PROIECT "Normativ privind stabilirea încărcărilor şi grupărilor de încărcări pentru construcţiile

hidrotehnice de retenţie", indicativ NP 130- 2012

Aprilie 2013

1

Cuprins

Cap.1. Obiectul normativului

Cap.2. Domeniul de aplicare

Cap.3. Definiţii şi termini

Cap.4. Clasificarea acţiunilor

Cap.5. Coeficienţi şi grupări ale acţiunilor (încărcărilor)

Cap.6. Greutatea proprie

Cap.7 Acţiunea apei

Cap.8 Împingerea pamântului

Cap.9 Acţiunea valurilor

Cap.10 Acţiunea gheţii

Cap.11 Acţiunea variaţiilor climatice de temperatură

Cap.12 Acţiunea seismicǎ

Bibliografie

Anexe

ANEXA 1. Aplicaţie privind împingerea pământului.ANEXA 2. Evaluarea acţiunii valurilor.ANEXA 3. Evaluarea acţiunilor din gheaţǎ.ANEXA 4. Evaluarea temperaturilor de calcul din secţiunea unui baraj arcuit.

2

Cap.1 Obiectul normativului

(1) Normativul se referă la stabilirea încărcărilor şi a grupărilor de încărcări

pentru dimensionarea şi verificarea construcţiilor hidrotehnice de retenţie, a fundaţiilor lor şi a unor elemente structurale specifice.

(2) În cadrul prezentului normativ se revizuiesc prescripţiile din actele normative privind construcţiile hidrotehnice precum şi hidroenergetice şi se armonizează cu reglementările existente în Uniunea Europeana.

Cap.2. Domeniu de aplicare

(1) Normativul se aplică la proiectarea construcţiilor hidrotehnice de retenţie noi precum şi la verificarea celor existente din cadrul amenajărilor resurselor de apă şi anume:

a) baraje de beton şi din umpluturi, b) stăvilare, c) echipamente hidromecanice din frontul barat, d) conducte şi galerii de golire,e) diguri de conturare a lacurilor de acumulare,f) entrale hidroelectrice şi ecluze din frontul barat, g) prize de apă de mică şi mare presiune.

(2) Alte construcţii care pot fi amplasate în frontul barat: poduri peste deversoare, suprastructurile centralelor hidroelectrice, case de vane, clădiri anexe etc., nu constituie obiectivul prezentului normativ, ele se proiectează conform reglementărilor specifice în vigoare.

Cap.3. Definiţii şi termeni

(1) Definiţiile şi termenii folosiţi în normativ sunt parţial preluaţi dinSR EN1990:2004. Bazele proiectării structurilor–termeni referitori la acţiuni şi uneori corectaţi pentru a corespunde particularitaţilor construcţiilor hidrotehnice.

Acţiune (F)a) Set de forţe (încărcări) aplicate asupra structurii (acţiune directă);b) Set de deformaţii impuse sau acceleraţii cauzate, de exemplu, de schimbări de

temperatură, variaţie de umiditate, tasări diferenţiate sau cutremure (acţiune indirectă).

Efect al acţiunii (EF)

3

Efect al acţiunilor (sau efect al acţiunii) asupra elementelor structurale, (de exemplu forţa internă, moment, solicitare, deformaţie) sau asupra întregii structuri (de exemplu deplasare, rotire)

Acţiune permanentă (P)Acţiune continuǎ pentru care variaţia în timp a mărimii este neglijabilă, sau

pentru care variaţia este mereu în aceaşi direcţie (monotonă) pâna când acţiunea atinge o anumită valoare limită.

Acţiune temporară (T)Acţiune cu o intensitate variabilă în timp sau în mod intermitent şi care în

anumite perioade poate să lipsească.

Acţiune cvasipermanenta de lungă durată (C)Acţiune care se aplică pe durate lungi sau în mod frecvent, cu intensitaţi variabile

sau practic egală cu valoarea caracteristică.

Acţiune variabilă de durată scurtă (V)Acţiune a cărei intensitate variază sensibil în timp sau care poate lipsi pe

intervale lungi de timp.

Acţiune exceptională (accidentală) (E)Acţiune care are intensităţi semnificative dar care apare foarte rar, eventual chiar

niciodată pe durata de exploatare a construcţiei hidrotehnice.

Acţiune (reacţiune) geotehnicăAcţiune (reacţiune) transmisă structurii de către sol, umplutură, apă subterană.

Acţiune fixăAcţiune care are o distribuţie şi poziţie fixă asupra structurii sau elementului

structural astfel încat mărimea şi direcţia acţiunii sunt determinate făra ambiguitate pentru toată structura sau pentru elementul structural dacă mărimea şi direcţia sunt determinate într-un punct pe structură sau pe elementul structural.

Acţiune liberăAcţiune care poate avea diverse distribuţii spaţiale pe întreaga structură.

Acţiune independentăAcţiune care poate fi presupusă statistic independentă în timp şi spaţiu faţa de

orice altă acţiune care se aplică pe structură.

Acţiune staticăAcţiune care nu provoacă acceleraţii semnificative structurii sau elementelor

structurale.

Acţiune dinamică

4

Acţiune care provoacă acceleraţii semnificative structurii sau elementelor structurale.

Acţiune cvasistaticǎAcţiune dinamică reprezentată printr-o acţiune statică echivalentă într-un model

static.

Valoare caracteristică a unei acţiuni (Fk)Valoare principală reprezentativă a unei acţiuni.

NOTA – În mǎsura în care o valoare caracteristică se poate exprima statistic, aceasta poate fi aleasă să corespundă unei probabilităti prescrise de a nu fi depăşită defavorabil în timpul unei “perioade de referinţă”ţinându-se seama de durata de viaţă proiectată a structurii şi de durata situaţiei proiectate.

Durata de referinţăPerioada de timp aleasă care se utilizează ca bază pentru evaluarea acţiunilor

variabile statistic, şi uneori pentru acţiuni accidentale.

Valoare de grupare a unei acţiuni temporare (Ψ0 T)Valoare aleasă – pânǎ acum stabilită pe baze statistice – astfel încât probabilitatea

ca efectele cauzate de grupare sa fie depăşite este aproximativ aceeaşi cu efectul cauzat de valoarea caracteristică a unei acţiuni individuale. Poate fi exprimată ca o parte determinată din valoarea caracteristică printr-un coeficient Ψ0 ≤1.

Valoare frecventă a unei acţiuni temporare (Ψ1 T)Valoare determinată – pânǎ acum aleasă statistic – astfel încat ori timpul total, în

cadrul perioadei de referinţa, în timpul căreia este depăsită, nu reprezintă decât o mică parte a perioadei de referinţa, ori frecvenţa ce este depăsită este limitată la o valoare dată. Poate fi exprimată ca o parte determinată din valoarea caracteristică printr-un coeficient Ψ1 ≤1.

Valoare cvasipermanentă a unei acţiuni temporare (Ψ2 T)Valoare determinată astfel încat perioada totală de timp pentru care aceasta va fi

depasită, reprezintă o parte importantă din perioada de referinţă. Poate fi exprimată ca o parte determinată din valoarea carcteristică printr-un coeficient Ψ2 ≤1.

Valoare asociată a unei acţiuni temporare (Ψ T )Valoare a unei acţiuni temporare care însoţeste acţiunea principală într-o grupare.

NOTA - Valoarea asociată unei acţiuni temporare poate fi valoarea de grupare, valoarea frecventă sau valoarea cvasipermanentă.

Valoare reprezentativă a unei acţiuni (F rep)Valoare folosită pentru verificarea unei stări limită. O valoare reprezentativă

poate fi valoarea caracteristică (Fk) sau o valoare asociată. ((Ψ Fk )

5

Valoare de calcul a unei acţiuni (Fd)Valoarea obţinută prin multiplicarea valorii reprezentative cu un coeficient parţial

γf.

NOTA – Produsul dintre valoarea reprezentativă şi coeficientul parţial γF = γSd x γf poate fi considerată ca valoarea de calcul a unei acţiuni.

Grupare de acţiuniSet de valori de calcul care permite verificarea fiabilitaţii structurale la o stare

limită sub influenţa simultană a diferitelor acţiuni.

Cap.4.Clasificarea acţiunilor

(1) Acţiunile asupra construcţiilor hidrotehnice de retenţie se clasifică în functie de durată, respectiv de frecvenţa şi intensitatea cu care apar în timpul execuţiei sau exploatării construcţiilor.Clasificarea acţiunilor se prezintă în Tabelul 4.1.

Tabelul 4.1

Nr.crt.

Categoria acţiunii Simbol Caracterizare

1. Permanente P Acţiune pentru care variaţia în timp a mărimii este neglijabilă sau pentru care variaţia este mereu în aceeaşi direcţie (monotonă) pâna când acţiunea atinge o anumită valoare limită.

2. Temporare

2.1. Cvasipermanente – de lungă durată

2.2. Variabile – de scurtă durată

T Acţiune cu o intensitate variabilă în timp sau în mod intermitent şi care în anumite perioade poate să lipsească.

C Acţiune care se aplică pe durate lungi sau în mod frecvent cu intensităţi variabile sau practic egală cu valoarea caracteristică.

V Acţiune a carei intensitate variază sensibil în timp sau care poate lipsi pe intervale lungi de timp.

3. Excepţionale(Accidentale)

E Acţiune care are intensitaţi semnificative dar care apare rar, eventual chiar niciodată pe durata de exploatare a construcţiei hidrotehnice.

(2) Acţiunile permanente (P) includ dupa caz următoarele încărcări: a) greutatea proprie a corpului barajului, b) greutatea proprie a echipamentelor tehnologice permanente, c) greutatea lesturilor care contribuie la asigurarea stabilitǎţii construcţiei,

6

d) forţe din precomprimarea corpului barajului cu ancore pretensionate,starea de eforturi iniţiale (îngheţate) la injectarea rosturilor de contracţie a barajelor arcuite.

(3) In categoria acţiunilor temporare cvasipermanente de lungă durată (C) se includ încarcări ca:

a) presiunea apei corespunzatoare nivelului retenţiei normale (NRN) în bieful amonte al construcţiei de retenţie .

b) Prin NRN se înţelege nivelul maxim al retenţiei în condiţiile exploatării normale a acesteia, exceptând nivelurile care pot apare la evacuarea debitelor maxime (de dimensionare, verificare) în condiţii normale de exploatare.

(4) In presiunea apei se consideră, dupa caz, urmǎtoarele componente:

a) presiunea hidrostatică din bieful amonte;b) presiunea hidrostatică din bieful aval;c) subpresiunea (statică şi dinamică) pe conturul subteran al construcţei de retenţie

în condiţii normale de funcţionare a lucrărilor de etanşare – drenaj;d) presiunea din infiltraţia apei prin sistemul unitar construcţie de retenţie – teren de

fundare (presiunea apei prin rosturi sau fisuri, presiunea apei din pori, presiuni intersiţiale);

e) presiunea hidrostatică din conducte, galerii de golire corespunzatoare nivelului retenţiei normale (NRN) la priza de apǎ.

i.- împingerea activa a pământului inclusiv a aluviunilor depuse în lacul de acumulare şi a suprasarcinilor;ii.-împingerea muntelui în cazul construcţiilor subterane auxiliare construcţiilor hidrotehnice de retenţie ;iii.-acţiunea variaţiilor climatice de temperatură pentru anul cu amplitudinea medie de variaţie a temperaturilor medii anuale;iv.- încărcări tehnologice şi încǎrcǎri utile diverse cu caracter cvasipermanent;v.- efecte din tasări şi deplasări diferenţiate ale fundaţiei când acestea nu sunt rezultatul unor schimbări majore a structurii terenului de fundare;vi.- încărcări produse de efectul deformaţiilor împiedicate (contracţia betonului, reacţii alcalii - agregate de umflare a betonului, interacţiunea mască de etanşare din beton cu corpul barajului din materiale locale etc.)

(5) În categoria acţiunilor temporare variabile de scurtă durată (V) se includ încărcări ca:

a) presiunea apei (din bieful amonte, din bieful aval, subpresiune) corespunzatoare nivelului maxim al apei în lac (NRM) în condiţii normale de exploatare a construcţiei;

b) presiunea hidrodinamică a apei asupra deversorului la deversǎri corespunzǎtoare nivelului maxim al apei în lac (NRM);

c) împingerea gheţii determinată pentru grosimea medie multianuală;

7

d) presiunea din acţiunea valurilor produse de vânt, determinate pentru viteza medie multianuală a vântului;

e) impactul cu corpuri plutitoare, nave.

(6) În categoria acţiunilor excepţionale (accidentale) (E) se includ:

a) presiunea apei (din bieful amonte, din bieful aval, subpresiune) corespunzatoare nivelului maxim al apei în lac (NRM) în condiţii speciale de exploatare a construcţiei (deteriorări ale sistemului de etanşare-drenaj, fisuri la piciorul amonte pe contactul baraj – fundaţie etc);

b) acţiunea seismică (efecte inerţiale şi hidrodinamice produse de cutremurul operaţional – OBE – sau cutremurul de evaluare a siguranţei – SEE);

c) împingerea gheţii determinatǎ pentru grosimea maximă multianuală, precum şi în cazul ruperii zǎpoarelor şi a evacuării apelor mari în perioadele de iarna;

d) presiunea din acţiunea valurilor produse de vânt determinate pentru viteza maximă multianuală a vântului;

e) acţiunea variaţiilor climatice de temperatură pentru anul cu amplitudinea maximă de variaţie a temperaturilor medii lunare.

Cap.5.Coeficienţi şi grupări ale încărcărilor

(1) În conformitate cu SR EN 1990:2004 proiectarea la stări limită include:a) stări limită ultime care implică securitatea oamenilor şi/sau securitatea

structurii; în unele cazuri în această categorie se includ şi stări limită care implică protecţia bunurilor;

b) stări limita de exploatare care implică funcţionarea structurii sau a elementelor structurale în condiţii normale de exploatare.

(2) Proiectarea la stări limită trebuie să se bazeze pe aplicarea unor stări limitărelevante suficient de severe şi variate astfel încat să cuprindă toate scenariile de acţiuni – efecte care pot apǎrea în timpul execuţiei sau exploatării construcţiei.

(3) Valoarea de calcul a unei acţiuni (încǎrcǎri) se determină prin înmulţirea valorii caracteristice cu coeficientul încǎrcǎrii (γ).

(4) Valoarea caracteristica a unei acţiuni este o valoare reprezentativă a acesteia care trebuie specificată ca valoare medie, valoare superioară/inferioară sau valoare nominală. Valorile caracteristice ale încǎrcǎrilor şi distribuţiile lor se determină conform prevederilor din capitolele 6 – 12 ale prezentului normativ sau în cazuri bine justificate pe baza altor reglementări sau fundamentări specifice.

(5) In funcţie de starea limită la care se face calculul şi categoria grupărilor de încărcări (acţiuni) se aleg coeficienţii încărcării, conform tabelului 5.1.

8

Tabelul 5.1

Stări limită de calcul Coeficientul încărcării Verificarile la care se utilizeazăStări limită ultime γ Verificări la stările limită ultime

de rezistenţă şi stabilitate în cazul grupărilor fundamentale

Stări limită de exploatare- încărcările se consideră de regulă cu valorile lor carcateristice- în cazurile de grupări care includ mai multe încărcări temporare variabile de scurtă durată (V)

1.00

γ d < 1.00

Verificări la stările limită unde intervin efecte de durată şi verificări la acţiunea grupărilor speciale.

(6) În cazul încărcărilor permanente (P) valorile coeficienţilor încărcărilor “γ” se determină conform tabelului 5.2.

Tabelul 5.2Nr.crt. Tipul încărcării γ

maxim minim1.

2.

3.

4.

5.

