparcia korpusu przez płytę jazu oraz odpór gruntu za płytą. Parcie wody działające na korpus przyjmuje się liniowo zmienne od poziomu korony przelewu (S ) do poziomu stropu ponuru (C). PoniŜej poziomu stropu ponuru do krawędzi fundamentu (D) rozkład parcia przyjmuje się jako stały. Jako wypór V naleŝy przyjmować sumę wyporu statycznego i dynamicznego dla przypadku dającego najniekorzystniejszą (największą) wartość wyporu V. W obliczeniach dotyczących sprawdzenia stateczności na przewrócenie wykonuje się sumowanie momentów od pochodzących od sił działających na korpus jazu względem hipotetycznego punktu obrotu A usytuowanego na dolnej krawędzi fundamentu od strony przeciwnej względem piętrzenia. Sprawdzeniu podlega warunek: m = M M u o = Gg Pp + Vv m o

18 Wartość współczynnika m o określona jest przepisami i uzaleŝniona od klasy budowli hydrotechnicznej, a tym samym od konsekwencji jej zniszczenia. Na podstawie Zał.3 Dz.U Współczynnik konsekwencji zniszczenia budowli hydrotechnicznej γ n Klasa budowli I II III IV Podstawowy układ obciąŝeń,0,5,0,05 Wyjątkowy układ obciąŝeń,5,0,05,00 W obliczeniach dotyczących stateczności na poślizg w płaszczyźnie fundamentu wykonuje się sprawdzenie stosunku sił utrzymujących do sił przesuwających. Jako siłę przesuwającą przyjmuje się parcie wody P, natomiast do sił utrzymujących zalicza się tarcie pomiędzy fundamentem korpusu a podłoŝem gruntowym. Sprawdzeniu podlega więc warunek współczynnika pewności na przesunięcie n określony zaleŝnością: n = Fu Fp = f ( G V ) P n o gdzie: f współczynnik tarcia betonu o grunt. WSPÓŁCZYNNIK TARCIA (ścięcie następuje w płaszczyźnie podstawy fundamentu) na podstawie Tablica 3 (PN-83/B-0300 Ściany oporowe. Obliczenia statyczne i projektowanie) Rodzaj gruntu Stan gruntu Kąt tarcia wewnętrznego Φ (w stopniach) *) Współczynnik tarcia f (beton chropowaty) Współczynnik tarcia f (beton gładki) świry i pospółki ,55 0,60 0,35 0,40 Piaski grube i średnie Piaski drobne i pyły Piaski gliniaste, pyły piaszczyste, pyły gliny piaszczyste, gliny, gliny pylaste gliny piaszczyste zwięzłe, gliny zwięzłe, gliny pylaste zwięzłe iły piaszczyste, zagęszczony i średnio zagęszczony półzwarty, twardoplastyczny ,50 0,55 0,3 0, ,45 0,50 0,30 0,33 8 0,36 0,47 0,5 0, ,6 0,43 0,0 0, , 0,38 0,5 0, ,6 0,9 0,0 0,0 iły, iły pylaste *) Wartość współczynnika tarcia f = tgφ przyjmować moŝna tylko w przypadku układania świeŝego betonu na powierzchni gruntu w stanie naturalnym.

19 Dla poprawienia stateczności budowli na przesunięcie stosować moŝna nachyloną (w kierunku wody górnej) podstawę fundamentu, zęby lub ostrogi w przedniej (i w tylnej) ścianie budowli. Stateczność wzrasta wówczas o wytrzymałość zęba na ścięcie C z oraz wymusza inną powierzchnię poślizgu nie w płaszczyźnie fundament betonowy grunt a w płaszczyźnie grunt-grunt. Innymi słowy ścięcie następuje w gruncie. Przy uwzględnieniu zęba w ścianie przedniej warunek stateczności moŝna zapisać: n = Fu Fp = f ( G V ) P + C z n o, a współczynnik tarcia f określony dla płaszczyzny ścięcia grunt-grunt określić moŝna dla fazy wstępnej projektu z tablicy: WSPÓŁCZYNNIK TARCIA (ścięcie następuje w gruncie) na podstawie Tablica -6 (Balcerski i in., 969) Rodzaj gruntu f Rodzaj gruntu f Otoczaki, Ŝwir 0,66 0,65 Grunty gliniastopiaszczyste 0,35 0,40 Piaski 0,55 0,60 Iły 0,0 0,30 Piaski pylaste 0,45 0,50 Słabe skały (margle, łupki, itp.) 0,30 0,40 W celu poprawienia stateczności na przesunięcie stosuje się nachyloną podstawę fundamentu jazu. Wtedy stateczność na przesunięcie sprawdza się wzorem: n = f G cosα + Psinα V P cosα Gsinα = f V G + Ptgα cosα P Gtgα n o gdzie: α kąt nachylenia podstawy fundamentu do poziomu, V siła wyporu prostopadła do podstawy fundamentu.

