Dane:

1. Przekrój poprzeczny rzeki

2. Rzędna dna: 335,87 m n.p.m.

3. Wysokości:

• h_s = 0,91 m

• H = 3,88 m

• h_b = 0,39 m

• h_a =0,34 m

1. Spadek rzeki: I = 1,55 ‰

2. Rodzaj gruntu w miejscu posadowienia budowli: żwir gruby

3. Głębokość zalegania warstwy nieprzepuszczalnej: 2,85m

4. Dopuszczalne piętrzenie wody miarodajnej: 0,21 m

Opracowanie

1. Ustalenie klasy budowli

Przy wysokości piętrzenia mniejszej niż 5 m ustalono klasę budowli jako IV. Budowlę należy zaprojektować na prawdopodobieństwo pojawienia się. Przepływów

• Q_m = 3%

• Q_k = 1%

1. Obliczenie krzywej konsumpcyjnej – ustalenie Q_m, SNQ

	Q	h	V
	[m^3∙s^-1]	[m]	[m∙s^-1]
Qk	149,48	5,52	2,242
Qm	129,63	5,18	2,163
Qs	4,02	0,91	0,856

Wartości obliczono za pomocą programu komputerowego „k_konsum”

1. Ustalenie światła jazu

Obliczenie objętości przepływu.

Gdzie:

– współczynnik Saint Venanta

– współczynniki wydatku wg. Tolkmitta

– szerokość przepływu [m]

– dopuszczalne piętrzenie [m]

– przyspieszenie ziemskie [m ⋅ s^-1]

– różnica wysokości między dolną wodą a progiem [m]

Obliczenie wydatku jednostkowego dla jazu stałego:

gdzie:

– współczynnik Saint Venanta α = 1 [-]

– współczynniki wydatku wg. Tolkmitta

Dla przelewu zatopionego, korona dobrze zaokrąglona.

µ₁ = 0,83[-]

µ₂ = 0,67[-]

– dopuszczalne piętrzenie h= 0,21 m

– przyspieszenie ziemskie g = 9,81 m ⋅ s^-1

– różnica wysokości między dolną wodą a progiem a= 0,39 m

Obliczenie wydatku jednostkowego dla jazu ruchomego:

gdzie:

– współczynnik Saint Venanta α = 1 [-]

– współczynniki wydatku wg. Tolkmitta

Dla przelewu zatopionego, korona dobrze zaokrąglona.

µ₁ = 0,83[-]

µ₂ = 0,62[-]

– dopuszczalne piętrzenie h= 0,21 m

– przyspieszenie ziemskie g = 9,81 m ⋅ s^-1

– różnica wysokości między dolną wodą a progiem a= 4,88 m

Obliczenie dławienia bocznego.

Sprawdzamy dwa warunki:

I warunek:

B_rz ≥ n ⋅ (b_u + d_f)

gdzie:

- szerokość rzeki B_rz = 20,36 m

- liczba przęseł n = 4 [-]

- szerokość światła b_u = 3,438 m

- szerokość filara d_f = 0,9 m

20,36 ≥ 4 ⋅ (3,438 + 0,9) = 17,35 m

Warunek został spełniony.

II warunek:

gdzie:

H₀ = a + h_dop + k = 4,88 + 0,21 + 0,24 = 5,33 m

h_z = a = 4,88 m

Warunek spełniony.

Wniosek: Powyższe warunki zostały spełnione więc obliczam współczynnik dławienia bocznego z poniższego wzoru:

gdzie:

- współczynnik opływu przyczółka: dla zaokrąglonego przyczółka ξ_p = 0,5 [-]

- współczynnik opływu filara: dla owalnego filara ξ_f = 0,65 [-]

Przyjęto b_uE = 4,25 m

1. Obliczenie wymiarów urządzeń do rozpraszania energii wody na dolnym stanowisku.

gdzie:

- φ = 0,9

- E₀ = 4,79 m

-

Z tablic Agroskina odczytano:

τ₁ = 0,0229

τ₁ = 0,2581

Obliczenie głębokości sprzężonych:

Ustalenie rodzaju odskoku

h₂>h_s

1,236>0,91

Odskok nie zatopiony

Obliczenie głębokości niecki

gdzie:

E’₀ = E₀ + d_n

E’₀ = 4,79 + 0,319

E’₀ = 5,109 m

Z tablic Agroskina odczytano:

τ₁ = 0,0208

τ₁ = 0,2465

Obliczenie głębokości sprzężonych:

Ustalenie rodzaju odskoku

h₂>h_s

1,259>0,91

Odskok nie zatopiony

Obliczenie głębokości niecki

Głębokość niecki przyjęto d_n = 0,35 m

Warunek 1,0 ≤ δ ≥ 1,05 został spełniony.

Długość niecki wypadowej.

L = L₁ + L₂ [m]

gdzie:

- wysokość progu p_g =0,3 m

- światło otwarcia zasuwy

μ = 0,6

h₁ = 0,106 m

h₂ = 1,259 m

Przyjęto L₂ = 8,55m

L = L₁ + L₂ =2,55 + 8,55 = 11,10[m]

1. Ustalenie obrysu filtracyjnego.

   1. Metoda Bligh’a

L_Bez. = C_B ⋅ H

gdzie:

C_B – współczynnik gruntu ustalony przez autora

(dla żwiru grubego wynosi 5).

L_Rz. = L_0-1 + L_1-2 + L_2-3 + L_3-4

L_Rz. = 3,75 + 3 + 14,5 + 0,75 =22 m

L_Bez. = 5 ⋅ 3,88

L_Bez. = 19,4 m

L_Rz. = 22 m ≥ L_Bez. = 19,4 m

Warunek nie spełniony – stosuje 2 ścianki szczelne o głębokości 3 m

1. Metoda Lena

L_Bez. ≥ C_L ⋅ H

gdzie:

C_L – współczynnik gruntu ustalony przez autora (dla piasku średniego wynosi 3).

L_Rz. = L_0-1 + L_1-2 + L_3-4 + 0,33 · L_2-3

L_Rz. = 3,75 + 3 + 0,75 + 0,33 · 14,50

L_Rz. = 12,33 m

L_BEZ = 3 ⋅ 3,88

L_BEZ = 11,64 m

L_Rz. = 12,33 m ≥ L_Bez. = 11,64 m

1. Ustalenie obrysu filtracyjnego bocznego.

L_Rz. ≥ α · C_L · H

L_Rz. ≥ 0,6 · 3 · 3,88

L_Rz. = L_0-1 + L_2-3 + L_4-5 + L_6-7 + 0,5 · (L_1-2 + L_3-4 + L_5-6)

L_Rz. = 1,84 + 8,73 + 8,73 + 7,66 + 0,5 · (0,30 + 13,90 + 0,30)

L_Rz. = 34,21 m

L_Rz. = 34,21 m ≥ 7,4 m

1. Układ obciążeń (przypadek eksploatacyjny)

Obciążenia:

G_{D ­}– ciężar doku [kN]

G_F – ciężar filarów [kN]

G_Z – ciężar zasuw [kN]

G_W – ciężar urządzenia wyciągowego [kN]

G_K – ciężar kładki [kN]

G_wg – ciężar wody górnej (nad płytą ponuru) [kN]

G_wd – ciężar wody dolnej (nad płytą niecki) [kN]

P_F – parcie filtracyjne [kN]

P_G – parcie wody (wypadkowa wyporu) [kN]

H₁ – parcie wody od strony górnego stanowiska [kN]

H₂ – parcie wody od strony dolnego stanowiska [kN]

Sprawdzenie stateczności jazu

Określenie współczynnika stateczności na przesunięcie

gdzie:

n_p – współczynnik stateczności na przesunięcie

f – współczynnik tarcia dla płaszczyzny przesunięcia (tj. płaszczyzny posadowienia)

f = 0,6 [-] – współczynnik tarcia (pomiędzy płytą doku a gruntem w miejscu posadowienia)

ΣG – suma wszystkich ciężarów

ΣP – suma wszystkich parć działających w pionie ze zwrotem ku górze

ΣH = H₁ – H₂

• Obliczenie ciężaru doku

G_{D ­}= V_D · γ_bet

gdzie:

γ_bet – ciężar objętościowy betonu zbrojonego

γ_bet = 24 kN

V_D – objętość doku [m³]

V_D = 22,10 · 0,4 ·14,50 + 2 · (0,3 · 6,02 ·14,50 ) = 180,55 m³

180,55 · 24

G_{D ­}= 4333,30 kN

• Obliczenie ciężaru filarów

G_{F ­}= 3 · V_F · γ_bet

gdzie:

γ_bet – ciężar objętościowy betonu zbrojonego

γ_bet = 24 kN

V_F – objętość filara [m³]

V_D = 6,02 · 1,5 · 4,90 = 41,09 m³

G_{F ­}= 3 · 41,09· 24

G_{F ­}= 2958kN

• Obliczenie ciężaru zasuw

G_{Z ­}= 4 · G_Z’

gdzie:

G_Z’ – ciężar jednej zasuwy

gdzie:

F – pole powierzchni zasuwy [m²]

F = 25,53 m²

G_{Z ­}= 3 · 71,94

G_{Z ­}= 212,84 kN

• Obliczenie ciężaru urządzenia wyciągowego

G_w = 10 kN

• Obliczenie ciężaru kładki

G_K = 0,1 [T·mb^-1] · L_k [m]

gdzie:

L_k – długość kładki

L_k = 22,10 m

G_K = 0,1 · 22,10 ·10

G_K = 22,10 kN

• Obliczenie ciężaru wody górnej

V_wg = 4,79 · 3,0 · 22,10 – 0,3² · 0,5 · 22,10 = 316,58 m³

G_wg = 316,58 ·10

G_wg = 3165,80 kN

• Obliczenie ciężaru wody dolnej

V_wd =298,35 m³

G_wd = 298,35 ·10

G_wd = 2983,5 kN

• Obliczenie parcia filtracyjnego

P_{F ­}= V_F · γ_wody

gdzie:

V_F – objętość bryły parcia [m³]

V_F = 0,5 · (3,90 + 0,19) · 14,50 · 22,10 = 655,32 m³

γ_wody – 10 kN

P_{F ­}= 655,32 ·10

P_{F ­}= 6553,20 kN

• Obliczenie parcia wody:

P_{F ­}= V_F · γ_wody

gdzie:

V_G – objętość bryły wyporu [m³]

V_G = 0,75 · 22,10 · 14,50 = 240,34 m³

γ_wody – 10 kN

• P_{F ­}= 240,34 ·10

• P_{F ­}= 2403,4 kN

• Obliczenie parcia wody od strony górnego stanowiska

gdzie:

- objętość bryły parcia hydrostatycznego [m³]

= 0,5 · 4,79² · 22,10 = 253,53 m³

γ_wody – 10 kN

• Obliczenie parcia wody od strony dolnego stanowiska

gdzie:

- objętość bryły parcia hydrostatycznego [m³]

= 0,5 · 0,91² · 22,10 = 9,15 m³

γ_wody – 10 kN

ΣG = 4333,33 kN + 2958,48 kN + 3165,83 kN + 2983,5 kN + 212,84 kN + 22,10 kN

ΣG = 13676,05 kN

ΣP = 6553,2 kN + 2403,4 kN = 8956,6 kN

ΣH = 2535,53 kN – 91,5 kN = 2444,40 kN

1. Konstrukcja ubezpieczeń stanowiska dolnego i górnego

L_g = 2(H^’ + p_g) [m]

Jeżeli H^’ + p_g ≥ 2,00 m – materac faszynowy

L_g = 2 · 5,18 = 10,36 m

Przyjęto L_g = 10,50 m

L_d = 5(H’ + p_d) [m]

L_dmax = 20 m

L_d = 5(4,88 + 0,65) = 27,65 m

Przyjęto L_d = 20 m

L_szt. = 8 m

L_elast. = 12 m

s = 0,5 m

Grubość ubezpieczenia sztywnego przyjęto g= 0,3 m

Grubość ubezpieczenia elastycznego przyjęto g= 1,0 m

Rodzaj i grubość podsypki: w przypadku żwiru grubego podsypki nie stosuje się.