Greutatea proprie a construcţiei de retenţie şi a echipamentelor tehnologice

Greutatea proprie a cǎmǎşuelii golirilor de fund sau a tunelelor de acces.

Greutatea umpluturilor

Efectul precomprimării- prin tensionarea armăturilor- prin injectare (la lucrări subterane)

Eforturi iniţiale la închiderea rosturilor

1,05

1,10

1,10

1,101,00

1,10

0,95

0,90

0,90

0,900,80

0,90

(7) La determinarea valorilor de calcul limită ale acţiunilor pentru coeficientul încărcării “γ” se alege valoarea maximă sau minimă, astfel ca în cadrul grupării de încărcare sa se obţină combinaţia cea mai defavorabilă.

(8) În cazul încǎrcǎrilor temporare cvasipermanente de lungă durată (C), valorile coeficienţilor încărcărilor “γ” se determină conform tabelului 5.3.

9

Tabelul 5.3

Nr.crt. Tipul incărcării γ1.

2.

3.4.

5.6.

7.8.9.

Presiunea şi greutatea apei (hidrostatică din bieful amonte şi bieful aval, subpresiunea, presiunea din infiltraţia apei prin sistemul baraj – fundaţie, presiunea apei din conducte şi galerii de golire etc.).Presiunea apelor subterane pe camaşuiala galeriilor şi tunelurilor.Împingerea activă a pămantuluiÎmpingerea munteluiÎmpingerea verticală:- în cazul formǎrii parabolei de surpare- în cazul considerării greutaţii coloanei de rocă pâna la suprafaţăÎmpingerea laterală:Presiunea de umflare- componenta uniform radială- componenta are o direcţie oarecareEfectul variaţiilor climatice de temperaturăEfectul diferenţei de temperatură a apei şi a masivului exteriorÎncǎrcǎri tehnologice şi încǎrcări utileTasări şi deplasări neuniformeÎncărcări produse de efectul deformaţiilor împidicate, fenomene de contraţia betonului, umflarea betonului

x) Coeficientul încărcării “γ” corespunde numai pentru incărcări statice.

1,00

1,20 (0,80)1,20

1,501,20

1,30(0,80)

1,20(0,80)1,301,10

1,201,20x)

1,20

1,10

(9) La determinarea valorilor de calcul limită ale acţiunilor pentru coeficientul încărcării “γ”, se alege valoarea maxima sau minimă (datǎ în paranteză), astfel ca în cadrul gruparii de încărcare să se obţină combinaţia cea mai defavorabilă.

(10) În cazul încărcărilor temporare variabile de scurtă durată (V) valorile coeficienţilor încărcărilor “γ” şi “γd” se determină conform tabelului 5.4.

Tabelul 5.4.Nr.crt. Tipul încărcării γ γd

1. Presiunea apei (hidrostatică, subpresiunea, presiunea din infiltraţia apei prin sistemul baraj – fundaţie şi din pori, presiunea în conducte şi galerii de golire etc.), în condiţiile nivelului apei din bieful amonte corespunzător debitului maxim

10

2.

3.4.5.6.

evacuat în condiţiile normale de exploatare.Presiunea hidrodinamică a apei asupra deversorului Presiunea de injecţii la lucrări subterane.Împingerea gheţiiPresiunea datorită acţiunii valurilorÎmpingerea corpurilor plutitoare şi a navelor

1,00

1,001,001,001,001,20

1,00

1,001,000,60,60,8

NOTA: Coeficienţii încarcarilor “γ” şi “γd” corespund numai pentru încǎrcǎri statice

(11) Acţiunile (încărcările) excepţionale (E) care se includ numai în grupările speciale se consideră cu coeficientul incǎrcǎrii γ=1.

(12) Coeficienţii încărcărilor pentru acţiuni (încărcări) care nu au fost specificaţi în tabelele 5.1….5.4 vor fi stabiliţi în tema de proiectare odată cu valoarea caracteristică a acţiunilor.

(13) Calculul şi verificarea structurilor şi elementelor structurale ale construcţiilor de retenţie se fac la combinaţiile cele mai defavorabile, practic posibile, ale diferitelor acţiuni (încărcări) denumite grupări de încărcări.

(14) Grupările de încărcări se alcătuiesc pentru fiecare perioadă din viaţa construcţiei de retenţie .

a) perioada de execuţie;b) perioada de exploatare;c) perioada de revizii şi reparaţii.

(15) Valorile de calcul ale acţiunilor (încărcărilor) se stabilesc în funcţie de condiţiile specifice pentru fiecare din perioadele de viaţa ale construcţiei de retenţie.

(16) Grupările de încărcări sunt de două categorii:a) grupări fundamentale şib) grupări speciale.

(17) În grupǎrile fundamentale se includ: încărcările permante (P), încărcări cvasipermantente de lunga durata (C) a cǎror acţiune simultanǎ este posibilǎ, încărcări temporare de scurtă durată (V) a cǎror acţiune simultanǎ cu a celor cvasipermanente este posibilǎ.

(18) În grupǎrile speciale se includ: încărcările permante (P), încărcări cvasipermantente de lunga durata (C), încărcări temporare de scurtă durată (V) şi o singură încărcare excepţională (E). În stabilirea încărcărilor C,V,E din grupări se vor avea în vedere probabilitaţile de producere simultană.

(19) Încărcările temporare cvasipermanente de lungă durată (C) şi temporare variabile de scurtă durată (V), a căror acţiune simultană este posibilă, se iau în

11

considerare atunci cand efectele lor sunt defavorabile pentru calculul la starea limită respectivă.

(20) În cazurile când într-o grupare de încărcări se includ mai multe încărcări temporare variabile de scurtă durată (V), valorile lor de calcul se obţin din valorile caracteristice corectate cu coeficienţii de încărcare “γd” (Tabelul 5.4).

(21) Grupările de încărcări se alcătuiesc funcţie de starea limită la care se face calculul conform tabelului 5.5.

Tabelul 5.5Nr.crt.

Starea limită la care se face verificarea

Grupări de încarcariFundamentale Speciale

1. Stări limita ultime de rezistenţă şi stabilitate i = 1..n i = 1..n

2. Stări limită de exploatare in condiţii normale- starea limită de finisare-starea limită de deformaţie

I= 1..n

Notǎ: În valorile de calcul ale acţiunilor (încarcărilor) cu caracter dinamic se va lua în consideraţie coeficienţii dinamici de amplificare.

(22) În cazul unor construcţii de retenţie de importanţă deosebită (clase de importanţă I sau II sau categorii de importanţă A sau B) se pot stabili prin tema de proiectare şi alte grupări de încărcări pe baza unor justificari tehnice corespunzatoare.

Cap.6. Greutatea proprie

(1) Greutatea proprie este o încărcare permanentă care se aplică treptat pe mǎsura execuţiei construcţiei de retenţie, pâna ajunge la valoarea limită practic constantă în timp la terminarea construcţiei .

(2) Greutatea proprie pe construcţiile de retenţie este compusă dupa caz din urmǎtoarele încărcări: greutatea proprie a corpului barajului, greutatea proprie a echipamentelor tehnologice permanente, greutatea lesturilor şi forţe din precomprimare care contribuie la asigurarea stabilitaţii construcţiei.

(3) În fazele de proiectare a construcţiilor de retenţie, daca nu există date stabilite pe bază de încercări în laborator sau pe piste experimentale, se admite a se considera la dimensionarea construcţiilor de retenţie urmǎtoarele greutaţi volumice ale corpului barajului:

a) baraje din betoni. cu agregate cu granula maximǎ de 30 mm γb=24..24,5 kN/m3

12

ii. cu agregate cu granula maximǎ de 120mm γb=24,5..25,5 kN/m3

b) baraje din beton cilindrat (rolcret): γb=23...25 kN/m3

c) baraje din pământ stabilizat (soil cement) γp=21...23 kN/m3

d) baraje (umpluturi) din anrocamente (vibrocompactate):i. anrocamente din roci eruptive γp= 21...23

kKN/m3ii. anrocamente din roci metamorfice şi sedimentare γp=

20...25 kN/m3 e) baraje (umpluturi) de pământ (compactat)i. argile, argile nisipoase în stare de umiditate naturală γp= 18...21 kN/m3

ii. nisipuri argiloase, nisipuri în stare de umiditate naturală γp= 18..22 kN/m3

iii. nisipuri în stare saturată γp= 20..24 kN/m3

iv. pietriş şi balast în stare de umiditate naturală γp= 18..20 kN/m3

v. pietriş şi balast în stare saturată γp= 20..22 kN/m3

vi. bolovaniş în stare de umiditate naturală γp= 17..19 kN/m3

vii. bolovaniş în stare saturată γp= 19..21kN/m3

(4) Greutatea volumică a materialelor din corpul barajelor se va urmări în permanenţǎ pe parcursul execuţiei în conformitate cu proceduri stabilite prin reglementări specifice.

(5) Greutatea specifică a apei se va considera de regulă γa=10 kN/m3. Dacă apa conţine debit solid în suspensie, greutatea specifică se poate considera pânǎ la maximum γa=10.5 kN/m3. În asemenea cazuri se vor face prelevări de probe de apă cu particule solide în suspensie pentru care să se facă în laborator determinări ale greutaţii specifice.

(6) Greutatea proprie este o încărcare care apare treptat pe măsura execuţiei barajului. Uneori sistemul static al barajului pe perioada execuţiei poate fi diferit de cel din perioada de exploatare (cazul barajelor arcuite cu rosturi de contracţie deschise în perioada execuţiei care se injecteazǎ înainte de intrarea în exploatare a barajului). În terenul de fundare există o stare iniţială de eforturi (litostatice); în timpul excavaţiilor se produce o decomprimare a terenului iar pe masura execuţiei barajului o reîncărcare.

a) în cazul barajelor încadrate la clasele de importanţa I şi II sau categoriile de importanţă A şi B raspunsul barajului (deplasări, deformaţii, eforturi) la încarcarea din greutatea proprie se va determina cu considerarea programului calendaristic de execuţie a lucrării. Calculele se vor face tridimensional pentru ansamblul unitar baraj – teren de fundare de preferinţǎ prin metoda elementelor finite (MEF).

b) în cazul barajelor de beton şi beton cilindrat încadrate la clasele de importanţă I şi II sau categoriile de importanţa A şi B, dupa terminarea construcţiei îndeplinirea greutǎţilor volumice considerate în fazele de proiectare se va verifica prin prelevări de carote din corpul barajelor pe bazǎ de reglementǎri specifice. Prelucrǎrile statistice ale determinărilor greutaţilor volumice ale carotelor se vor referi la valoarea medie (Xm) şi coeficientul de variaţie (cv).

13

(7) Având un şir de determinǎri de greutaţi volumice Xi (i=1…n) relaţiile de calcul pentru Xm şi cv sunt urmǎtoarele:

(6.1)

unde este abaterea standard (abaterea medie pătratică):

pentru n ≤30

(6.2)

pentru n ≥30 (6.3)

(8) În cazurile când Xm este mai mic decât valoarea considerată în proiectare şi cv

nu se încadrează în intervalul 0.001….0.008 se vor analiza măsurile necesare pentru asigurarea siguranţei în exploatare a construcţiei respective.

Cap.7. Acţiunea apei

7.1 Aspecte generale

(1) Acţiunea hidraulică apei reprezintă principala încărcare pe construcţiile hidrotehnice de retenţie.

Ea se poate încadra:a) la acţiuni temporare cvasipermanente (P) când se evaluează pentru nivelul de

retenţie normală în bieful amonte (NRN), b) la acţiuni variabile de scurtă durată (V) când se evaluează pentru nivelul de

retenţie maximă (NRM) în bieful amonte şi funcţionare normală a sistemului de etanşare – drenaj a fundaţiei

c) sau la acţiuni excepţionale (E) cand se evaluează pentru NRM în bieful amonte şi sistemul de etanşare - drenaj a fundaţiei deteriorat.

(2) Acţiunea apei (presiuni hidrodinamice) produsă de valuri, ghiaţǎ sau cutremure se trateaza în capitole separate.

(3) Presiunile hidrostatice şi hidrodinamice acţionează normal pe suprafaţa de

14

aplicare. In cazul barajelor din materiale zonate, presiunea hidrostaticǎ se aplicǎ pe elementul de etanşare chiar dacǎ acesta este plasat în interiorul corpului barajului (diafragme, nuclee la baraje din materiale locale).

(4) Tensorul presiunilor interstiţiale sau din pori a apei este un tensor sferic. Presiunea apelor de infiltraţie pe conturul subteran al unui baraj considerat etanş se denumeşte uzual subpresiune. Conturul subteran al barajului este o linie de curent iar subpresiunea, ca orice presiune hidraulică, acţionează normal pe suprafaţa de aplicare.

7.2. Presiunea hidrostaticǎ amonte-aval pe paramentele barajelor

(1) Presiunea hidrostatică (pz) actionând asupra paramentelor barajului sau a oricarei construcţii care crează retenţii variază liniar cu adâncimea:

pz= a Z

(7.1)unde a este greutatea specifică a apei ( a= 10 kN/m3 sau în cazuri bine justificate a= 10,5 kN/m3) iar z – adâncimea punctului unde se calculează presiunea hidrostatică faţa de planul oglinzii apei.

.

15

Fig. 7.1 Acţiunea apei în profilul transversal al unui baraj de greutate.

(2) În cazul unui profil transversal de baraj de greutate cu paramente înclinate (fig.7.1) forţele hidrostatice care acţionează asupra profilului barajului se calculează pentru 1 ml de baraj în lungul coronamentului pentru componentele lor orizontale şi verticale:

a) Forţele hidrostatice orizontale: Ph, am = a H2

Ph, av = a h2 (7.2)

b) Fortele hidrostatice orizontale: Pv, am = a 1 x H2

Pv, av = a x h2 (7.3)

unde H este adâncimea lacului la piciorul amonte al barajului, h – adâncimea apei la piciorul aval al barajului, 1 şi înclinǎrile faţa de verticală ale paramentului amonte şi respectiv aval.

(3) Nivelurile apei în bieful aval se determină din cheia debitelor funcţie de debitele ce urmează a fi deversate în gruparea de încǎrcǎri la care se face calculul (debit salubru, debit de servitute, debit maxim cu o anumita probabilitate anuală de apariţie atenuat în lac etc.). În cazul când în bieful aval sunt variaţii mari de nivel, pentru acest bief se va considera nivelul critic, corespunzǎtor situaţiei celei mai dezavantajoase la starea limită de calcul luată în considerare.

(4) Nivelurile apei în bieful amonte, respectiv adâncimile apei se consideră funcţie de clasificarea acţiunii (C,V,E) din gruparea de încărcări la care se face calculul.

7.3 Subpresiuni pe talpa de fundaţie a barajelor.

(1) Presiunile hidrostatice amonte, aval se vor considera proporţionale cu adâncimea apei conform relaţiei (7.1), de regulă până la piciorul amonte, respectiv aval al barajului. În acest caz subpresiunea acţioneaza numai pe talpa de fundaţie.

(2) În cazul barajelor de inalţimi mici şi mijlocii sau fundate la adâncimi mari faţa de cota terenului, presiunea hidrostatică la valoarea ei integrală se poate considera numai până la nivelul terenului în care este înglobată construcţia. Presiunea apei pe conturul îngropat (subteran) al barajului, în această ipoteză se determină pe baza pierderilor de sarcină liniare ale infiltraţiei amonte-aval de-a lungul liniei de curent corespunzǎtoare conturului îngropat al barajului.

(3) Subpresiunea pe talpa construcţiilor de retenţie se poate descompune în două componente: statică şi dinamică (fig.7.1). Subpresiunea statică (Ss) depinde de nivelul apei în bieful aval, valoarea ei în orice punct de pe conturul subteran al talpii de fundaţie fiind egală cu înǎlţimea coloanei de apă din bieful aval din punctul respectiv.