20 Obliczenie napręŝeń w podstawie fundamentu korpusu przeprowadza się przy załoŝeniu ich liniowego rozkładu dla stanów obciąŝeń: stanu budowlanego (działa wyłącznie cięŝar własny budowli), stanu eksploatacyjnego (oprócz cięŝaru własnego działa obciąŝenie parciem i wyporem wody w najbardziej niekorzystnych warunkach). Sprawa działania siły wyporu jest dyskusyjna uwzględnienie tej siły zmniejsza, bowiem napręŝenia pionowe wywołane cięŝarem własnym budowli. Dlatego w obliczeniach napręŝeń pod fundamentem korpusu naleŝy wypór raczej pominąć, chyba, Ŝe wypór w skrajnym punkcie fundamentu (od strony WG) przewyŝsza wartość napręŝenia obliczoną dla stanu eksploatacyjnego lub remontowego. Stan budowlany Siła normalna w płaszczyźnie fundamentu ' Moment zginający M = Ge gdzie: e jest mimośrodem przyłoŝenia siły ' G 6e σ = + b b ' N = G e = g b σ ' G 6e = b b Stan eksploatacyjny (bez uwzględnienia wyporu) Siła normalna w płaszczyźnie fundamentu '' Moment zginający M = Pp Ge '' N = G '' ' 6Pp σ = σ b '' ' 6Pp σ = σ + b

21 Stan eksploatacyjny (z uwzględnieniem wyporu) Siła normalna w płaszczyźnie fundamentu ''' ' Moment zginający M = Pp + Ve Ge ' gdzie: e = g b ; e = v b ''' N = G V ' ( + ) ''' G V 6 Pp Ve Ge σ = b b ' ( + ) ''' G V 6 Pp Ve Ge σ = + b b Podane powyŝej wzory odpowiadają schematowi, gdy ściana odwodna jest pionowa, a płaszczyzna fundamentu pozioma. W innych przypadkach naleŝy układ obciąŝeń odnieść do środka cięŝkości podstawy (punkt O) sprowadzając go do siły normalnej N i momentu M, a następnie obliczyć napręŝenia wg wzoru: N 6M σ, = + b b Obliczone napręŝenia w postawie fundamentu muszą spełniać warunki: ' '' - największe napręŝenie normalne σ lub σ powinno być mniejsze od dopuszczalnego obciąŝenie jednostkowego dla danego gruntu, na załoŝonej głębokości fundamentowania. '' - najmniejsze napręŝenie pod fundamentem w stanie eksploatacyjnym σ powinno być większe, a co najmniej równe wartości ciśnienia wyporu w tymŝe punkcie fundamentu '' σ p3. Warunek ten jest istotny ze względu na zapewnienie dobrego docisku między korpusem jazu a podłoŝem gruntowym. W przypadku gdyby okazało się, Ŝe spełnienie tego warunku jest niemoŝliwe, wówczas naleŝy dąŝyć do zredukowania siły wyporu pod budowlą (wydłuŝenie drogi filtracji (dłuŝszy ponur, ścianka szczelna) lub/i drenaŝ). STATECZNOŚĆ PŁYTY WYPADOWEJ Obliczenie stateczności płyty wypadowej jazu sprowadza się do doboru odpowiedniej grubości płyty, tak, aby mimo działającej siły wyporu, pozostała ona w spoczynku.

22 Jako obciąŝenie płyty, oddzielonej dylatacją od korpusu jazu i filarów, działa na nią od góry ciśnienie wody znajdującej się na płycie oraz cięŝar własny płyty p = γ bd + γ who, p = γ d + h + h, który usiłuje płytę podnieść. Aby płyta natomiast od dołu działa wypór ( ) w o pozostała w spoczynku (nie uniosła się) musi być spełniony warunek p p, co prowadzi do hγ w zaleŝności: d. Przyjmując współczynnik bezpieczeństwa γ n zaleŝny od klasy γ b γ w budowli i konsekwencji jej zniszczenia minimalną grubość płyty oblicza się ze wzoru: min d = γ n h γ b γ Obliczone z powyŝszego wzoru grubości płyty wypadają dość znaczne; ponadto w związku z charakterem wykresu wyporu (liniowa zmienność) grubość płyty musi być większa od strony korpusu jazu i moŝe stopniowo maleć w kierunku dolnego progu. W związku z tym, Ŝe wykres wyporu ulega zmianom w wyniku wahań wody na górnym i dolnym stanowisku, naleŝy w obliczeniach rozwaŝyć dwa stany skrajne: maksymalnego i minimalnego połoŝenia zwierciadła wody dolnej, gdyŝ nie moŝna z góry określić, który z nich będzie bardziej niekorzystny dla stateczności płyty. Grubość płyty mogłaby być zredukowana, gdyby przewidziano drenaŝ pod płytą. DrenaŜ ten wykonuje się w płycie w postaci pionowych studzienek (5 i 6) wypełnionych grubym kamieniem i zabezpieczonych warstwowym filtrem odwrotnym (odpowiednio dobraną geowłókniną filtracyjną) przed wynoszeniem gruntu z podłoŝa pod budowlą. Instaluje się je w gruntach przepuszczalnych co 5 6 m, zaś w gruntach słabiej przepuszczalnych ( k < 0 [cm/s]) w mniejszych odstępach schodząc stopniowo do rozstawu co 3 m. w Gdy drenaŝ zabezpiecza usunięcie całego wyporu spod płyty, jej grubość z punktu widzenia statyki staje się w zasadzie obojętna. Obliczeniowo naleŝy jednak uwzględnić łącznie z zastosowaniem drenaŝu siłę wyporu. Wynika to z moŝliwości kolmatacji drenaŝu (redukcji początkowej wodoprzepuszczalności z czasem). WYPOSAśENIE PŁYTY WYPADOWEJ Z uwagi na trudne warunki pracy płyty w okresie przejścia wielkiej wody, gdy występują duŝe prędkości wody wynoszące często powyŝej 0 m/s oraz rumowisko, celowe jest wykonanie wierzchniej warstwy 5-5 cm płyty z betonu odpornego na ścieranie, stosując większe dozowanie cementu i kruszywo najwyŝszej jakości (np. bazaltowe). Ze względów