16

Subpresiunea dinamică (Sd) corespunde nivelului liniei piezometrice în punctul considerat de pe talpa barajului, măsurat de la nivelul apei din bieful aval.

(4) În stabilirea diagramelor de supresiuni la proiectele noi de construcţii de retenţie se vor avea în vedere rezultatele monitorizarii subpresiunilor de la baraje existente. Unele rezultate din monitorizarea subpresiunilor se prezintă pentru exemplificarea în figurile 7.2 şi 7.3.

(5) În proiectarea construcţiilor de retenţie încadrate în clasele de importanţă I şi II sau categoriile de importanţă A şi B, diagramele de subpresiuni în diversele ipoteze de verificare se determină pe baza spectrului hidrodinamic al infiltraţiilor prin terenul de fundare al construcţiei de retenţie stabilit prin metode numerice de calcul (elemente finite, elemente de graniţǎ etc.) sau pe modele fizice (analogie electro-hidrodinamică) bi- şi tridimensionale.

(6) În fazele preliminare al construcţiilor de retenţie din clasele de importanţă I şi II şi la proiectarea construcţiilor hidrotehnice din clasele III, IV şi V diagrama de subpresiune se stabileşte funcţie de măsurile de etanşare şi drenaj al terenului de fundare, geologia terenului de fundare (discontinuităţile din masa rocii, gradul de interconectare a fisurilor în reţeaua de fisuri, variaţia permeabilitaţii în lung sau transversal pe zonele de forfecare sau pe falii, adâncimea de fundare, calitatea contactului baraj-teren de fundaţie, înǎlţimea construcţiei de retenţie).

17

Fig. 7.2. Diagrame normalizate de subpresiuni măsurate la baraje de greutate şi arcuite din Elveţia

Fig. 7.3. Linii de egală presiune interstiţială măsurate şi calculate în profilul transversal al unui baraj de greutate prevăzut cu voal de etanşare şi reţea de drenaj.

(7) Diagrama de subpresiune se trasează prin interpolări liniare pe baza evaluarii subpresiunilor în puncte caracteristice conform relaţiei:

ps = hav + mi Hd (7.4)

18

unde hav corespunde cu înǎlţimea coloanei de apă din bieful aval faţă de punctul unde se determină ps ; Hd este diferenţa de nivel dintre bieful amonte şi bieful aval; m i – coeficienţi de subpresiune în punctele caracteristice.

(8) Punctele caracteristice cu notaţiile folosite pentru coeficienţii de subpresiune sunt urmatoarele: piciorul amonte (mam), voalul – ecranul de etanşare (m0), primul şir de drenuri (m1), al doilea şir de drenuri (m2), piciorul aval al barajului (mav, în general egal cu 0).

(9) În Tabelul 7.1 şi figura 7.4 se dau coeficienţii de subpresiune (m i) pentru construcţiile de retenţie de clasa I de importanţă şi pentru cele de clasa II cu înalţimi H>50 m fundate pe roci fisurate prevǎzute cu lucrări de impermeabilizare. În cazurile când se dau două valori pentru mi, valoarea de pe primul rând (numărător) corespunde funcţionarii normale a sistemului de etansare-drenaj iar valoarea de pe rândul doi (numitor) situaţiei cu sistem de etanşare deteriorat şi reţea de drenaj colmatată.

(10) În cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie cu inaltimi H 30 m, respectiv de clasele de importanţă III, IV şi V precum şi de clasa de importanţă II, fundate pe terenuri stâncoase nefisurate, de buna calitate, îngropate în terenul de fundare pe o adâncime de minimum 0.10H prevăzute cu măsuri constructive pentru o bună legǎtură pe contactul baraj-fundaţie coeficienţii din Tabelul 7.1 se pot reduce cu maximum 20%.

Tabelul 7.1Tipul de baraj şi măsuri de etanşare-drenaj în terenul de fundare

Coeficienţi de subpresiunemam m0 m1 m2 mav

1.Baraje de greutate şi alte construcţii hidrotehnice masive din beton care crează retenţii 1.1 Fară sisteme de etanşare şi drenaj….

1.00 - - - 0.00

1.2 Cu un singur rând de drenuri 1.00 - - 0.00

1.3 Cu voal (ecran) de etanşare 1.00 - - 0.00

1.4 Cu voal (ecran) de etanşare şi un rând de drenuri

1.00 - 0.00

1.5 Cu voal (ecran) de etanşare şi două rânduri de drenuri

1.00 0.00

19

2. Baraje de greutate cu rosturi lǎrgite, evidate şi cu contraforţi (în axul plotului)

1.00 0.00*

3. Baraje arcuite 1.00-

0.00

4. Baraje de greutate din rolcret (beton cilindrat)

1.00- - - 0.00

* În cazul barajelor evidate şi cu contraforţi la limita aval a capului (plǎcii) amonte.

(11) În cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie cu avantradier legat etanş de construcţia hidrotehnică, diagrama subpresiunilor se determină considerând coeficienţii de supresiune de la punctul 1.1 din tabelul 7.1 şi cu mam deplasat la limita amonte a avantradierului.

Fig. 7.4. Diagrame de subpresiuni pentru condiţii normale de funcţionare a sistemelor de etanşare şi drenaj pentru baraje de greutate clasele de importanţă I şi II în anumite

condiţii: 1 – linia voalului de etanşare, 2 – linia primului rând de drenuri, 3 – linia celui de al doilea rând de drenuri.

(12) În cazul când între corpul barajului deversor şi radierul disipatorului de energie nu se asigura un rost deschis, prin care apa se poate infiltra liber, diagrama de subpresiuni se determină mutând pozitia lui ma =0 de la piciorul aval al barajului în rostul aval următor deschis prin radierul disipatorului sau la limita aval a dispatorului de energie.

(13) În cazul construcţiilor hidrotehnice la care pe o anumita zonă de contact baraj – teren de fundare de la piciorul amonte se produc eforturi de întindere, pe zona respectivă

20

subpresiunea se va considera egală cu valoarea integrală a presiunii hidrostatice din bieful amonte, adică zona respectivă de contact se va considera fisurată.

(14) În cazul drenajului forţat (prin pompaj) se acceptǎ ca în secţiunea forajelor de drenaj pentru grupǎrile fundamentale, subpresiunea sǎ fie egalǎ cu diferenţa de nivel între galeria de drenaj şi talpa fundaţiei barajului cu condiţia monitorizǎrii permanente a funcţionǎrii denajului şi funcţionǎrii sigure a sistemului de pompare care sǎ fie alimentat cu douǎ surse independente de energie.

a) În diagrama de subpresiuni în lungul barajelor de greutate cu drenaj forţat se va considera cǎ în rosturile dintre ploturi subpresiunea staticǎ se mǎsoarǎ de la nivelul apei din bieful aval, iar racordul cu subpresiunea din dreptul galeriei de drenaj se va face cu douǎ ramuri de parabole.

(15) În cazul barajelor cu rosturi lǎrgite, evidate sau cu contraforţi în zona de evidare (cu roca fundaţiei la zi) subpresiunea se va considera egalǎ cu diferenţa între nivelul apei din bieful aval şi cota rocii din zona de evidare. Racordarea pe direcţia longitudinalǎ a barajului cu subpresiunile din axul ploturilor sau contraforţilor se va face cu ramuri de parabole.

7.4. Subpresiuni la ecluze

(1) În cazul ecluzelor amplasate pe canale sau în zone izolate de acţiunea directă a biefurilor amenajării, regimul pânzei subterane este determinat în principal de următoarele niveluri:

a) Nivelul amonte redus. Acest nivel reprezintă nivelul care se stabileste imediat în aval de ecranele impermeabile din fundaţie şi de etanşǎrile laterale prevăzute la capul amonte; în cazul în care nu se dispune rezultatele unor cercetări adecvate, pierderile de sarcină de-a lungul conturului subteran al capului amonte, se pot detrmina prin „metoda coeficienţilor de rezistenţă hidraulică“ pe traseul dintre bieful amonte si bieful aval, respectiv pentru ecluze pe canal între portul de aşteptare amonte şi cel aval, considerând influenţa lucrărilor de etanşare, a eventualelor drenuri etc.

b) nivelul maxim al biefului aval corespunzător regimului hidrologic al cursului râului sau al lacului amenajării din aval.

c) nivelurile de curgere ale debitelor colectate în drenajele laterale realizate în umpluturile ecluzei.

(2) Modelele matematice si fizice de studiu al regimului infiltraţiilor în jurul ecluzelor trebuie să ţină seama de caracterul tridimensional al curgerii şi de condiţiile limită stabilite de nivelurile menţionate mai înainte. Practic se acceptă şi o rezolvare aproximativă pe baza următoarelor prevederi:

a) în lungul ecluzei, curba de depresie se consideră o parabolă Dupuit între ordonata nivelului amonte redus – la care este tangentă – şi nivelul maxim bief aval; la ecluza cu mai multe trepte se va pune condiţia ca această curbă să nu coboare sub nivelurile minime ale apei în camerele adiacente ale ecluzei; de asemenea , curba de depresie se va plafona la cotele platformelor intermediare ale treptelor ecluzei.

21

b) în cazul ecluzelor cu drenuri longitudinale – amplasate deasupra nivelurilor maxime ale biefului (treptei) aval de regulă cu 1,00 – 1,50 m, curba de depresie va fi limitată superior de nivelurile de curgere din drenuri, admiţând următoarele:

i) pantele de curgere din drenuri se acceptă de 0,5 - 0,2%ii) debitele pierdute în limita unei camere a ecluzei duc la ridicarea nivelurilor

pânzei subterane lângă bajoaiere cu circa 0,10 Ha (dar minimum 1m) pentru umpluturi permeabile din terenuri nisipoase controlate si 0,3 - 0,4 Ha pentru umpluturi din argile prăfoase; căderea activă Ha este diferenţa între nivelul apei din sas şi fundul drenajului.

(3) ca situaţie excepţională se va considera blocarea funcţionării drenurilor din umplutură şi ridicarea corespunzătoare a curbei de depresie.

(4) În cazul ecluzelor amplasate în zona de influenţă a biefurilor amenajării, regimul infiltraţiilor în jurul ecluzei se stabileşte în funcţie de poziţia frontului de barare şi a ecranelor de etanşare care limitează acţiunea biefului amonte; pentru ecluzele amplasate în amonte de aceste lucrări se vor lua ca niveluri de calcul cele corespunzătoare biefului amonte. Ecluzele din avalul lucrărilor respective se tratează similar celor izolate de acţiunea directă a biefurilor amenajării.

(5) O situaţie particulară prezintă ecluzele incluse în frontul de retenţie în cazul în care acesta se prelungeşte de la capul aval (sau intermediar) spre capul amonte închizându-se în versant sau în linia digurilor de apărare; lucrările de etanşare în profunzime (voal, ecran) şi cele de drenaj prevăzute la fundaţia barajului se execută în acest caz şi sub sasul ecluzei. Diagramele subpresiunilor pe talpa sasului se determină de regulă prin metode numerice de calcul (elemente finite, elemente de graniţă) sau experimental (analogia electro-hidrodinamică); de asemenea, se poate aplica metoda coeficienţilor de rezistentă hidraulică, considerând mai multe ipoteze de pierderi de presiune de-a lungul conturului subteran, pentru diferite trasee, la o serie de ploturi ale sasului între nivelurile biefurilor amonte şi aval.

(6) În cazul ecluzelor fără radier sau cu radier permeabil, bajoaierele independente - fundate pe rocă de bună calitate şi cu permeabilitate scăzută - suportă pe talpa de fundaţie o diagramă trapezoidală de subpresiuni având ca ordonate: nivelul maxim din sas, respectiv nivelul reglat de drenurile din spatele bajoaierului; calculul presiunilor pe paramentul exterior ecluzei se face ca în cazul ecluzelor cu drenuri longitudinale prezentat mai înainte.

(7) În limita zonei comprimată permanent pe contactul ecluză-teren de fundare, subpresiunile variază liniar, fiind influenţate şi de lucrările de etanşare (voal, ecran), drenaj în fundaţie; în amonte de sistemul de etanşare subpresiunea se consideră constantă şi egală cu nivelurile din bieful amonte.

(8) În partea dinspre paramentul amonte, dacă apar zone de întindere pe contactul

ecluză-teren de fundare se va accepta ipoteza desprinderii construcţiei de pe roca de fundaţie pe toată zona întinsă, iar subpresiunea pe zona de deprindere se va lua constantă cu valoare maximă.

22

(9) Nivelurile de scurtă durată provenind din:a) mişcarea nepermanentă în avanporturi din procesul de ecluzare;b) reglajul zilnic al puterii hidrocentralei;c) eventuale deversări laterale la egalizarea nivelurilor în treptele succesive ale

ecluzei, determină cotele construcţiilor şi ale platformelor, precum şi condiţiile de verificare a stabilităţii şi rezistenţei construcţiilor ecluzei, dar nu se vor putea folosi la determinarea nivelurilor de apă din umplutură; acestea din urmă se vor stabili pe baza nivelurilor relativ de lungă durată provocate de regimul hidrologic al curentului, de modul de exploatare a acumulării şi în general de elementele care definesc mişcarea cu carcter permanent.

(10) Nivelurile pânzei freatice din umpluturile longitudinale ale ecluzei au în general variaţii foarte lente în timpul unei zile; în calcule se admite considerarea unor decalaje – în sens defavorabil – ale nivelurilor apei din ecluză şi cele din umplutură.

7.5. Presiuni din infiltraţia apei prin sistemul construcţie de retenţie din beton – teren de fundare

(1) În cazul unei construcţii hidrotehnice de retenţie din beton în care nu există galerii, sisteme de drenaj, goluri, fisuri, cu rosturile de contracţie etanşe, variaţia presiunii apei din pori în profil transversal se consideră liniară de la valoarea integrală a presiunii hidrostatice de pe paramentul amonte la valoarea integrală a presiunii hidrostatice de pe paramentul aval, care este nulă în punctele situate deasupra nivelului apei din bieful aval.

(2) În cazul când în corpul construcţiei hidrotehnice de retenţie există puţuri sau galerii de drenaj, galerii, caverne sau alte goluri, presiunile apei din pori se determină pe baza spectrului hidrodinamic al infiltraţiei.

(3) Rosturile şi fisurile din corpul construcţiilor hidrotehnice de retenţie se consideră închise în zonele comprimate şi deschise în zonele unde se produc eforturi la întindere în secţiuni normale pe planul lor. Presiunea din infiltraţia apei în rosturile şi fisurile închise (comprimate) se consideră că variază liniar, similar cu presiunea apei din pori. Presiunea din infiltraţia apei în rosturile şi fisurile deschise se consideră constantă şi egală cu valoarea integrală a presiunii hidrostatice de la parament.

7.6. Presiuni hidrodinamice pe deversoare

(1) Presiunea hidrodinamică asupra profilului deversant se manifestă în timpul descărcării apelor peste ploturile deversante ale barajelor şi este o acţiune temporară variabilă de scurtă durată (V), când debitul evacuat corespunde condiţiilor normale de exploatare, respectiv o acţiune excepţională (E), când debitul evacuat corespunde condiţiilor speciale de exploatare.

23

(2) În cazul barajelor deversoare de clase de importanţă I şi II sau categorii de importanţă A şi B presiunile hidrodinamice pe deversoare la evacuarea apelor mari se determină pe bază de calcule hidraulice sau de experimentări în laboratoare pe modele fizice.

(3) În cazul barajelor deversoare de clase de importanţă III, IV şi V, presiunilehidrodinamice se determină prin calcule hidraulice şi prin analogie cu măsurători la deversoare similare aflate în exploatare.

(4) În cazul profilelor deversoare cu curgere liberă (fără stavile) presiunea hidrostatică pe paramentul amonte se va corecta luând în consideraţie efectele hidrodinamice ale curgerii.

a) Rezultanta acestor presiuni (Phd) are forma:

Phd = (7.5)

unde H este adâncimea apei în bieful amonte, măsurată de la nivelul apei în lacul de acumulare până la cota piciorului amonte al barajului, respectiv până la planul de alunecare (la limita ecranului de etanşare) în cazul când verificarea la alunecare a barajului se face pe o suprafaţă din terenul de fundare; hl înǎlţimea lamei deversante; m – coeficient de debit al deversorului.

(5) În cazul barajelor de înălţimi mici şi mijlocii (Hb< 30 m) cu lame deversante avândînălţimi hl > 0.3 Hb, efectele hidrodinamice ale curgerii peste deversoare sunt importante şi se vor face verificări ale stabilităţii la alunecare a barajului în această ipoteză.

(6) Forţa hidrodinamică pe 1 ml în lungul deversorului în zona cilindrică de racord a barajului cu disipatorul se determină conform teoriei impulsului cu relaţia:

Fr= q v (kN/ml) (7.6)

unde este densitatea apei în tone/m3 , q – debitul specific deversat în m3/s.ml şi v – viteza apei în sectiune m/s.

(7) Componentele rezultantei Fr pe direcţiile orizontală şi verticală sunt următoarele:

Fr,v = Fr şi Fr,o = Fr (7.7)

unde θ este unghiul paramentului aval cu orizontala.

24

(8) Presiunile hidrodinamice care acţionează pe radierele disipatoarelor de tip bazin fără obstacole în calea curgerii se determină acceptănd o variaţie liniară a presiunilor de la valoarea minimă (h2-hd) în dreptul adâncimii contractate la valoarea maximă la o distanţă pe orizontală de 7 h2 faţă de secţiunea adâncimii contractate.

hd = 0.85 (7.8)

unde hc este adâncimea contractată, h2 – adâncimea în bieful aval, h// - adâncimea conjugatǎ, p – înălţimea deversorului (diferenţa între cota crestei deversorului şi cota radierului disipatorului).

(9) În cazul unor baraje de clase de importanţă I şi II prevăzute cu disipatoare cu obstacole în calea curgerii sau cu geometrii mai complicate, presiunile hidrodinamice se vor determina prin calcule cu metode numerice (elemente finite, elemente de graniţă etc) sau prin experimentări în laboratoare pe modele fizice.

Cap. 8. Împingerea pământului

8.1 Generalitǎţi

(1) Împingerea pământului este o acţiune temporară cvasipermanentă (C) care acţionează pe baraje şi alte construcţii din frontul barat, ecluze, ziduri de sprijin etc.

(2) În general următoarele acţiuni se încadrează la împingerea pământului:a) împingerea activă a pământului, inclusiv suprasarcina;b) împingerea activă a aluviunilor depuse în lacul de acumulare;c) presiunea pământului în stare de repaus asupra pereţilor construcţiilor

hidrotehnice;d) împingerea pasivă a pământului, reacţiune generată de eventuale

deformaţii/deplasări semnificative ale construcţiilor hidrotehnice.

(3) În cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie subterane (galerii de golire, tunele de acces, galerii de drenaj etc.) acţiunea masivului de rocă asupra construcţiilor se numeşte împingerea muntelui.

(4) În evaluarea împingerii pământului se va ţine seama de poziţia terenurilor în raport cu nivelul apei.

a) în cazul terenurilor situate deasupra nivelului apei, împingerea pământului se determină considerând în calcul greutatea volumică a terenului cu umiditate naturală.

b) în cazul terenurilor situate sub nivelul apei, împingerea pământului se determină considerând în calcul greutatea volumică a terenului submersat şi presiunea integrală a apei.

25

(5) Împingerea pământului se determină având în vedere condiţiile specifice de lucru a construcţiei hidrotehnice de retenţie şi categoria de stare limită la care se face calculul.

(6) În calculele de stabilitate generală a construcţiei hidrotehnice de retenţie, terenul se consideră în stadiul de echilibru limită – stare limită ultimă – (împingerea pământului se transmite pe suprafaţa de calcul).

(7) În calculele de rezistenţă, deplasări şi deformaţii, pământul se consideră în stadiul de eforturi dinainte de stadiul de echilibru limită. În cazul deformaţiilor suficient de mari pentru trecerea terenului în stadiul de echilibru limită – corespunzător acestui stadiu împingerea pământului se transmite direct pe suprafaţa de contact a terenului cu construcţia.

(8) Suprafaţa considerată în calcule corespunde cu suprafaţa laterală plană a construcţiei la contactul cu pământul sau o suprafaţă convenţională în interiorul terenului (în cazul în care suprafaţa de contact nu este plană sau între construcţie şi pământ există un element de descărcare).

a) în cazul în care între paramentul construcţiei şi pământ este prevăzut un dren de piatră spartă, se consideră că împingerea pământului se transmite pe suprafaţa de separaţie dintre dren şi pământ.

b) în cazul în care suprafaţa de calcul pe care acţionează împingerea pământului trece prin pământ şi nu coincide în totalitate cu paramentul construcţiei hidrotehnice, împingerea pământului trebuie determinată pentru mai multe suprafeţe de calcul, iar la verificarea construcţiei hidrotehnice trebuie luată suprafaţa de calcul şi valoarea împingerii pământului cele mai dezavantajoase pentru starea limită analizată.

(9) Valorile limită ale împingerii pământului, corespunzătoare stadiului de apariţie a suprafeţei de alunecare se stabilesc după metoda echilibrului limită luând în consideraţie, de regulă, atât frecarea cât şi coeziunea pământului pe suprafaţa de alunecare.

(10) Caracteristicile geotehnice ale pământului necesare evaluării împingerii pământului sunt următoarele:

a) greutatea volumică a pămîntului (kN/m3)b) parametrii rezistenţei la forfecare;

unghiul de frecare interioară (0)coeziunea c (kPa)

c) modulul de compresibilitate K (kPa)d) coeficientul Poisson

(11) În calculele de verificare a stabilităţii generale sau de verificare a rezistenţei, deplasărilor sau deformaţiilor construcţiilor hidrotehnice de retenţie se vor considera valorile caracteristice ale parametrilor geotehnici (valorile medii ale datelor experimentale obţinute pe baza unui număr de încercări în conformitate cu reglementările specifice).

26

8.2. Împingerea activă a pământului

(1) Împingerea activă a pământului este acţiunea (presiunea) pe care o dezvoltă pământul asupra paramentelor (pereţilor) construcţiilor hidrotehnice cu tendinţa de a deplasa sau de a răsturna construcţia hidrotehnică.

(2) Împingerea activă a pământului se determină pe baza teoriei echilibrului la limită a maselor de pământ.

(3) Construcţiile hidrotehnice de retenţie trebuie să îndeplinească condiţiile de stabilitate generală, adică să poată prelua împingerea pământului la valoarea maximă pe care o poate dezvolta masivul de pământ în stare de echilibru limită.

(4) În determinarea valorii maxime a împingerii active a pământului se vor considera parametrii rezistenţei de forfecare ai pământului: unghi de frecare interioară () şi coeziunea (c).

Fig. 8.1 Diagrama împingerii active a pământului pe un parament vertical şi umplutură orizontală fără coeziune (modelul Rankine).

(5) Împingerea activă a pământului pe orizontală (pah, Eah) şi verticală (pav, Eav) în cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie cu parament (perete) vertical, umplutură orizontală fără coeziune (c=0), suprasarcină (q 0) şi cu neglijarea frecării pe suprafaţa de calcul (împingere normală pe parament) se determină cu relaţiile Rankine(fig. 8.1) :

pa,h = pa,v = 0

Ea,h = (8-1)

Ea,v = 0

27

(6) Împingerea activă a pământului pe orizontală (pah, Eah) şi verticală (pav, Eav) în cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie cu parament (perete) vertical, umplutură orizontală cu coeziune (c 0), suprasarcină (q 0) şi cu neglijarea frecării pe suprafaţa de calcul se determină cu relaţiile Rankine(fig. 8.2):

a) pe tronsonul

pah = 0pav = 0

b) pe tronsonul

(8-2)pah = pav = 0

Eah =

Fig. 8.2 Diagrama împingerii active a pământului pe un parament vertical şi umplutură orizontală cu coeziune (modelul Rankine).

(7) Pentru alte situaţii de calcul a împingerii active a pămâtului diferite de cele prezentate mai înainte se vor aplica relaţiile din Eurocod 7 „Proiectarea geotehnică ”

8.3. Împingerea activă a aluviunilor

(1) Împingerea activă a aluviunilor este produsă de depunerile de sedimente în lacurile de acumulare în vecinătatea paramentului amonte al construcţiilor de retenţie.

28

(2) În general, sedimentele în lacurile de acumulare se depun în mod uniform în straturi orizontale şi fără coeziune. Presiunea activă a aluviunilor depuse asupra construcţiilor hidrotehnice cu parament aproape vertical se determină cu relaţia Rankine:

(8-3)

unde este greutatea volumică a aluviunilor în stare submersată, y - adâncimea punctului pe paramentul construcţiei hidrotehnice măsurată de la suprafaţa depunerilor aluvionare.

(3) În cazul depunerilor neconsolidate, din materiale fine, argiloase în lacurile de acumulare adânci, unghiul de frecare interioară ( ) se apropie de 0 şi relaţia (8-1) devine:

(8-4)

(4) Grosimea straturilor de sedimente din lacurile de acumulare se stabileşte pe baza caracteristicilor geotehnice şi a debitelor solide transportate de cursurile de apă, prin calcule de prognoză a colmatării lacului de acumulare.

(5) Grosimea maximă a depunerilor se stabileşte în funcţie de durata de viaţă fizică a construcţiei hidrotehnice de retenţie, considerând şi măsurile de decolmatare a lacului de acumulare prevăzute în proiect.

8.4. Împingerea pământului în stare de repaus

(1) Împingerea pământului în stare de repaus (echilibru) corespunde cu presiunea pe care o dezvoltă pământul asupra paramentelor (pereţilor) construcţiilor hidrotehnice înainte de a se ajunge la starea de echilibru limită.

a) această împingere exercită presiuni pe paramentul (peretele) construcţiei hidrotehnice cu tendinţa de a o deplasa pe talpa de fundaţie sau de a o răsturna.

(2) Împingerea pământului în stare de repaus (pe,h) asupra construcţiilor hidrotehnice rigide cu parament (perete) vertical sau aproape vertical se calculează cu relaţia :

(8-5)

unde este coeficientul Poisson iar ceilalţi parametri au fost explicitaţi mai înainte.

(3) În cazul când la suprafaţa terenului se consideră o suprasarcină uniform distribuită (q) împingerea pământului în stare de repaus (pe,h) asupra paramentului vertical rigid al construcţiei hidrotehnice de retenţie se determină cu relaţia :

29

pe,h = ( (8-6)

8.5 Presiunea reactivă a pământului

(1) Presiunea reactivă a pământului apare la zidurile de sprijin, bajoaierele ecluzelor şi la alte construcţii hidrotehnice ca urmare a deformaţiilor acestor construcţii în sensul către umplutura de pământ produse de presiunea apei din camera ecluzei, variaţiile de temperatură etc.

a) Această presiune se consideră în calcul simultan cu împingerea pământului în stare de repaus suma împingerii pământului în stare de repaus şi a presiunii reactive a pământului se limitează la valoarea împingerii pasive a pamântului.

(2) Presiunea reactivă a pământului pe o suprafaţă de calcul verticală produsă prin deplasarea paramentului (peretelui) construcţiei către umplutura de pământ orizontală se determină cu relaţia:

Pr,h =

(8-7)unde y este ordonata punctului măsurată de la suprafaţa pamântului; H – înălţimea umpluturii; E – modulul de deformaţie liniara; K = 2 kN/m3; s – deplasarea pe orizontală a paramentului la adâncimea y.

8.6 Împingerea pasivă a pǎmântului

(1) Împingerea pasivă a pamântului este reacţiunea pe care o dezvoltă pamântul pe paramentul (peretele) unei construcţii hidrotehnice sub acţiunea acestei construcţii, atunci când ea se deformează către umplutura de pamânt.

(2) Împingerea pasivă a pamântului se ia în consideraţie numai când există certitudine că construcţia se deplasează sau se deformează suficient astfel ca să mobilizeze pământul pentru ca acesta să poată răspunde cu o reacţiune, împingerea pasivă a pǎmântului.

(3) În general, împingerea pasivă a pǎmântului nu se ia în consideraţie încazul construcţiilor hidrotehnice care au o adăncime de încastrare în terenul de fundaţie mai mică de 5 m.

(4) Împingerea pasivă a pamântului se determină pe baza teoriei echilibrului limită a maselor de pământ.

(5) În vederea asigurării stabilităţii generale a construcţiei hidrotehnice, în calcule se ia în consideraţie valoarea minimă a reacţiunii pe care o poate dezvolta pământul în stare de echilibru limită, după ce a fost atinsă această stare, respectiv după producerea tuturor deformaţiilor necesare mobilizării terenului. Dacă aceste deformaţii nu s-au

30

produs, împingerea pasivă a pământului nu a fost mobilizată şi ca urmare valoarea acesteia este zero.

(6) Împingerea pasivă a pământului pe orizontală (pp,h , Ep,h) şi verticală (pp,v, Ep,v) în cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie cu parament (perete) vertical, umplutură orizontală fără coeziune (c=0), suprasarcină (q 0) şi cu neglijarea frecării pe suprafaţa de calcul (împingere normală pe parament) se determină cu relaţiile (fig. 8.3):

Pp,h = Pp,v = 0

Ep,h = (8-8)

Ep,v = 0

Fig. 8.3 Diagrama împingerii pasive a pământului pe un parament vertical şi umplutură orizontală fără coeziune.

31

Fig. 8.4 Diagrama împingerii pasive a pământului pe un parament vertical şi umplutură orizontală cu coeziune.

(7) Împingerea pasivă a pământului pe orizontală (pp,h , Ep,h) şi verticală (pp,v, Ep,v) în cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie cu parament (perete) vertical, umplutură orizontală cu coeziune (c 0), suprasarcină (q 0) şi cu neglijarea frecării pe suprafaţa de calcul se determină cu relaţiile (fig. 8.4).

Pp,h = Pp,v = 0

Ep,h = (8-9)

Ep,v = 0

(8) Pentru alte situaţii de calcul a împingerii pasive a pământului diferite de cele prezentate mai înainte se vor aplica relaţiile din Eurocod 7 „Proiectarea geotehnică”.

Cap.9. Acţiunea valurilor produse de vînt

9.1. Generalităţi

(1) Valurile se formează datorită acţiunii prelungite a vântului (circa 6 ore) în lacurile de acumulare, în canale sau pe cursurile de apă. Valurile pe lângă efectul de eroziune a suprafeţelor cu care vin în contact produc încărcări pulsatorii (presiuni-depresiuni) orientate perpendicular pe paramentul amonte al barajelor care se suprapun peste presiunile hidrostatice. Aceste încărcări sunt relativ puţin importante pentru barajele

32

înalte, dar importanţa lor creşte pentru barajele de înălţimi mai mici sau pentru calculul stavilelor de coronament.

(2) Presiunea valurilor este o încărcare temporară variabilă (V) dacă se determină pentru viteza medie multianuală a vântului şi o încărcare excepţională (E) dacă se determină pentru viteza maximă multianuală a vântului.

(3) În evaluarea acţiunii valurilor produse de vânt se au în vedere următoarele elemente ale valului (fig. 9.1).