23 hydraulicznych poŝądane jest, aby powierzchnia płyty była szorstka, co ułatwia wytworzenie się odskoku hydraulicznego oraz wytłumienie energii wody. Względy hydrauliczne decydują równieŝ o zagłębieniu płyty poniŝej dna rzeki. Końcowy odcinek płyty stanowi zawsze powiązany z nią próg (w progu schodkowym wg Smetany najkorzystniejszy jest stosunek a : b = :. Celowe jest równieŝ wykonanie na progu zębów. Mogą to być zęby proste a) lub Rehbocka b) o wymiarach: h = 0,5,00 m; b = (,75)h; a = 5-0 cm; t = (,,5)h. Zasadniczym celem zębów jest rozbicie strumienia wody na szereg strug płynących z róŝnymi prędkościami i w róŝnych kierunkach. Układ taki powiększa tarcie wewnątrz masy wodnej, następuje jej lepsze napowietrzenie i wygaszenie energii, wobec czego wielkość rozmyć ulega redukcji.

24 UJĘCIE WODY. BUDOWLA WLOTOWA Budowla wlotowa ujęcia wody do kanału, wykonana zwykle z betonu, powinna być wyposaŝona w następujące elementy: urządzenia chroniące ujęcie powierzchniowe przed pochodem lodów, krą i wielkimi przedmiotami pływającymi (pnie, konary) fartuchy lodowe, kraty rzadkie, urządzenia chroniące przed zanieczyszczeniami płynącymi z wodą (liście, butelki itp.) oraz zabezpieczające przed wpłynięciem ryb do ujęcia kraty gęste, zamknięcia stałe z napędami do przerywania lub regulacji dopływu wody do kanału, miejsce przewidziane dla zamknięć remontowych, urządzenia do oczyszczania krat wlotowych. Niezbędne obliczenia hydrauliczne powinny zawierać: sprawdzenie nominalnego natęŝenia przepływu, co sprowadza się do doboru czynnych przekrojów i obliczenia prędkości wody, skontrolowanie grubości warstwy wody nad górną krawędzią wlotową dla uniknięcia napowietrzenia przewodów zamkniętych (rurociągów lub sztolni), ustalenie strat hydraulicznych na fartuchach lodowych, kratach rzadkich i gęstych oraz strat lokalnych przy zmianach przekrojów, kierunków przepływu, we wnękach zasuw i na zasuwach częściowo otwartych, itp. Sprawdzenie natęŝenia przepływu. Związek między przepływem Q, polem przekroju wlotu F, a średnią prędkością wody v w tym przekroju ujmuje się wzorem: Q = µfv Gdzie współczynnik dławienia µ wynosi zazwyczaj ok. 0,9-0,97 i jest bliŝszy jedności im bardziej łagodne krzywizny ma wlot. Dla ujęć o swobodnym zwierciadle wody kształt przekroju wlotowego jest najczęściej prostokątny, a jego wymiary wynikają z prędkości wody w poszczególnych przekrojach. Orientacyjnie moŝna przyjmować dla wlotów całkowicie

25 otwartych prędkości v =,, 4 [m/s], dla wlotów z kratami czyszczonymi mechanicznie v =,0, [m/s], dla wlotów z kratami czyszczonymi ręcznie v = 0,8, 0 [m/s]. Przy budowlach wlotowych do kanałów derywacyjnych przyjmuje się mniejsze prędkości, zazwyczaj v = 0,7, 0 [m/s]. Zasuwy wlotowe umieszcza się w takich partiach wlotu, gdzie średnie prędkości wody nie przekraczają v =,0, [m/s]. Wysokość warstwy wody nad wlotem. W ujęciach o swobodnym zwierciadle wody, naleŝy się jedynie upewnić, Ŝe pręty krat ze względu na tworzenie się lodu dennego i obmarzanie będą pokryte warstwą wody o grubości co najmniej 0,3-0,5 m. Przy ujęciach wody do rurociągów, gdzie prędkości mogą dochodzić do 6-8 m/s, naleŝy się upewnić, czy depresja v zwierciadła wody na wytworzenie tej prędkości h = nie obnaŝy górnej części wlotu, gdyŝ g następowałoby wówczas porywanie powietrza do rurociągu. Ustalenie strat na belkach przeciwlodowych, kratach rzadkich i gęstych. Straty na belkach przeciwlodowych są zwykle pomijane. Belki umieszcza się przed wlotami, czyli tam, gdzie prędkości wody są jeszcze nieduŝe. Zadaniem belek jest bezpośrednia ochrona wlotów przed uderzeniami kry i przed naporem napływającego i piętrzącego się lodu. Konstrukcja belki musi być wytrzymała na napór lodu a jej kształt dobrany w ten sposób, aby lód nie był wciągany pod wodę. Kraty rzadkie wykonywane są z grubych prętów stalowych lub Ŝelbetowych w odstępach 0,5-0,5 m. Ich zadaniem jest zatrzymywanie duŝych przedmiotów pływających lub wleczonych w wodzie. Łączy się je często z belkami przeciwlodowymi i progiem ujęcia. Ustawiane są pionowo lub pod kątem 0-0 stopni do pionu. Przy prawidłowym ustawieniu i wykonaniu straty hydrauliczne moŝna pominąć.