Fig. 9.1 Mărimi caracteristice şi de calcul al valurilor.

a) Elementele valurilor:h – înălţimea medie a valului, măsurată de la baza valului la creasta valului (m);

- lungimea medie de undă a valului, măsurată din crestă în creastă (m);Tv – perioada medie a valului (s);

- frecvenţa circulară medie a valului (rad/s) ;

- supraînǎlţarea medie a crestei valului deasupra nivelului de calcul

al retenţiei (m);

- coborârea medie a suprafeţei libere a valului sub nivelul de calcul al

retenţiei (m);ho – supraînălţarea oglinzii apei liniştite datorită aerării produse de vânt;Hcrit – adâncimea criticǎ a apei la care începe disiparea valului (m);Hdef – adâncimea apei la care începe deferlarea valului pe plajă (m).

b) Elementele valurilor se calculează în funcţie de următorii parametri:v – viteza de calcul a vântului pe direcţia de formare a valului (m/s), stabilită

pe baza măsurătorilor şi înregistrărilor pe un şir de cel puţin 25 de ani şireduse la înălţimea de 10 m deasupra nivelului oglinzii apei lacului deacumulare;D – lungimea de formare a valului sau lungimea liberă de bătaie a vântului la

33

oglinda apei din lac în metri (fetch); Dmax/Dmin - raportul dintre lungimea maximă şi lungimea minimă de formare a valului;

tv – durata acţiunii neîntrerupte a vântului, de regulă 6 ore;H – adâncimea apei în zona de calcul a înălţimii valului (m) ;g – acceleraţia gravitaţiei (m/s2).

(4) Lacurile de acumulare în funcţie de adâncimea apei au sau nu au influenţă asupra caracteristicilor valurilor.

(5) În zona de adâncime mare a lacurilor H > ½ λv fundul lacului nu influenţează asupra caracteristicilor valurilor.

(6) În zona de adâncime micǎ a lacurilor Hcrit<H< ½ λv fundul lacului are influenţă asupra caracteristicilor valurilor.

(7) Zona de disipare a energiei valurilor se încadrează în limitele Hdef H < Hcrit.

(8) Zona de deferlare (pe plajă) H < Hdef se caracterizează prin deferlarea periodică a valurilor pe mal, disipându-şi astfel integral energia.

Fig. 9.2 Diagramă pentru determinarea lui Hcrit.

(9) Hcrit este adâncimea critică, de la care începe spargerea valului fără refracţie, care se stabileşte în funcţie de panta fundului lacului (1:m) şi elementele valului în zona de adâncime mare (hv, Tv, ). Hcrit poate fi determinat conform diagramei din figura 9.2.

(10) Adâncimea apei la care se încheie spargerea valurilor Hdef se stabileşte în funcţie de panta fundului acumulării (1:m) şi numărul de spargeri ale valurilor (n = 2, 3, 4), conform relaţiei:

Hdef = (9.1)

34

unde coeficientul este dat în Tabelul 9.1.Tabelul 9.1

Panta fundului lacului1 : m

n

1 : 1001 : 671 : 501 : 401 : 301 : 301 : 251 : 221 : 20

433332222

0.4250.4000.3140.2500.2050.4200.4000.3700.350

9.2 Acţiunea valurilor asupra construcţiilor hidrotehnice cu parament cvasivertical

(1) În cazul valurilor formate în zona de adâncime mare a lacului (H 0.5 ), înălţimea medie a valului (h) şi perioada lui medie (Tv) se determină conform diagramei din figura 9.3 . Astfel parametrii gh/v2 şi gTv/v (h în m, Tv în secunde) se determină în funcţie de gD/v2 şi gh/v2 (unde v este viteza vântului, în m/s; D – lungimea liberă de bătaie a vântului la oglinda apei în m (fetch); H – adâncimea lacului în zona de calcul a înălţimii valului în m; g – acceleraţia gravitaţiei, m/s2).

(2) Lungimea de undă medie a valului ( ) se determină funcţie de perioada medie a valului (Tv) cu relaţia:

= 1,56 (9.2)

(3) Supraînălţarea liniei medii a valului faţă de nivelul normal al oglinzii apei liniştite (ho) se determină cu relaţia:

h0 = 2 10-6 m (9.3)unde este unghiul format între axul longitudinal al lacului şi direcţia vântului, celelalte notaţii fiind explicitate mai înainte.

35

Fig. 9.3 Diagramă pentru determinarea elementelor valurilor de vânt în zone cu adâncimi mari din lacurile de acumulare ( H ≥ 0.5lv ).

(4) Caracteristicile vântului se stabilesc prin prelucrări statistice a măsurătorilor din amplasament întinse pe o durată de minimum 25 de ani.

(5) Viteza de calcul a vântului, în relaţiile de mai înainte, se ia la înălţimea de 10 m deasupra nivelului apei şi se determină cu formula:

v = kz . vz (9.4)

în care: vz este viteza vântului măsurată la înălţimea z, iar coeficientul de corecţie kz = 1,1 când z = 5 m; 1,0 când z = 10 m şi 0,9 când z 20 m. Pentru valori intermediare ale lui z, coeficientul kz se poate calcula prin interpolare liniară.

(6) În stabilirea elementelor valului (înălţimea medie, perioada medie, lungimea de undă medie, supraînălţarea liniei medii a valului) probabilităţile anuale de depăşire ale vitezei maxime a vântului se aleg în funcţie de clasa de importanţă a construcţiei astfel: p = 2 % pentru construcţii de clasele I şi II (p = 1% numai în cazuri speciale, justificate) şi p = 4% pentru construcţii de clasele III şi IV.

(7) Înălţimea medie a valului de calcul cu probabilitatea anuală de depăşire p% () se determină cu formula:

= kih (9.5)

unde coeficientul ki se determină din diagrama din figura 9.4 în funcţie de raportul gD/v2.

36

Fig. 9.4 Diagramă pentru determinarea înălţimii valului cu probabilitatea anuală de depăşire p%.

(8) Supraînălţarea medie a crestei valului deasupra nivelului de calcul al apei liniştite (hv) cu probabilitatea anuală de depăşire p% se determină în funcţie de înălţimea medie a valului având aceeaşi probabilitate şi perioada medie a valului Tv. În ipoteza H>0,5 , se utilizează diagrama din figura 9.5, în care se reprezintă corelaţia între

hv p%/ şi /g .

Fig. 9.5 Diagramă pentru determinarea supraînălţării medii a crestei valului cu probabilitatea anuală de depăşire p% deasupra nivelului apei liniştite.

(9) În alte cazuri decât cele prezentate mai înainte, stabilirea caracteristicilor valului se va face în conformitate cu prevederile actelor normative pentru determinarea elementelor valurilor datorită acţiunii vântului, aplicabile, în vigoare.

37

Fig. 9.6 Diagrame de presiuni (depresiuni) din valuri pe baraje cu parament amonte vertical: a – faza de compresiuni, b – faza de depresiuni.

(10) În zona paramentului amonte al barajului se produc periodic în timp supraînălţări, respectiv coborâri ale nivelului liber al valurilor ( ), care se pot determina cu următoarea relaţie aplicabilă pentru paramente verticale şi H 0.5 (fig. 9.6)

(9.6)

(11) Relaţia (9.6) serveşte pentru determinarea supraînălţării maxime ( ) şi coborârii maxime (hi max) a nivelului liber al valului la parament faţă de nivelul apei liniştite. Supraînălţarea suprafeţei libere a valului ( ) pentru care încărcările din val pe parament sunt maxime se obţine atunci când:

(9.7)

(12) Presiunile din val sub cota oglinzii apei liniştite din lac sau sub cota suprafeţei libere a valului când acesta se află sub cota oglinzii apei liniştite se determină cu relaţia (fig. 9.6 b):

38

(9.8)

(13) În cazul când cota suprafeţei libere a valului se află deasupra cotei oglinzii apei liniştite, presiunile din val sunt pozitive şi se determină cu expresiile:

p ( ) = 0 pentru z = p0 = p(z) pentru z = 0 (9.9)

(14) În cazul când cota suprafeţei libere a valului se află sub cota oglinzii apei liniştite, încărcările din val sunt depresiuni (presiuni negative) şi se determină cu expresiile:

p0 = 0 pentru z = 0 p( ) = p(z) pentru = z (9.10)

(15) Relaţiile 9.6...9.10 se folosesc pentru calculul presiunilor din val în diverse puncte pe paramentul amonte al barajului şi la momente caracteristice. Prin integrarea diagramelor astfel obţinute se determină forţele pulsatorii din valuri care solicită barajul.

Fig. 9.7 Diagrame de presiuni şi subpresiuni produse de acţiunea valurilor pe paramentul vertical al unei construcţii hidrotehnice de retenţie.

39

(16) În zonele de adâncime mică a lacului (H ) (fig. 9.7) valoarea maximă

a rezultantei presiunilor produse de valuri pe paramentul vertical al construcţiei de retenţie se calculează prin integrarea diagramei trasate cu valorile din Tabelul 9.2

Tabelul 9.2Numărul punctului

(vezi fig. 9.7)z

(m) p (kPa)1

2

3

4

5

-

0.00

0.25 H

0.50 H

1.00 H

= 0

Valorile coeficienţilor K2...K5 se determină din figura 9.8.

40

Fig. 9.8 Diagrame de determinare a coeficienţilor K2…Ks din relaţiile de calcul a presiunilor şi subpresiunilor produse de valuri pe paramentul vertical al construcţiilor

hidrotehnice de retenţie în zone de lacuri cu adâncime mică ( H < 1/2lv ).

(17) Presiunile valorilor p (în kPa) care se sparg pe paramentul vertical al construcţiei de retenţie în zonele de adâncime mică a lacului se determină funcţie de adâncimea z a punctului unde se calculează, faţă de nivelul oglinzii apei conform relaţiilor (vezi fig. 9.7):

z1 = - hv p1 = 0z2 = 0 p2 = 1.5 hv (9.11)

z5 = H p5 =

(18) Subpresiunea pe talpa de fundaţie şi presiunea din corpul construcţiei de retenţie produsă de presiunea valurilor se consideră că variază liniar de la valoarea presiunii pe paramentul amonte la valoarea 0 pe paramentul aval al construcţiei.

41

9.3 Actiunea valurilor asupra construcţiilor hidrotehnice cu pante dulci

Fig. 9.9 Diagrama presiunilor maxime a valurilor deferlate pe taluzuri protejate cu peree de beton (beton armat ).

(1) Diagrama presiunilor valurilor deferlate pe taluzurile cu pante cuprinse în

limitele protejate cu peree din dale de beton (beton armat) se calculează

conform parametrilor din figura 9.9.

(2) Valoarea presiunii maxime a valurilor deferlate pe taluz (p2) în kPa se determină cu relaţia:

(9.12)

unde este presiunea relativă maximă a valurilor deferlate pe taluz în punctul 2 (fig. 9.9) care se stabileşte funcţie de înălţimea de deferlare a valului pe taluz hdef conform Tabelului 9.3.

Kpt – coeficient funcţie de panta taluzului (1 : m), lungimea medie de undă a valului ( ) şi înălţimea valului (hv) conform relaţiei :

Kpt = 0.85 + 4.8 + m (0.028 – 1.15 ) (9.13)

Kpv – coeficient funcţie de raportul , în conformitate cu Tabelul 9.4.

42

Tabelul 9.3Înălţimea de deferlare a valului pe taluz

hdef , m0,51,01,52,02,53,03,54,0

3,72,02,32,11,91,81,751,7

Tabelul 9.4kpv

1015202535

1,001,151,301,351,48

(3) Adâncimea punctului 2, (fig. 9.9) în care presiunea valurilor deferlate este maximă, z2 (m), măsurată de la nivelul de calcul al acumulării, se stabileşte cu ajutorul formulei :

z2 = (9-14)

A şi B sunt parametri care se stabilesc cu relaţia :

A = ,

(9.15)

B = (9.16)

(4) Punctul 3, până la care se urcă valul deferlat, pentru care p3 = 0, corespunde înălţimii valului deferlat pe taluz, coordonata z 3 a punctului fiind:

z3 = - hv

43

(5) În zonele de pe taluz învecinate punctului 2 de presiune maximă, presiunea valurilor deferlate pe taluz scade. Astfel, la distanţele li, măsurate pe taluz faţă de punctul 2, se acceptă următoarele presiuni pe pereu :

l1 = 0,0125 La

} p1 = p3 = 0,4 p2

(9.17)l3 = 0,0265 La

l2 = 0,0325 La

} p2 = p4 = 0,1 p2

(9.18)l4 = 0,0675 La

unde La = (m) (9.19)

(6) Subpresiunile p3 (kPa), datorită acţiunii deferlării valurilor pe taluzuri protejate cu plăci de beton, se determină pentru fiecare placă (fig. 9.10) cu formula:

ps = kpt . kpv . (9.20) unde coeficienţii kpt şi kpv au fost explicitaţi mai înainte iar este subpresiunea relativă asupra plăcilor datorită deferlării valurilor pe taluz (fig. 9.10).

(7) Subpresiunea se stabileşte în funcţie de raportul Bpl/ , în care Bpl este lăţimea în metri a plăcilor, considerată pe direcţia liniei de cea mai mare pantă a taluzului, iar este lungimea medie de undă a valului, şi de raportul x/ , unde x este distanţa de la rostul inferior al plăcii până la punctul corespunzător nivelului de calcul al acumulării măsurată în metri, iar - lungimea medie de undă a valului.

Fig. 9.10 Diagramă pentru determinarea subpresiunilor produse de valurile deferlate pe taluzuri protejate cu peree de beton (beton armat).

44

(8) Subpresiunea pe o fâşie de placă, considerată pe direcţia liniei de cea mai mare pantă a taluzului, lată de 1 m, se calculează cu relaţia :

PS = Bpl . pS (kN/m) (9.21)

(9) În cazul unor construcţii de importanţă deosebită, precum şi în cazul unor taluzuri cu berme şi ruperi de pante, se recomandă ca încărcările din acţiunea valurilor să se stabilească pe bază de încercări de laborator.

Cap. 10. Acţiunea gheţii

10.1. Elemente generale

(1) Acţiunea gheţii este o încărcare temporară variabilă de scurtă durată (V) când se calculează pentru grosimea medie multianuală a stratului de ghiaţă şi o încărcare excepţională (E) când în calcul se consideră grosimea maximă multianuală.

(2) Acţiunea gheţii asupra construcţiilor hidrotehnice de retenţie şi a construcţiilor hidrotehnice în general se manifestă sub următoarele forme:

a) împingerea statică din cauza împiedicării dilatării termice a stratului de ghiaţă la creşteri rapide a temperaturii aerului;

b) împingerea dinamică a sloiurilor de ghiaţă târâte de vânt;c) împingerea statică a zăpoarelor formate din îngrămădirea sloiurilor de ghiaţă

în plutire sub acţiunea curentului de apă şi vântului;d) acţiunea gheţii prinse de elemente structurale din construcţie şi supusă

variaţiilor de nivel în lacul de acumulare.

(3) În proiectarea construcţiilor hidrotehnice de retenţie încadrate în clasa de importanţă I, acţiunea gheţii se va evalua pe baza observaţiilor din amplasament asupra formării şi deplasării sloiurilor de ghiaţă, a grosimii straturilor de ghiaţă, a variaţiilor de temperatură pe perioade scurte, a vitezei şi direcţiei vântului.

(4) În celelalte cazuri rata de creştere a grosimii stratului de ghiaţă poate fi estimată cu următoarea ecuaţie, numită şi metoda grade x zi:

h = (10.1)

unde h este grosimea stratului de ghiaţă în metri ; - coeficient de pondere în m/(grade x zile de îngheţ)1/2; S - numărul de grade x zile de îngheţ.

(5) Coeficientul depinde de condiţiile climatice locale şi este de circa 0.03 m/(grade x zile de îngheţ)1/2.

45

(6) Relaţia 10.1 este valabilă când nu există zăpadă pe stratul de ghiaţă. Flotabilitatea gheţii fiind relativ redusă (densitatea gheţii = 920 kg/m3) şi stratul de ghiaţă având fisuri, de obicei un strat subţire de zăpadă va submersa stratul de ghiaţă, apa se va amesteca cu zăpada producând aşa numita ghiaţă de zăpadă. Acest fenomen se poate produce de mai multe ori pe durata iernii creind un strat de ghiaţă cu pronunţat caracter anizotropic. În aceste situaţii evaluarea grosimii stratului de ghiaţă se va face pe bază de observaţii în zonă.

10.2. Împingerea statică din cauza împiedicării dilatării termice

(1) În cazul structurilor rigide, lungi şi a ipotezelor conservative că stratul de ghiaţă nu este fisurat şi este integral încastrat pe contur de maluri şi structuri perfect rigide, împingerea statică pe metru liniar din împiedicarea dilatării termice a stratului de ghiaţă se determină cu relaţia :

p = 160 (1 – 0.053 ) h1/2 (kN/ml) (10.2)unde p este împingerea termică maximă pe unitatea de lungime (kN/ml), - temperatura iniţială la suprafaţa gheţii (oC) şi h – grosimea stratului de ghiaţă (m).

(2) Relaţia (10.2) poate fi aplicată în ipoteza rezonabilă că temperatura la interfaţa zăpadă-ghiaţă poate creşte în primăvară de la -100C la 00C pe o perioadă critică de câteva zile, sub forma:

p = 245 h1/2 (kN/ml) (10.3)(3) În Tabelul 10-1, se prezintă pentru orientare valorile împingerii termice ale

stratului de ghiaţă în kN/ml, uzual folosite în mai multe ţări (grosimea h a stratului de ghiaţǎ în metri). Tabelul 10-1

Canadaşi S.U.A.

După Acres (1970)După Drowin (1970)După Michel (1970)După Carter (1990) pe structuri rigide, lungi

250 h(150...300) h(150...220) h

250 Rusia

(Fosta U.R.S.S.)După Starosolsky (1970)Regiunea SiberieiRegiunea PetrogradRegiunea Caucaz

300 h200 h150 h

Norvegia După Starosolsky (1970) 90 h Suedia După Starosolsky (1970) 200 h Japonia După Yamoaka et al (1988) 250 hChina După Xu Bomeng (1988) 300 h

h – este grosimea maximă a stratului de ghiaţă în m.

46

(4) În cazul structurilor semirigide, acceptând unele fisuri în stratul de ghiaţă şi o anumită flexibilitate a malurilor şi structurilor care conturează stratul de ghiaţă, împingerea statică în kN/ml se calculează cu relaţia:

p = 245 c h1/2 (kN/ml) (10-4)unde c este un coeficient de corecţie egal cu 0.50 când stratul de ghiaţă nu este perfect încastrat astfel încât forţele decalate din partea mai adâncă a stratului compensează expansiunea din partea superioară.

(5) Împingerea statică a stratului de ghiaţă pe structuri înguste se calculează cu relaţia:

p = 245 c h1/2 (kN/ml) (10-5)

= 1 +

unde p este împingerea termică pe unitatea de lungime (kN/ml)c = 0.5

- factor de corecţie 2.57B – lărgimea structurii (m)h – grosimea gheţii (m)

10.3 Încărcări din impactul sloiurilor târâte de vânt şi curenţi

(1) Forţa maximă de impact (încărcare dinamică) exercitată de un sloi de ghiaţă după coliziunea cu structura corespunde în general cu forţa de spargere prin fisurare (strivire) a sloiului prin încovoiere, lunecare, compresiune sau ondulare. Producerea unuia din mecanismele menţionate mai înainte depinde de geometria suprafeţei de contact, proprietăţile gheţii şi coeficientul de frecare între ghiaţă şi structură.

(2) În absenţa unor date din observaţii în natură, punctul de aplicare al forţelor dinamice de impact se consideră la limita treimii superioare a grosimii sloiului. Grosimea sloiului de ghiaţă se consideră de minimum 80% din grosimea stratului de ghiaţă cu perioadă de revenire de 1 la 100 de ani.

(3) Studiile teoretice şi observaţiile în natură arată că strivirea sloiului se produce în două etape. Iniţial apar fisuri radiate de la zona de impact şi apoi aria afectată de fisuri se extinde producând descompunerea (spargerea) sloiului. Forţa de spargere a sloiului pe o arie elementară de contact structură-sloi de ghiaţă depinde esenţial de proprietăţile gheţii, geometria structurii şi coeficientul de frecare pe contact şi se calculează cu relaţiile elaborate de Carter (1975, 1986, 1987, 1990). Forţele rezultante pe direcţiile longitudinală, transversală şi verticală se obţin prin metoda Simpson de integrare a componentelor elementare care acţionează pe circomferinţa structurii. Relaţiile de calcul sunt următoarele:

47

H = K1 V = K2 (10-6)T = K3

unde H este forţa orizontală (kN); V – forţa verticală (kN); T – forţa transversală (kN); σ - rezistenţa de compresiune a gheţii (kPa) (Tabelul 10-2); B – lăţimea sau diametrul structurii (m); h – grosimea sloiului de ghiaţă; K1, K2, K3 – factori care depind de geometria structurii.

Tabelul 10-2

Temperatura gheţii Dimensiunea sloiului de ghiaţă

Structurainternă

Rezistenţa(kPa)

Punct de topirePunct de topirePunct de topireRece

micǎmediemare

foarte mare

deterioratăintactăintactăintactă

40070011001500

Fig. 10.1 Elemente geometrice la o pilă rectangulară ( f = 0.15, α = 1800 ).

(4) În Tabelele 10-3 şi 10-4 se dau coeficienţii K1 şi K2 din relaţia (10-6) pentru pile rectangulare (coeficient de frecare f = 0.15 şi = 1800) (fig.10-1). Coeficientul K3

este nul (K3 = 0) pentru o pilă cu această geometrie.

Tabelul 10-3Coeficientul K1 pentru calculul lui H (relaţia 10-6) (fig. 10-1)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

2.412.412.411.80

1.961.961.720.92

1.731.730.890.47

1.611.610.470.25

1.550.770.220.12

48

Tabelul 10-4Coeficientul K2 pentru calculul lui V (relaţia 10-6) (fig. 10-1)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

0.000.270.951.33

0.000.220.680.68

0.000.200.350.35

0.000.180.190.19

0.000.090.090.09

Fig. 10.2 Elemente geometrice la o pilă semicirculară ( f = 0.15, α = 1800 ).

(5) În Tabelele 10-5, 10-6 şi 10-7 se dau coeficienţii K1, K2 şi K3 din relaţia (10-6) pentru pile semicirculare (coeficient de frecare f = 0.15 şi = 1800), (fig. 10-2).

Tabelul 10-5Coeficientul K1 pentru calculul lui H (relaţia 10-6) (fig. 10-2)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

2.302.302.302.30

1.871.871.871.87

1.651.651.251.00

1.541.120.680.54

1.480.570.340.26

Tabelul 10-6Coeficientul K2 pentru calculul lui V (relaţia 10-6) (fig. 10-2)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

0.000.260.420.52

0.000.210.340.42

0.000.190.230.23

0.000.130.130.13

0.000.070.070.07

49

Tabelul 10-7Coeficientul K3 pentru calculul lui T (relaţia 10-6) (fig. 10-2)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

0.370.370.370.37

0.300.300.300.30

0.270.270.270.27

0.250.250.250.25

0.240.240.240.24

(6) În Tabelele 10-8, 10-9 şi 10-10 se dau coeficienţii K1, K2 şi K3 din relaţia (10-6) pentru pile cu avant-bec (coeficient de frecare f = 0.15 şi = 600), (fig. 10-3)

Fig. 10.3 Elemente geometrice la o pilă cu avant-bec( f = 0.15, α = 600 ).

Tabelul 10-8Coeficientul K1 pentru calculul lui H (relaţia 10-6) (fig. 10-3)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

1.011.011.011.01

0.820.820.820.82

0.730.730.730.50

0.680.680.490.30

0.650.580.290.18

Tabelul 10-9Coeficientul K2 pentru calculul lui V (relaţia 10-6) (fig. 10-3)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

0.000.390.821.40

0.000.310.651.09

0.000.260.540.61

0.000.220.330.33

0.000.160.160.16

50

Tabelul 10-10Coeficientul K3 pentru calculul lui T (relaţia 10-6) (fig. 10-3)β

(0)Raport B/h

0.5 1.0 2.0 4.0 10.00153045

0.640.640.640.64

0.520.520.520.52

0.460.460.460.28

0.430.430.280.16

0.410.340.160.09

(7) În cazul unor pile cu alte geometrii decât cele cuprinse în normativ coeficienţii K1, K2 şi K3 se vor lua din Buletinul ICOLD nr. 105 „Dams and related structures in cold climate”.

10.3 Împingerea statică a zăpoarelor

(1) Împingerea zăpoarelor (câmpurilor de sloiuri de ghiaţă) formate din îngrămădirea sloiurilor de ghiaţă târâte de curenţi şi vânt, care acţionează perpendicular pe paramentul construcţiei hidrotehnice de retenţie se calculează cu relaţia :

(MN) (10-7)

unde este suprafaţa câmpului de ghiaţă (m2) evaluată în lipsa observaţiilor în natură cu

, L – fiind lungimea frontului construcţiei la nivelul retenţiei normale; p1, p2, p3 şi

p4 sunt presiuni în MPa conform relaţiilor:

(10-8)

unde Vh, max este viteza maximă a curentului de apă sub sloiurile de ghiaţă (m/s); Vv, max – viteza maximă a vântului (m/s); Lm – lungimea medie a sloiurilor de ghiaţă staţionare pe direcţia curentului de apă care pentru şenale se acceptă egală cu lăţimea şenalului (m); i – pana suprafeţei de curgere liberă a apei; hg – grosimea zăporului conform regimului termic al gheţurilor pe sectoarele adiacente cursului de apă barat, dar nu mai mare de 80% din adâncimea medie a curentului de apă la debitul corespunzător perioadei zăpoarelor.

51

(2) Presiunea câmpurilor de ghiaţă asupra construcţiilor hidrotehnice dispuse longitudinal (paralel cu direcţia curentului), respectiv asupra malurilor (pl) se determină cu relaţia:

(10-9)

unde coeficientul se consideră cu următoarele valori:a) - maluri nisipoase 0.7b) maluri argiloase 0.8c) maluri stâncoase şi verticale 0.9

10.4. Încărcări induse de variaţiile de nivel în acumulare

(1) Ridicările şi coborârile de nivel ale suprafeţei îngheţate a apei din acumulare induc încărcări verticale pe structurile de care este prinsă ghiaţa (fig. 10-4).

Fig. 10.4 Forţe exercitate de stratul de gheaţă pe o structură hidraulică din cauza fluctuaţiilor de nivel al apei.

(2) În cazul unei pile verticale, la fluctuaţiile de nivel a apei după formarea fisurilor radiale în ghiaţa din jurul pilei, ruperea formează o masă de ghiaţă în formă de pană care exercită asupra pilei o forţă verticală ( ) care se determină cu următoarea relaţie empirică propusă de Carter (1985) care confirmă stadiile teoretice efectuate de Nevel (1972) (fig.10-5):

(kN) (10-10)

unde este forţa verticală asupra pilei (kN); P – lungimea suprafeţei de contact între pilă şi stratul de ghiaţă; - efortul de rupere la încovoiere (Tabelul 10-11); h – grosimea stratului de ghiaţă (m); I – lungimea caracteristică a stratului de ghiaţă (m); -unghiul de la capătul penei (fig. 10-5).

52

Fig. 10.5 Diagrame de calcul al forţelor verticale din gheaţă pe o pilă verticală produse de fluctuaţiile de nivel al apei.

Tabelul 10-11Rezistenţele la rupere a gheţii (în kPa)

Rezistenţa larupere a gheţii

Temperatura medie în şase zile care precedîncărcarea din stratul de ghiaţă

00C -50C -100C -150C -300CPrin strivirePrin încovoiere

450335

900680

1100835

1200900

15001125

(3) În cazul forţelor verticale din ghiaţă pe o pilă circulară izolată, se consideră că ruperea gheţii se face în 6 pene cu unghiuri de 600 sau 8 pene cu unghiuri de 450, şi ecuaţia de evaluare a forţelor verticale devine :

(kN) (10-11)

(4) În cazul forţelor verticale din ghiaţă asupra unui perete lung ( = 0) relaţia de calcul are forma:

(kN) (10-12)

iar forţa pe 1 ml din lungimea peretelui devine :

(kN/ml) (10-13)

53

Fig. 10.6 Ruperi paralele cu faţa barajului în stratul de gheaţă la fluctuaţii ale nivelului apei în acumulare: a – scăderi de nivel, b – creşteri de nivel.

(5) Fluctuaţiile de nivel al apei conduc în general la formarea de fisuri aproximativ paralele cu paramentul amonte al unui baraj. Fisurile divizează stratul de ghiaţă în trei părţi separate aşa cum se prezintă în figura 10-6 . În cazul unei creşteri a nivelului apei, blocul din mijloc are rosturi care produc împingeri asupra blocului prins de structură, respectiv asupra structurii. Aceste forţe se suprapun peste cele generate de împiedicarea dilatării termice. În prezent nu există relaţii fundamentate credibil pentru evaluarea împingerilor orizontale din fluctuaţiile de nivel. Pentru orientare se menţionează cazul unei stavile clapetă de la barajul Imnas (Suedia) care a fost avariată din cauza unei împingeri orizontale evaluatǎ la 230 kN/ml. Ea a rezultat din fluctuaţii zilnice de nivel în acumulare (scăderi de nivel ziua şi creşteri în cursul nopţii de 0.5 m) la grosimi măsurate ale stratului de ghiaţă de 2 m la distanţa de 1 m de stavilă şi respectiv de 1.3 m la distanţă de 7 m de stavilă.

Cap. 11. Acţiunea variaţiilor climatice de temperatură

54

11.1. Aspecte generale

(1) Variaţiile de temperatură ale mediului ambiant generează eforturi suplimentare în corpul barajelor monolite, în special al barajelor arcuite, la care sunt împiedicate deformaţiile induse de variaţiile termice. Rosturile de dilatare permit deformarea liberă sau limitată numai pe anumite direcţii ale construcţiilor hidrotehnice de retenţie şi reduc eforturile termice potenţiale.

(2) Efectul variaţiilor climatice de temperatură trebuie considerat de asemenea în cazurile conductelor neprotejate termic, al măştilor (dale, fâşii) din beton (beton armat) de etanşare a barajelor din umpluturi, al bajoaierelor ecluzelor şi al zidurilor de sprijin pentru determinarea împingerii reactive a pământului.

(3) Acţiunea variaţiilor de temperatură este temporară cvasipermanentă de lungă durată (C) dacă în calcul se consideră variaţiile de temperatură pentru anul cu amplitudinea medie de variaţie a temperaturii medii lunare. Ea devine excepţională (E) dacă se consideră anul cu amplitudine maximă de variaţie a temperaturilor medii lunare.

(4) Determinarea câmpului termic de calcul se face în două etape: evaluarea variaţiilor de temperatură ale mediului ambiant (aer, apă) la paramentele barajului şi evaluarea distribuţiei temperaturilor induse în corpul barajului de temperaturile mediului ambiant cu evidenţierea celor mai defavorabile situaţii pentru structură.

11.2. Evaluarea temperaturilor în mediul ambiant

(1) În calculele termice ale construcţiilor hidrotehnice de retenţie se consideră temperaturile medii lunare pentru un an normal din punct de vedere termic, respectiv pentru un an extrem (foarte călduros sau foarte rece). Variaţiile de temperatură ale aerului şi apei în amplasamentul construcţiei de retenţie se stabilesc printr-un studiu de climatologie elaborat pe baza înregistrărilor zonale pe mai mulţi ani atât în aer şi în lacuri de acumulare (minimum 25 de ani).