26 Kraty gęste ich zadanie sprowadza się do zatrzymywania drobnych części pływających oraz ryb przed przedostawaniem się do ujęcia. Ustawia je się bezpośrednio przed wlotem do kanału (sztolni, rurociągu). Kraty gęste ustawia się w nachyleniu ok. 70 stopni do poziomu dla umoŝliwienia ich oczyszczania. Wykonane są z kształtowników stalowych łączonych w całość poprzecznymi prętami z rozpórkami utrzymującymi równe odstępy. Odległość między prętami krat jest zaleŝna od prędkości wody i wymiarów ryb; światło wynosi 0-80 mm i maleje wraz ze wzrostem spadu. Straty na czystej kracie moŝna wyliczyć wg wzoru Kirschmera: gdzie: hk h d 3 ' v0 = ββ sinα k a g - strata spadu na kracie [m], ' ββ - współczynniki strat zaleŝne od kształtu pręta oraz kąta natarcia wody na kraty, d - grubość pręta [m], a - odległość między prętami w świetle [m], v - prędkość wody przed kratami [m/s], 0 α - kąt nachylenia krat do poziomu. 4

27 UJĘCIE WODY. KANAŁ. Właściwe wymiarowanie hydrauliczne kanału przy określonym przepływie Q powinno zmierzać do: - moŝliwie małego zajęcia terenu (koszt wykupu), - moŝliwie małej głębokości (koszt wykonawstwa), - moŝliwie małego przekroju (koszt ogólny), - moŝliwie małego obwodu zwilŝonego (koszt okładziny), - właściwego doboru prędkości wody (górną granicę określa niszczenie okładziny, dolną - powstawanie osadów w dnie). Najkorzystniejszy i najczęściej stosowany jest przekrój trapezowy. Obliczenie kanału sprowadza się do znalezienia minimalnego przekroju, wystarczającego do zapewnienia Ŝądanego przepływu przy spełnieniu przyjętych warunków odnośnie szorstkości ścian kanału i nachylenia skarp. Pod względem czysto hydraulicznym abstrahując od trudności wykonawstwa najracjonalniejszy jest przekrój trapezowy o najmniejszym polu przekroju. Uzyskuje się taki przekrój projektując go w formie trapezu opisanego na półkolu. Dla takiego przekroju przepływ Q określa się wzorem: Kλ i Q = h, gdzie λ = + m (gdzie :m nachylenie skarp kanału równe tg ϑ, czyli m= ctg ϑ, h głębokość wody w kanale). Zakładając h wyznacza się przekrój czynny F; wiedząc, Ŝe będzie to trapez opisany na półkolu o promieniu r = h otrzymuje się R = h /. Odwracając powyŝszy wzór moŝna dla Ŝądanego przepływu Q, spadku i oraz współczynnika K wyznaczyć głębokość kanału h z zaleŝności: 3 8 h = AQ 3 8,5874 A = Kλ i

28 Otrzymany powyŝszymi wzorami przekrój hydraulicznie najkorzystniejszy jest to przekrój, w którym dla zadanego pola obwód zwilŝony jest najmniejszy, a promień hydrauliczny największy. Przekrój taki ze względu na stromość skarp (nachylenie do poziomu pod kątem 60 o ) nie moŝe być stosowany w korytach gruntowych, a więc ma ograniczone zastosowanie w budowie kanałów. Do stosowania w praktyce przydatne mogą być przekroje hydraulicznie najkorzystniejsze b przy zadanych nachyleniach skarp, dla których współczynnik β = moŝna obliczyć za h pomocą następujących wzorów: β = ( + m m) β = tg α w których m = ctgα, α kąt nachylenia skarpy do poziomu. Wartości β obliczone dla kilku nachyleń skarpy podano w tabeli poniŝej. Wyniki uzyskane za pomocą powyŝszych wzorów i w tabeli waŝne są dla koryt wypełnionych wodą po brzegi, a więc odbiegających od spotykanych w praktyce. Jak wynika z obliczeń, moŝna je jednak stosować i do kanałów głębokich o zwierciadle wody połoŝonym znacznie poniŝej terenu.

29 b Wartości β = dla przekrojów trapezowych o róŝnym nachyleniu skarp :m h :m m = ctgα b β = h pionowe 0,000 :,0,0 0,88 :,5,5 0,70 :,5,5 0,606 :,0,0 0,47 :,5,5 0,385 :3,0 3,0 0,35 :3,5 3,5 0,80 :4,0 4,0 0,46 Zalecane nachylenia skarp kanałów wykonywanych w gruntach Lp. Grunt :m Piaski pylaste :3,0 :3,5 Piaski drobne i grube, luźne i średnio zagęszczone :,0 :,5 3 j.w. lecz zagęszczone :,5 :,0 4 Piaski gliniaste :,5 :,0 5 Gliny, lessy, gliny piaszczyste :,5 :,5 6 świry i otoczaki :,5 :,5 7 Skała zwietrzała :0,5 :0,5