(2) Variaţia pe durata unui an a temperaturilor medii lunare a aerului se determină cu relaţia (fig. 11.1) :

[0C] (11.1)

unde are semnificaţia temperaturii medii anuale a aerului şi se poate evalua cu relaţia :

(11.2)

cu temperaturile medii ale lunii celei mai călduroase (iulie) şi respectiv celei mai friguroase (ianuarie) 0C;

Aa – are semnificaţia amplitudinii oscilaţiilor temperaturilor medii lunare în aer şi se evaluează cu relaţia :

55

11.3

t – timpul începând de la mijlocul lunii iulie (în jur de 4380 ore) până în momentul de calcul considerat, ore:

T – durata în ore a unui an (8.760 ore)

(3) În faze preliminare de proiectare în funcţie de amplasamentul din România al construcţiei hidrotehnice de retenţie temperatura medie anuală a aerului ( ) se poate considera între (5...10) 0C iar amplitudinea oscilaţiilor în aer între (12...15)0C.

(4) Variaţia anuală a temperaturilor medii lunare ale apei din lac la o cotă z sub nivelul oglinzii apei se determină în general cu o relaţie de forma (fig. 11.1)

(11.4)

unde are semnificaţia temperaturii medii anuale în lac la cota z ; Al – amplitudinea oscilaţiilor temperaturilor medii lunare a apei în lac la cota z şi - defazajul (întârzierea) oscilaţiilor temperaturilor din lac faţă de cele din aer. Defazajul de regulă se neglijează în calculele curente.

Fig. 11.1 Diagrame de variaţii ale temperaturilor medii lunare din aer şi apă la paramente în secţiunea unui baraj.

(5) În cazul lacurilor cu adâncimea până la 60 m, temperatura medie anuală la o cotă z sub nivelul oglinzei apei se calculează cu relaţia (fig. 11.2):

20 m 60 m

5 m H (11.5)

56

care rezultă din condiţiile ca pentru z = 0 să fie (k poate fi luat egal cu 1,6) şi pentru z = H să fie = 4,50C. Adâncimea H, pentru care = 4,50C este identică în acest caz cu adâncimea lacului.

(6) Amplitudinea Al a oscilaţiilor de temperatură lunare la o cotă z sub nivelul oglinzii apei se calculează cu relaţia :

Al = Aa 20 m 60 m

5 m H (11.6)

care rezultă din condiţiile ca pentru z = 0 să fie Al = Aa şi pentru z = H să fie Al = 0.

(7) Defazajul în zile, al oscilaţiilor de temperatură din lac faţă de cele din aer, la o cotă z sub nivelul oglinzii apei se calculează cu relaţia :

(11.7)

care rezultă din condiţia ca pentru z = 0 să fie β = 0 şi pentru z = 60 m să fie = 90 zile.

Fig. 11.2 Definirea oscilaţiilor de temperatură dintr-un laca – temperatura medie anuală, b – amplitudinea oscilaţiilor de temperatură lunare,

c – defazajul (întârzierea) în zile a oscilaţiilor de temperatură din lac faţă de cele din aer.

(8) În cazul lacurilor cu adâncimea mai mare de 60 m temperatura medie anuală până la adâncimea de 60 m are expresia (11.5) prezentatǎ mai înainte. La adâncimi

mai mari de 60 m temperatura apei este constantă şi egală cu 4,50C.

(9) Amplitudinea Al şi defazajul β la adâncimi de peste 60 m sunt nule, o dată ce temperatura apei este constantă.

11.3 Evaluarea temperaturilor în corpul barajului

57

(1) Câmpul termic într-un masiv de beton solicitat de variaţii de temperatură la paramente se determină prin integrarea ecuaţiei conducţiei de tip Fourier, în varianta unidimensională (fig. 11-3):

(11.8)

unde este temperatura în masivul de beton (0C) iar a – coeficientul de difuzibilitate a betonului (m2/h) :

a = (11.9)

unde k este coeficientul de conductibilitate termică şi corespunde cu raportul căldurii transmise într-o unitate de timp printr-o grosime egală cu unitatea pe o suprafaţă egală cu unitatea supusă la o diferenţă de temperatură egală cu unitatea între feţe

(k = 1.7 … 2.0 kcal/m.h. 0C) ;

c – căldura specifică corespunzând cantităţii de căldură necesare pentru a creşte cu un grad temperatura unei mase egale cu unitatea (c = 0.22 … 0.24 kcal/kg. 0C) ;

- densitatea betonului ( = 2300…2500 kg/mc) ;Betoanele hidrotehnice au coeficientul de difuzibilitate a = 0.0025…0.0045 m2/h

Fig. 11.3 Echivalarea câmpului termic într-o secţiune de grosime L:1 – distribuţie reală; 2 – distribuţie liniară echialentă.

(2) În cazul unor baraje de importanţă deosebită (clase de importanţă I şi II) câmpul termic în corpul barajului se determină prin integrarea prin metode numerice (elemente finite) a ecuaţiei conducţiei şi pesimizarea câmpului termic (selectarea celor mai defavorabile cazuri de solicitare termică). Ca alternativă câmpul termic se poate evalua pe bază de prelucrări de înregistrări de temperatură în corpul unor baraje de dimensiuni comparabile şi amplasate în condiţii de mediu asemănătoare.

(3) În calculele preliminare de proiectare pentru baraje de clase de importanţă I şi II sau pentru proiectarea barajelor din celelalte clase de importanţă, distribuţia reală a

58

câmpului termic (x, t) se poate echivala cu o distribuţie liniară echivalentă constând din temperatura medie (t) şi diferenţa de temperatură între feţele amonte şi aval (fig. 11-3).

(4) Temperatura medie corespunzătoare unui timp oarecare t se defineşte cu relaţia :

(11.10)

(5) În ipoteza uzual acceptată de neglijare a defazajului ( ) valorile maxime şi minime ale lui se calculează cu relaţia :

(11.11)

unde coeficientul de corecţie Cm se determină conform graficului din figura 11-4.

Fig. 11.4 Coeficienţii de corecţie Cm şi CΔ calculaţi pentru diverse valori ale coeficientului de difuzibilitate (a).

(6) Diferenţa de temperatură se determină din condiţia ca diagrama de repartiţie liniară să aibă acelaşi moment static faţă de centrul secţiunii ca diagrama reală, conform relaţiei (fig. 11-3) :

(11.12)

sau după prelucrări:

59

(11.13)

(7) În ipoteza neglijării defazajului ( ) valorile lui corespunzătoare momentelor când are valori extreme (maxim, minim) se calculează cu relaţia :

(11.14)

unde coeficientul de corecţie se determină conform graficului din figura 11-4.

(8) În Tabelul 11-1 se dau coeficienţii Cm şi pentru diverse grosimi ale secţiunii barajului şi coeficient de defuzibilitate a = 0.0025 m2/h.

Tabelul 11-1

Coeficienţi de reducere pentru a = 0,0025 m2/h

L(m) 1 2 3 4 5 6 7 8Cm 0,999

0,9990,9940,996

0,9690,991

0,9120,978

0,8200,954

0,7110,928

0,6040,897

0,5140,863

L(m) 9 10 11 12 13 14 15 16Cm 0,442

0,8280,3870,792

0,3450,755

0,3120,724

0,2860,687

0,2650,653

0,2480,619

0,2320,588

L(m) 17 18 19 20 21 22 23 24Cm 0,219

0,5590,2070,532

0,1960,508

0,1870,486

0,1770,466

0,1700,448

0,1620,431

0,1560,415

(9) În cazul barajelor arcuite temperaturile efective de calcul (θmc , ) se raportează la temperatura de injectare a rosturilor de contracţie ), moment când structura barajului devine monolită (hiperstatică). Relaţiile de calcul sunt următoarele :

(11.15)

unde - temperatura de închidere a rosturilor de contracţie.

60

În condiţiile din România, temperatura de închidere a rosturilor de contracţie poate fi considerată cu 20C mai coborâtă decât temperatura medie multianuală din aer (

).

Cap.12. Acţiunea seismică

(1) Acţiunea seismică se încadrează la categoria E (încărcări excepţionale) şi se include în grupări de încărcări speciale.

61

(2) Evaluarea încărcărilor seismice necesită parcurgerea a două etape:a) stabilirea caracteristicilor cutremurului de calcul;b) evaluarea încărcărilor seismice sau direct a răspunsului seismic al structurii.

(3) Parametrii de bază ai acţiunilor seismice sunt:a) acceleraţia seismică maximă (acceleraţia seismică de vârf) (c) ;

b) coeficientul de intensitate seismică a amplasamentului (g –

acceleraţia gravitaţiei) care se corectează în funcţie de nivelul la care se face calculul seismic şi caracteristicile structurii;c) perioada de colţ Tc caracteristică diagramei de compoziţie spectrală a mişcării seismice din amplasament;d) perioada (perioadele) dominante ale cutremurului Ti (s) respectiv,

conţinutul în frecvenţe dominante = (Herzi sau 1/s);

e) durata oscilaţiilor seismice (durata cutremurului) t şi numărul de vârfuri de mare intensitate din accelerograma (accelerogramele) simulată sau înregistrată a cutremurului de calcul.

(4) În general din acţiunea cutremurelor rezultă două tipuri de încărcări pulsatorii aflate în interacţiune:

a) forţe de inerţie din masa construcţiei hidrotehnice de retenţie;b) forţe hidrodinamice orientate perpendicular pe suprafaţa paramentului amonte

produse de undele de presiune/depresiune din lac.Uneori în cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie fundate la adâncimi relativ

mari trebuie considerată şi împingerea dinamică a pământului.

(5) În cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie de clase de importanţă III, IV şi V sau categorii de importanţă C şi D se stabileşte un singur nivel al cutremurului de calcul şi anume cutremurul de bază de exploatare (OBE).

(6) În cazul construcţiilor hidrotehnice de retenţie de clase de importanţă I şi II sau categorii de importanţă A şi B se stabilesc două niveluri de intensitate a cutremurului de calcul şi anume: cutremurul de bază de exploatare (OBE) şi cutremurul de evaluare a siguranţei (SEE).

(7) OBE este cutremurul care este probabil să se producă pe medie cel mult odată pe durata aşteptată de viaţă a construcţiei (dar nu mai puţin de 100 de ani). Sub acţiunea OBE, barajul şi lucrările auxiliare trebuie să rămână funcţionale dar ele ar putea necesita unele reparaţii.

(8) SEE este cutremurul care generează cel mai înalt nivel al mişcărilor pământului. SEE poate fi la limită MCE (cutremurul maxim credibil). MCE este

62

cutremurul care ar produce cel mai înalt nivel posibil al mişcărilor pământului în amplasament în funcţie de condiţiile geologice.

Fig.12.1 Zonarea valorilor de vârf ale acceleraţiei terenului pentru proiectare ag cu IMR=225 ani si 20% probabilitate de depăşire în 50 de ani (linie roşie) .

(9) În Tabelul 12-1 se prezintă coeficienţii de intensitate seismică a cutremurului

de bază de exploatare (OBE) în funcţie de coeficientul de intensitate seismică corespunzător zonei seismice a amplasamentului (fig. 12-1) (KS)

Tabelul 12-1Clasa sau categoria de importanţă

a construcţiei hidrotehniceCoeficientul de intensitate seismică al

OBE (KOBE)I sau A, pentru lucrări noiII sau B, pentru lucrări noiIII sau C, pentru lucrări noiIV sau D, pentru lucrări noiV, pentru lucrǎri noi

KS dar nu mai mic de 0.12KS dar nu mai mic de 0.08KS dar nu mai mic de 0.07KS dar nu mai mic de 0.05KS dar nu mai mic de 0.05

(10) Coeficientul de intensitate seismică a cutremurului de calcul (OBE) pentru construcţiile hidrotehnice de retenţie având clase de importanţă I şi II sau categorii de importanţă A şi B amplasate în zona de intensitate de gradul IX pe scara MSK (fig. 12-1) se va stabili pe baza unor analize suplimentare, în vederea sporirii dacă este cazul a valorilor rezultate din Tabelul 12-1.

63

Fig. 12.2 Zonarea teritoriului României în funcţie de perioada de colţ ( Tc ) a spectrului de rǎspuns.

(11) În cazul construcţiilor hidrotehnice de clase de importanţă I şi II sau categorii de importanţă A şi B, intensitatea cutremurului de evaluarea siguranţei (SEE) se stabileşte în funcţie de perioada de revenire a unui cutremur de o anumită intensitate, conform Tabelului 12-2.

Tabelul 12-2Clasa/categoria de importanţă a construcţiei

hidrotehnice de retenţieSEE

Perioada de revenire (ani)I sau A, pentru lucrări noiII sau B, pentru lucrări noi

MCE475 ani pentru cutremurele Vrâncene

800 de ani pentru alte focare de cutremure

(12) Încărcările din acţiunea seismică se vor determina conform prevederilor reglemntărilor tehnice specifice, privind proiectarea, execuţia şi evaluarea siguranţei. ,siguranţa la acţiuni seismice a lucrărilor hidrotehnice din frontul barat, aplicabile, în vigoare.

Bibliografie

64

ICOLD European Club, Working Group on Uplift Pressure under Concrete Dams Final Report. Co-ordinator Giovani Ruggeri, Paris, 2004

Schweizerisches Naţional Komitee fur Grosse Talsperren Anbeitsgruppe Auftrieb. Auftrieb bei Betonsperren, 1992.

Brunet C., Poupart M., Rossignol, D. Analyse de la piezometrie observee en foundation des barrages poids en beton. Cran Montana Symposium, 1995. *** Dams and related structures in cold climate – Design guidelines and case studies. Bulletin ICOLD No. 105 Paris 1996.

Nr.crt.

Standardul român identic cu Standardul European

Titlu

1 SR EN 1990:2004SR EN 1990:2004/NA:2006 

SR EN 1990:2004/A1:2006 SR EN 1990:2004/A1:2006/AC:2010SR EN 1990:2004/A1:2006/NA:2009 

Eurocod: Bazele proiectării structurilorAnexa naţională 

Eurocod: Bazele proiectării structurilor. Amendament 1

Anexa A2: Aplicaţie pentru poduri. Anexa naţională 

2 SR EN 1991-1-1:2004 SR EN 1991-1-1:2004/AC:2009 SR EN 1991-1-1:2004/NA:2006 

SR EN 1991-1-2:2004 SR EN 1991-1-2:2004/AC:2009 SR EN 1991-1-2:2004/NA:2006 

SR EN 1991-1-3:2005 SR EN 1991-1-3:2005/AC:2009 SR EN 1991-1-3:2005/NA:2006 

SR EN 1991-1-4:2006 SR EN 1991-1-4:2006/AC:2010 SR EN 1991-1-4:2006/NB:2007 

SR EN 1991-1-5:2004 SR EN 1991-1-5:2004/AC:2009 SR EN 1991-1-5:2004/NA:2008 

SR EN 1991-1-6:2005 SR EN 1991-1-6:2005/AC:2008 SR EN 1991-1-6:2005/NB:2008 

SR EN 1991-1-7:2007SR EN 1991-1-7:2007/NB:2011 SR EN 1991-1-7:2007/AC:2010

SR EN 1991-2:2004 SR EN 1991-2:2004/AC:2010 SR EN 1991-2:2004/NB:2006 SR EN 1997-2:2007/AC:2010 

SR EN 1991-3:2007 

SR EN 1991-3:2007/NA:2009 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 1-1: Acţiuni generale. Greutăţi specifice, greutăţi proprii, încărcări utile pentru clădiriAnexă naţională 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 1-2: Acţiuni generale. Acţiuni asupra structurilor expuse la foc Anexă naţională 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 1-3: Acţiuni generale. Încărcări date de zăpadăAnexă naţională 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 1-4: Acţiuni generale - Acţiuni ale vântului Anexă naţională 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 1-5: Acţiuni generale - Acţiuni termice Anexă naţională 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 1-6: Acţiuni generale. Acţiuni pe durata execuţiei Anexă naţională 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 1-7: Acţiuni generale. Acţiuni accidentale 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 2: Acţiuni din trafic la poduri Anexă naţională 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 3: Acţiuni induse de poduri rulante şi maşini Anexă naţională 

65

SR EN 1991-4:2006 SR EN 1991-4:2006/NB:2008 

Eurocod 1: Acţiuni asupra structurilor. Partea 4: Silozuri şi rezervoare Anexă naţională 

7 SR EN 1997-1:2004 SR EN 1997-1:2004/AC:2009 SR EN 1997-1:2004/NB:2007 

SR EN 1997-2:2007 

SR EN 1997-2:2007/NB:2009 

Eurocod 7: Proiectarea geotehnică. Partea 1: Reguli generale 

Anexă naţională 

Eurocod 7: Proiectarea geotehnică. Partea 2: Investigarea şi încercarea terenului Anexă naţională 

8 SR EN 1998-1:2004 SR EN 1998-1:2004/AC:2010 SR EN 1998-1:2004/NA:2008 

SR EN 1998-2:2006 SR EN 1998-2:2006/AC:2010 

SR EN 1998-2:2006/A1:2009 

SR EN 1998-2:2006/NA:2010 

SR EN 1998-3:2005 SR EN 1998-3:2005/AC:2010 SR EN 1998-3:2005/NA:2010 

SR EN 1998-4:2007 

SR EN 1998-4:2007/NB:2008 

SR EN 1998-5:2004 

SR EN 1998-5:2004/NA:2007 

SR EN 1998-6:2005 

SR EN 1998-6:2005/NB:2008 

Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 1: Reguli generale, acţiuni seismice şi reguli pentru clădiri Anexă naţională 

Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 2: Poduri 

Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 2: Poduri. Amendament 1Anexă naţională 

Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 3: Evaluarea şi consolidarea construcţiilor Anexă naţională 

Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 4: Silozuri, rezervoare şi conducte Anexă naţională 

Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 5: Fundaţii, structuri de susţinere şi aspecte geotehnice Anexă naţională 

Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 6: Turnuri, piloni şi coşuri Anexă naţională 

ANEXA 1

Aplicaţie privind împingerea pământului

(1) Să se determine diagramele împingerii active şi pasive a pământului asupra intradosului unui zid de sprijin de la un bazin disipator de energie considerând următoarele date de bază:

66

- înălţimea zidului de sprijin H = 8 m;- greutatea volumică a umpluturii de la intradosul zidului = 19 kN/m3

- volumul porilor umpluturii n= 0.30- parametrii rezistenţei la forfecare:

unghiul de frecare interioarăcoeziunea c = 20 kPa

- suprasarcina verticală la nivelul terenului orizontal q = 100 kN/ml- nivelul pânzei freatice 3 m sub cota terenului

(2) Evaluarea împingerii active

Se aplică relaţiile (8-2):

Tronsonul = - 1.62 m

y = - 1.62 m pah = 0

Tronsonul y [0, 3 m]

y = 0 pah = 100 tg2 kN/m2

y = 3 m pah = (19 x 3 +100) tg2 29.23 kN/m2

Tronsonul y [3m, 8 m]

12 kN/m3

y = 3 m pah = (12 x 3 +100) tg2 22.23 kN/m2

y = 8 m pah = (12 x 8 +100) tg2 42.23 kN/m2

67

Fig. A1.1 Diagrame de presiuni la intradosul zidului de sprijin:a – presiune hidrostatică din apă freatică, b – presiune activă, c – presiune pasivă.

(3) Evaluarea împingerii pasive

Se aplică relaţiile (8-9):

Tronsonul y [0, 3 m]

y = 0 pph = 100 tg2 kN/m2

y = 3 m pph = (19 x 3 +100) tg2 583.13 kN/m2

Tronsonul y [3m, 8 m]

y = 3 m pph = (12 x 3 +100) tg2 514.79 kN/m2

y = 8 m pph = (12 x 8 +100) tg2 710.06 kN/m2

68

ANEXA 2

Evaluarea acţiunii valurilor

(1) Să se determine diagramele amplitudinilor presiunilor (depresiunilor) din valuri pe paramentul amonte vertical al unui baraj de clasă de importanţă II considerând următoarele date de bază:

- viteza maximă a vântului cu probabilitatea anuală de depăşire de 2% măsurată la înălţimea de 10 m peste oglinda apei. v2% = 100 km/h = 27.77 m/s

- fetchul lacului de acumulare D = 5000 m- adâncimea lacului în zona barajului H = 80 m- acceleraţia gravitaţiei g = 9.81 m/s2

- unghiul între axul longitudinal al lacului şi direcţia vântului = 0

(2) Se calculează rapoartele :

= 63.60 şi = 1.018

Din diagrama din figura 9.3 se determină şi unde h este înălţimea

medie a valului şi Tv perioada medie a valului.

Rezultă prin interpolări : = 0.015 1.18 m

= 1.3 = 3.68 secunde

Lungimea medie de undă a valului ( se determină cu relaţia (9.2)

1.56 x = 21.12 m

Supraînălţarea liniei medii a valului faţă de nivelul normal al oglinzii apei liniştite (h0) se determină cu relaţia (9.3) :

h0 = 2 x = 0.01 m

Se calculează raportul:

69

Lacul de acumulare este de adâncime mare şi se confirmă că relaţia (9.3) este valabilă pentru cazul analizat.

Înălţimea medie a valului cu probabilitatea anuală de depăşire de 2%, se determină cu formula (9.5) şi diagrama din figura 9.4.

m

Supraînălţarea medie a crestei valului deasupra nivelului apei liniştite cu probabilitatea anualǎ de depǎşire de 2% se determină din diagrama din figura 9.5.

şi rezută

În final = 0.5 • 2.18 = 1.09 m

Diagramele presiunilor (depresiunilor) pe paramentul amonte al barajului se determină cu relaţiile (9.6) (9.8) (9.9) şi (9.10) (fig. A2-1) pentru momentul t=Tv=3.68 s

Pentru z = 1 m relaţia de calcul dezvoltată are forma :

Pentru alte adâncimi z în m rezultatele finale sunt următoarele :

p (2) = 4.151 kN/m2

p (3) = 2.661 kN/m2

p (4) = 1.535 kN/m2

p (5) = 0.692 kN/m2

p (6) = 0.062 kN/m2

p(6.2) 0

Pentru z 6.20 m p(z) = 0

70

Fig. A2.1 Diagrame de presiuni (depresiuni) din valuri pe un baraj cu parament amonte vertical: a - faza de compresiuni, b - faza de depresiuni.

Se observă că presiunile (depresiunile) din valuri se atenuează rapid în adâncime. În cazul analizat la o adâncime z 6.20 m sub nivelul apei liniştite presiunile (depresiunile) din valuri pe paramentul amonte al barajului sunt nule.

71

ANEXA 3

Evaluarea actiunilor din gheaţǎ

(1) Să se determine încărcările pe un baraj de clasǎ de importanţǎ II din împingerea statică a gheţii din cauza împiedicării dilatării termice (a), împingerea dinamică a sloiurilor de ghiaţă târâte de vânt asupra unei pile din frontul barat (b), împingerea statică a zăpoarelor (c) şi solicitările gheţii prinse de elemente structurale şi supusă variaţiilor de nivel în acumulare (d) având următoarele date de bază:

(a) - au fost înregistrate 5 zile succesive cu temperaturi medii zilnice în aer de -80C continuate cu alte 3 zile succesive cu temperaturi medii zilnice în aer de -40C ;- coeficientul de pondere a grosimii gheţii = 0,03 m/(grade x zile de îngheţ)1/2;- stratul de ghiaţă nu este fisurat şi este integral încastrat în maluri şi paramentul amonte al barajului;- temperatura iniţială la suprafaţa gheţii -100C ;

(b) - rezistenţa la compresiune a gheţii = 400 kPa ;- pila este semicirculară şi verticală ( = 0), la faţa amonte ( =180) are lăţimea B = 4 m, iar coeficientul de frecare sloi de ghiaţă - pilă f = 0.15;

(c) - lungimea frontului barat la NNR este de L = 400 m ;- viteza maximă a curentului de apă sub sloiurile de ghiaţă vh,max = 1 m/s ;- viteza maximă a vântului vv,max = 50 km/h = 13.9 m/s ;- lungimea medie a sloiurilor de ghiaţă pe direcţia curentului Lm = 120 m ;- panta suprafeţei de curgere liberă a gheţii i = 0.001 ;- grosimea zăporului se consideră egal cu 80% din grosimea h a stratului de ghiaţă intact ;

(d) - lungimea suprafeţei de contact între pila verticală şi sloiul de ghiaţă P = 10 m ;- efortul de rupere la încovoiere a gheţii = 680 kPa ;- lungimea caracteristică a stratului de ghiaţă l = 20 m ;- unghiul penei de ghiaţă formate prin rupere .

(a) Impingerea statică a gheţii din cauza împiedicării dilatării termice:

- Evaluarea grosimii stratului de ghiaţă cu relaţia (10.1) :

S = 5 x 8 + 4 x 3 = 52 grade x zile de îngheţh = 0.03 = 0.22 m

- Evaluarea împingerii stratului de ghiaţă cu relaţia (10.2) ;

p = 160 [1 – 0.053 x (-10)] 0.221/2 = 115 kN/ml

72

(b) Impactul sloiurilor asupra unei pile semicirculare

- Grosimea sloiului care produce impactul 100 % h = 0.22 m ;

- Se aplică relaţia 10-6 şi Tabelele 10-5, 10-6, 10-7.

Raportul B/h = 18

k1 = 1.40 k2 = 0.00 k3 = 0.23

Împingerea orizontală H = 1.40 x 400 x 4 x 0.22 = 493 kN

Împingerea verticală V = 0

Împingerea laterală T = 0.23 x 400 x 4 x 0.22 = 81 kN

(c) Evaluarea împingerii zăporului - Se aplică relaţia (10-7) pentru evaluarea împingerii zăporului (Pc,g)

= 400 x 120 = 48000 m2

hg = 0.80 x 0.22 = 0.18 mp1 = 5 x x 1 = 0.000005

p2 = 5 x

p3 = 9.2 x x 0.18 x 0.001 = 0.0000016

p4 = 2 x x 13,9 = 0.00000028

Pc,g = 48.000 x (4 x 0.000005 + 0.00000075 + 0.0000016 + 0.00000028) = 1086 kN

Împingerea pe metru liniar în lungul paramentului :

= 2.7 kN/ml

(d) Evaluarea forţei verticale ( ) care solicită pila

- Se aplică relaţia (10-10) pentru evaluarea forţei verticale ( ) care solicită pila :

= 13,5 kN

73

Forţa verticală ( ) este orientată pe structură de jos în sus (ascendentă) la o creştere de nivel în acumulare şi de sus în jos (descendentă) la o scădere de nivel în acumulare.

ANEXA 4

74

Evaluarea temperaturilor de calcul din secţiunea unui baraj arcuit

(1) În figura 4-1 se prezintă secţiunea centrală a unui baraj arcuit cu H = 166 m. Să se determine temperaturile din secţiunile 1…16 prin profilul barajului considerând următoarele date de bază:

- temperatura medie multianuală a aerului = 8.50C ;

- amplitudinile temperaturilor medii lunare Al = ± 150C ;- coeficientul de difuzibilitate al betonului a = 0.0040 m2/h;- închiderea rosturilor de contracţie se face atunci când betonul din corpul

barajului are temperatura de 8.50C, identică cu media multianuală.

Calculele se efectuează cu relaţiile de calcul din capitolul 11 şi se prezintă sintetic în Tabelele 4-1 şi 4-2.

Notaţiile parametrilor sunt identice cu cele din capitolul 11.

Fig.4.1 Secţiuni orizontale în profilul central al unui baraj arcuit în care se calculeazǎ temperaturile.

Tabelul 4-1

75

Calculul datelor termice de bază

Secţiuneaz

(m)L

(m)(0C) (0C) (0C) (0C)

(rad).* Relaţia

11.11cap.11

* Relaţia 11.14cap. 11

123456789101112131415

7,5015,0022,5030,0037,5045,0052,5060,0075,0090,00105,00120,00135,00150,00165,00

7,308,409,4010,5011,5012,4513,5014,3016,2017,5019,0520,6022,0023,7025,00

8,50„„„„„„„„„„„„„

8,50

11,479,628,056,785,785,074,644,50

„„„„„„

4,50

15,00„„„„„„„„„„„„„

15,00

11,488,445,863,752,110,940,230,00

„„„„„„

0,00

0,550,770,951,101,221,341,45

--------

+9.,397,005,354,183,463,012,69

±9757,515,874,603,743,152,722,512,162,011,851,711,611,491,42

± 0,252,325,477,479,5710,8111,21

± 3,105,577,569,0810,2310,9511,2011,1210,399,879,098,698,227,727,37

* Relaţia 2.11 din Radu Prişcu „Contribuţii la calculul termoelestic al barajelor arcuite” (cu considerarea defazajului)* Relaţia 2.18 din Radu Prişcu „Contribuţii la calculul termoelastic al barajelor arcuite” (cu considerarea defazajului)

Tabelul 4-2Temperaturi de calcul în diferite ipoteze

Secţi-unea

z(m)

Lac gol Lac plin – ridicare temp. Lac plin – coborâre temp.

- 8,500C - 8,500C - 8,500C

ridicare coborâre *Relaţia 11-15acap.11

**Relaţia11-15bcap. 11

*Relaţia11-15acap. 11

*Relaţia11-15bcap. 11

123456789101112131415

7,5015,0022,5030,0037,5045,0052,5060,0075,0090,00105,00120,00135,00150,00165,00

11,229,618,457,356,555,935,375,024,364,033,703,423,222,982,83

-11,22-9,61-8,45-7,35-6,55-5,93-5,37-5,02-4,36-4,03-3,70-3,42-3,22-2,98-2,83

10,877,565,133,322,101,300,76

11,238,075,653,742,381,440,790,510,180,01-0,15-0,29-0,39-0,51-0,58

-2,721,205,929,1912,2914,2415,07

0,134,458,0110,8012,9514,3815,0615,1214,3913,8713,0912,6912,2211,7211,37

-7,91-6,44-5,57-5,04-4,82-4,72-4,62

-8,27-6,95-6,09-5,46-5,10-4,86-4,65-4,51-4,18-4,01-3,85-3,71-3,61-3,49-3,42

-3,22-3,44-5,02-5,75-6,85-7,38-7,35

-6,07-6,69-7,11-7,36-7,51-7,52-7,34-7,12-6,39-5,87-5,09-4,69-4,22-3,72-3,37

* Relaţia 2.11 din Radu Prişcu „Contribuţii la calculul termoelestic al barajelor arcuite” (cu considerarea defazajului)** Relaţia 2.18 din Radu Prişcu „Contribuţii la calculul termoelastic al barajelor arcuite” (cu considerarea defazajului)

Pe baza calculelor se pot face următoarele comentarii:

76

- în mod sistematic valorile calculate cu considerarea defazajului sunt mai reduse decât cele calculate neglijând acest fenomen; rezultă că un calcul termic cu considerarea defazajului conduce la eforturi relative mai reduse în structură comparativ cu cazul neglijării defazajului;

- structurile mai svelte sunt mai sensibile la variaţiile de temperatură;

- temperaturile uniforme - 8,500C, mai mari în valoare absolută în cazul unei coborâri de temperatură decât în cazul unei ridicări, indică drept mai favorabilă închiderea rosturilor la o temperatură a betonului cu circa 20C mai coborâtă decât temperatura medie multianuală de 8.50C.

77