30 Przy dobranych wymiarach kanału i nachyleniach skarp obliczenia hydrauliczne sprowadzają się do sprawdzenia, czy kanał przeprowadzi wymagane natęŝenie przepływu, jaka będzie prędkość i rzędna zwierciadła wody przy zadanym przepływie. Wychodząc z dwóch wzorów dla ruchu jednostajnego: - wzoru Chezy ego v = C Ri - wzoru Manninga z których otrzymuje się: R 6 C = n v = 3 R i n Q = vf gdzie: Q natęŝenie przepływu w kanale [m 3 /s], v średnia prędkość przepływu [m/s], C współczynnik Chezy ego [m / /s], n - współczynnik szorstkości koryta [m -/3 s], R promień hydrauliczny [m] i spadek hydrauliczny. Brak pewności jak kształtować się będzie w przyszłości szorstkość kanału (w jaki sposób i czy w ogóle będzie konserwowany), powoduje, Ŝe obliczenia hydrauliczne prowadzi się zwykle dla co najmniej dwu wartości n średniego i największego. OBLICZANIE FILTRACJI PRZEZ KORPUS I PODŁOśE ZAPORY Obliczenia filtracyjne składają się z określenia: ) jednostkowego wydatku filtracyjnego (q) i ) wyznaczenia krzywej depresji (kształtu ułoŝenia się zwierciadła przesączającej się wody) w korpusie wału. Obszar filtracji obejmuje zarówno korpus wału, jak i podłoŝe (jeŝeli jest przepuszczalne). Obszar ten moŝna rozpatrywać w całości (korpus z podłoŝem) lub dla uproszczenia oddzielnie dla korpusu zapory i dla podłoŝa. Przy rozpatrywaniu filtracji w korpusie zapory zakłada się, Ŝe podłoŝe jest nieprzepuszczalne, a przy obliczaniu filtracji w podłoŝu przyjmuje się, Ŝe nieprzepuszczalny jest korpus. Obliczone wydatki dla korpusu (q w ) i podłoŝa (q p ) dają sumaryczny wydatek (q) na mb zapory.

31 3 8, 9 3,0 8 5,3 8, 53 6,95 NiŜej omówi się: a) filtrację przez korpus zapory jednorodnej na podłoŝu nieprzepuszczalnym, b) filtrację przez korpus z elementami uszczelniającymi oraz c) filtrację w podłoŝu zapory. a) Filtracja przez zaporę jednorodną na podłoŝu nieprzepuszczalnym. Obszar filtracji przedstawiony na rys. 9. obrazuje siatka wzajemnie prostopadłych linii jednakowych ciśnień i linii prądu, przy pomocy, których w kaŝdym punkcie tego obszaru b c WG B 3 : m h A : n p C I =sinα C I D = oo D E h WD Rys. 9. Obszar filtracji w korpusie wału jednorodnego; -linie prądu, -linie ciśnień, 3-krzywa depresji, I C, I D -gradienty ciśnienia w punktach C i D moŝna określić wielkość ciśnienia i kierunek prędkości filtracji. Istotnym jest tu krzywa depresji (górna linia prądu) oraz tzw. wysokość wysączania się ( ). Sens fizyczny dowolnej linii ciśnienia obrazują myślowo do niej podłączone piezometry, w których zwierciadło wody powinno się ustalić na jednym poziomie (p-p). Uproszczony sposób wyznaczania wydatku (q) oraz krzywej depresji polega na zamianie rzeczywistego przekroju wału AbcE na umowny kształt A b ce z pionową ścianą odwodną przesuniętą w stronę WG o wielkość (εh ) (rys. 9.). Rys. 9. Wyznaczenie krzywej depresji dla zapory jednorodnej na podłoŝu nieprzepuszczalnym.

32 Wielkość (ε) zaleŝną od nachylenia skarpy odwodnej (n) oblicza się z wzoru: 0,44 ε = + n (9.) Tak dobrana forma przekroju zastępczego gwarantuje, Ŝe obliczony dla niego wydatek filtracyjny (q) będzie taki sam jak dla przekroju rzeczywistego, podobnie teŝ krzywa depresji. Obliczanie wydatku (q) opiera się na podzieleniu profilu zastępczego na dwa obszary A b cco i OCE, w których charakter ruchu jest róŝny i dla których oddzielnie określa się wielkość (q), a które muszą być sobie równe []. Analiza tych obszarów doprowadza do uzyskania dwóch równań z dwoma niewiadomymi (q) i ( ), w których k (m/s) jest współczynnikiem filtracji: ( h + ) ( ) q h = k L m o (9.) q,3lg h + = + (9.3) k m Pozostałe oznaczenia w tych równaniach pokazane są na rys. 9.. Równania moŝna rozwiązywać drogą prób lub graficznie. NaleŜy zadawać róŝne wartości ( ) i obliczać q wielkość z dwóch równań. Punkt przecięcia utworzonych dwóch krzywych da szukaną k q wartość ( ) i odpowiadającą jej wielkość. Ostatecznie przepływ jednostkowy wyniesie k q q = k. Przykładowo dla wielkości h = 0 m, h =,5 m, n = 3, m =, k = 0-4 m/s i k q przyjętej wielkości ε = 0,4 szukana wielkość wysączania =,4 m, a wielkość k =,79, czyli q=,79 * 0-4 m/s/mb. W przypadku, kiedy głębokość wody od strony odpowietrznej h = 0, wtedy obliczenie bardzo się upraszcza i wielkość ( ) moŝna wyznaczyć z wzoru: Lo Lo = m m h (9.4) a wielkość przepływu filtracyjnego (q) z zaleŝności:

33 q = k (9.5) m Orientacyjne wartości współczynników filtracji (k) przedstawiono w tabl Współczynniki filtracji (k) L.p. Rodzaj gruntu Współcz. filtracji (k) (m/s) otoczaki, grunt narzutowy Ŝwir piasek gruboziarnisty piasek drobnoziarnisty piasek gliniasty glina piaszczysta ił Tabela 9.9. Obliczenie i wykreślenie krzywej depresji. Dla obszaru A b cco i dla zaznaczonego na (rys. 9.) układu współrzędnych (x, h) naleŝy obliczyć wielkość rzędnych krzywej depresji (h) z równania Dupui [] (dla masywu gruntowego z pionowymi ścianami) x h = ho + ( h ho ) (9.6) L w którym ho = h +, a oznaczenia w powyŝszym równaniu moŝna odczytać z rys. 9.. Wykreśloną krzywą depresji na odcinku B C naleŝy dopasować do rzeczywistego przekroju zapory. PoniewaŜ początek krzywej depresji powinien się znajdować w punkcie przecięcia się poziomu WG z płaszczyzną skarpy (p. B) trzeba poprowadzić odręcznie nowy odcinek krzywej (BP) tak, aby styczna do niej w p. B była prostopadła do płaszczyzny skarpy. Z powyŝszego widać, Ŝe przy zadanych wielkościach (h ) i (h o ) krzywa depresji dla zapory z gruntu jednorodnego nie jest zaleŝna od współczynnika filtracji (k) tego gruntu. Od wartości (k) zaleŝna jest, i to wprost proporcjonalnie wielkość przepływu (q). b) Filtracja przez zaporę z elementami uszczelniającymi na podłoŝu nieprzepuszczalnym. Rozpatrzone będą dwa przypadki uszczelnienia korpusu wału poprzez: ) pionowy rdzeń z gruntu spoistego (glina, ił) w osi wału i ) ekran z tego samego materiału umieszczony w płaszczyźnie skarpy odwodnej.

34 Dla zapory z rdzeniem szczelnym o grubości (uśrednionej) (d) przebieg filtracji pokazany jest na rys. 9.3a. Efekt szczelności rdzenia wyraŝa się nagłym obniŝeniem tej krzywej ( r ) tuŝ za rdzeniem. Wyznaczenie przebiegu krzywej depresji moŝe być w sposób przybliŝony oparte na metodzie wirtualnej N.N.Pawłowskiego []. Jej sens polega na sprowadzeniu realnego przekroju zapory z rdzeniem do zapory z materiału jednorodnego. a) b) Rys. 9.3 Filtracja przez zaporę z rdzeniem glinowym (iłowym) a) przebieg krzywej depresji, b) wyznaczanie krzywej depresji metodą wirtualną [] W tym celu zamienia się małoprzepuszczalny rdzeń o współczynniku filtracji (k r ) i grubości (d r ) na fikcyjny rdzeń posiadający taki sam współczynnik filtracji, jaki ma nasyp zapory. Nowa wirtualna grubość rdzenia (d rw ) wyniesie wtedy: d rw k = (9.7) dr k r Przekrój zapory po takiej zamianie pokazany jest na rys. 9.3b. Jej nowa szerokość korony (b w ) wyniesie b = b + ( d d). Dla tego przekroju krzywą depresji oblicza się tak, jak dla w w zapory jednorodnej. W wyznaczonej krzywej odrzuca się odcinek ac, a po powrocie do przekroju rzeczywistego zachowuje się obliczone odcinki Ba i cc (rys. 9.3b).

35 Dla zapory z ekranem szczelnym o grubości (d e ) przebieg rzeczywistej filtracji pokazany jest na rys. 9.4a. Tu równieŝ występuje nagłe obniŝenie poziomu filtrującej wody za ekranem ( e ). Nasyp korpusu posiada współczynnik filtracji (k), a ekran (k e ). Do wyznaczenia a) b) Rys. 9.4 Filtracja przez zaporę z ekranem glinowym (iłowym) a) przebieg krzywej depresji, b) wyznaczenie krzywej depresji metodą wirtualną [] krzywej depresji, podobnie jak w przypadku zapory z rdzeniem, stosuje się tą samą metodę. Po obliczeniu zastępczej grubości ekranu (d ew ) z wzoru: d ew k = (9.8) de k e Korona zapory będzie poszerzona, licząc od osi ekranu w lewo, o wielkość (l w ): l w = k de k sin β (9.9) e gdzie wielkość (β) jest kątem nachylenia skarpy odwodnej do poziomu (rys. 9.4). Dla nowoprzyjętego profilu krzywą depresji oblicza się jak dla zapory jednorodnej.

36 c) Obliczenie wydatku filtracyjnego pod zaporą. Tak, jak wspomniano na początku tego rozdziału, przy uproszczonym obliczaniu filtracji pod zapora, przyjmuje się, Ŝe korpus zapory jest nieprzepuszczalny. W tej sytuacji filtracja zachodzi tylko w podłoŝu (o współczynniku filtracji (k p )) i wywołana jest wysokością piętrzenia (H). Omówiona niŝej metoda obliczenia wydatku opiera się na załoŝeniu, Ŝe linie prądu siatki hydrodynamicznej mają kształt elipsy z ogniskami w p. A i B (rys. 9.5a). a) b) Rys. 9.5 Obliczenie wydatku filtracyjnego pod zaporą (q) a) z liniami prądu w kształcie elipsy, b) z uśrednioną linią prądu i ograniczoną głębokością podłoŝa (T); -korpus zapory (nieprzepuszczalny), -linie prądu w kształcie połówek elipsy, 3-uśredniona linia prądu, A, B-ogniska elipsy Tok obliczeń jest Ŝmudny. Linie prądu uznaje się za strugi, które mają róŝne długości. Im głębsza jest linia prądu, tym większa jest jej długość (L n ), a przez to i spadki wzdłuŝ linii

37 z I = Ln są mniejsze. Maleją teŝ prędkości filtracji ( v k pi ) =. Dla kaŝdych dwóch sąsiednich linii prądu wyznacza się średnie prędkości ( vsr ) i liczy się wydatek ( qn vsr tn ) 9.5a), a ich suma daje pełny wydatek jednostkowy q = = (patrz rys. N qn. Ilość przyjętych linii prądu n= o jest dowolna (zaleŝna od wymaganej dokładności). JeŜeli warstwa nieprzepuszczalna t h t N występuje na głębokości ( h ), to ( = ), a odstęp ( ) zaleŝnie od ilości linii ( ) n h przyjmuje się t =. Przy duŝej głębokości warstwy nieprzepuszczalnej moŝna przyjąć N t,0,5l L - szerokość podstawy wału. ( = ), gdzie ( ) n o o Istnieje teŝ bardziej uproszczony, przydatny dla wstępnej oceny, sposób obliczania przecieków pod zaporą. Wiadomo, Ŝe prędkości filtracji maleją wraz z głębokością. MoŜna H istnieje jakaś przyjąć, Ŝe przy miąŝszości podłoŝa ( T ) i wysokości piętrzenia ( ) uśredniona linia prądu ( L k )(rys. 9.5b). Zakłada się, Ŝe długość tej linii jest wprost proporcjonalna do długości podstawy zapory ( L o ) i współczynnika zwiększającego ( n ) ( L = nl ). Wielkości współczynnika ( ) k 9.0. o L o T Lo n, w zaleŝności od stosunku podane są w tabl. T Współczynniki zwiększające (n) n,5,6,7,8,3,30,44,87 Tabela 9.0. Przy znanej wielkości współczynnika filtracji w podłoŝu ( k p ) i średnim spadku I sr H H = = Lk nlo, jednostkowy wydatek filtracyjny ( qp ) moŝna obliczyć ze wzoru: H qp = k p T (9.0) nl

38 KLASYFIKACJA świrów I PIASKÓW Nazwa gruntu Zawartość ziaren o wymiarach w procentach świr > mm 50 Pospółka > mm 0 50 Piasek gruboziarnisty > 0,5 mm 50 Piasek średni > 0,5 mm 50 Piasek drobny >0,5 mm < 50 Piasek pylasty > 0,5 mm < 50 lecz frakcji pyłowej 0 30% a iłowej 0 % ZAKRES STOSOWANIA ZAMKNIĘĆ DWUDŹWIGAROWYCH 0 SEGMENT Wysokość, H [m] Rozpiętość, L [m] 0 ZASUWA PŁASKA Wysokość, H [m] Rozpiętość, L [m]

39 Lp KLASYFIKACJA GŁÓWNYCH BUDOWLI HYDROTECHNICZNYCH Nazwa, charakter lub funkcja budowli Opis i miano wskaźnika Wartość wskaź. dla klasy I Wartość wskaź. dla klasy II Wartość wskaź. dla klasy III Na podstawie Zał. Dz.U (Rozp..., 007) Wartość wskaź. Uwagi dla klasy IV Wyso kość piętrz enia: H [m] a) na podło Ŝu skaln ym b) na podło Ŝu niesk alnym Budowle stałe piętrzące c) pojemność wodę, których awaria zbiornika: V powoduje utratę [hm 3 ] pojemności zbiornika lub d) obszar moŝe spowodować zatopiony zatopienie falą przez falę wypływającą przez powstałą przy zniszczoną lub normalnym uszkodzoną budowlę poziomie piętrzenia: F [km ] Budowle do nawodnień lub odwodnień Budowle przeznaczone do ochrony przeciwpowodziowej Elektrownie wodne i obiekty wodne wchodzące w skład elektrowni cieplnych i jądrowych Budowle umoŝliwiające Ŝeglugę Budowle przeznaczone do zaopatrzenia w wodę miast i osiedli oraz zakładów przemysłowych e) liczba ludności na obszarze zatopionym w wyniku zniszczenia budowli: L [osób] Obszar nawadniany lub odwadniany: F [km ] Obszar chroniony: F [km ] Moc elektrowni: P [MW] Klasa wodnej drogi UŜytkowanie wody H > 30 m H > 0 m V > 50 hm 3 F > 50 km L > 300 osób F > 00 km F > 300 km P > 50 MW 5 < H 30 m 0 < H 0 m 5 < H 5 m 5 < H 0 m < H 5 m < H 5m Wysokość piętrzenia określona w 3 pkt 4 Pojemność przy 0 < V 5 < V 0, < V 50 hm 3 0 hm 3 5 hm 3 maksymalnym poziomie piętrzenia (Max PP) 0 < F < F F 50 km 0 km km 80 < L 300 osób 0 < L 80 osób L 0 osób 0 < F 4 < F F 4 00 km 0 km km 50 < F 300 km 0 < F 50 km F 0 km 50 < P 50 MW 5 < P 50 MW P 5 MW - V-IV III-II I Budowle zalicza się do klasy I lub II Obszar zatopiony jest to obszar, na którym głębokość wody przekracza 0,5 m Poza stałymi mieszkańcami do liczby ludności wlicza się równieŝ załogi fabryk, biur, urzędów itp. oraz osoby przebywające w ośrodkach zakwaterowania zbiorowego (hotele, domy wczasowe itp.) Obszar, który przed obwałowaniem ulegał zatopieniu wodami o prawdopodobieństwie p = % Indywidualnie przeprowadzona analiza waŝności uŝytkownika wody

40 WSPÓŁCZYNNIKI ZNISZCZENIA BUDOWLI HYDROTECHNICZNEJ (z wyłączeniem skarp i zboczy) Na podstawie Zał.3 Dz.U (Rozp..., 007) Współczynnik konsekwencji zniszczenia budowli hydrotechnicznej γ n Klasa budowli I II III IV Podstawowy układ obciąŝeń,0,5,0,05 Wyjątkowy układ obciąŝeń,5,0,05,00 PRAWDOPODOBIEŃSTWO POJAWIANIA SIĘ (PRZEWYśSZENIA) PRZEPŁYWÓW MIARODAJNYCH I KONTROLNYCH DLA STAŁYCH BUDOWLI HYDROTECHNICZNYCH Lp. Rodzaj budowli Przepływ Budowle posadowione na podłoŝu łatwo rozmywalnym, zbudowanym z gruntów nieskalistych, rumoszu skalnego lub miękkich skał oraz wszystkie budowle ziemne, ale bez wałów przeciwpowodziowych Pozostałe budowle, w tym wały przeciwpowodziowe Na podstawie Zał.4 Dz.U (Rozp..., 007) Prawdopodobieństwo pojawiania się (przewyŝszenia) p% dla klasy: I II III IV miarodajny Q m 0, 0,3 0,5,0 kontrolny Q k 0,0 0,05 0, 0,5 miarodajny Q m 0,5,0,0 3,0 kontrolny Q k 0, 0,3 0,5,0 BEZPIECZNE WZNIESIENIE KORONY STAŁYCH BUDOWLI HYDROTECHNICZNYCH Rodzaj budowli Zapory ziemne i obwałowania Budowle betonowe Na podstawie Zał.6 Dz.U (Rozp..., 007) Bezpieczne wzniesienie korony budowli hydrotechnicznych w [m] dla klas I IV Warunki eksploatacji nad statycznym poziomem wody nad poziomem wywołanym falowaniem I II III IV I II III IV maksymalne poziomy wód,0,5,0 0,7 0,7 0,5 0,5 0,5 miarodajne przepływy wezbraniowe,3,0 0,7 0,5 0,5 0,3 0,3 0,3 wyjątkowe warunki nie uwzględnia się 0,3 0,3 0,3 0,3 eksploatacji falowania maksymalne poziomy wód,5,0 0,7 0,5 0,5 0,4 0,4 04 miarodajne przepływy wezbraniowe,0 0,7 0,5 0,5 0,3 0,3 0,3 0,3 wyjątkowe warunki nie uwzględnia się 0, 0, 0, 0, eksploatacji falowania

41 WZNIESIENIE GÓRNEJ KRAWĘDZI USZCZELNIEŃ ZAPÓR ZIEMNYCH Na podstawie Zał.7 Dz.U (Rozp..., 007) Minimalne wzniesienie górnej krawędzi elementów uszczelniających zapór ziemnych Rodzaj uszczelnienia nad: maksymalnym poziomem wód w [m] dla klasy budowli zwierciadłem wody przy przepływie miarodajnym w [m] I i II III i IV wszystkie klasy Na skarpie 0,7 0,5 0,3 Wewnętrzne 0,5 0,5 0,5 Objaśnienie: Dla wałów przeciwpowodziowych górna krawędź uszczelnień nie powinna być niŝsza niŝ poziom wód przy Q k. LICZBA SPUSTÓW, SZTOLNI, LEWARÓW I TURBIN, KTÓRYCH NIE NALEśY UWZGLĘDNIAĆ PRZY OKREŚLANIU WARUNKÓW PRZEPUSZCZENIA PRZEPŁYWU MIARODAJNEGO Na podstawie Zał.8 Dz.U (Rozp..., 007) Ogólna liczba zainstalowanych urządzeń Lp Spustów, lewarów, sztolni turbin elektrowni wodnych Liczba nieuwzględnianych w obliczeniach spustów, sztolni i lewarów oraz turbin Literatura. Balcerski i in.: Budownictwo wodne śródlądowe. Budownictwo betonowe t.xvii. Arkady, Warszawa 969. Wosiewicz i in.: Komputerowe obliczenia hydrauliczne dla budownictwa wodnomelioracyjnego. Wydawnictwo Akademii Rolniczej w Poznaniu, Rozporządzenie Ministra Środowiska z dnia 0 kwietnia 007r. w sprawie: Warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budowle hydrotechniczne i ich usytuowanie. Dziennik Ustaw z 007 r. Nr 86, Poz PN-B-097/997 Urządzenia wodno-melioracyjne. Otwory jazów. Wymiary. 5. PN-B-0303/000 Konstrukcje hydrotechniczne. Zamknięcia hydrotechniczne. Projektowanie i wykonanie. 6. PN-90-B-0300 Konstrukcje stalowe. Obliczenia statyczne i projektowanie.