Материал: PROEKTIROVANIE_MOSTOVYKh_PEREKhODOV_NA_ZhELEZNYKh_DOROGAKh
где λ – значение отношения полуосей дамбы, принимаемое в зависимости от коэффициента стеснения потока по табл. 21.
|
|
|
|
Таблица 21 |
|
Значение величины отношения полуосей эллипса λ |
|
||||
|
|
|
|
|
|
Коэффициент δ стеснения потока |
≤ 0,15 |
0,16–0,25 |
0,26–0,35 |
≥ 0,36 |
|
подходами к мосту |
|||||
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
Отношение полуосей эллипса λ |
1,50 |
1,67 |
1,83 |
2,00 |
|
|
|
|
|
|
|
Для рассчитываемой дамбы
lв = λ · b = 1,5 ∙ 19,43 = 29,15 м.
Если в результате расчета по формуле (57) получится, что длина вылета дамбы превышает отверстие моста или совпадает с величиной отверстия,
lв ≥ Lм,
то за длину вылета следует принимать ширину отверстия моста Lм (lв = Lм), а ширину разворота вычислять по формуле
b = |
Lм |
. |
(58) |
|
|||
|
λ |
|
|
Бровка верховой дамбы наносится на план перехода по координатам x и y (см. рис. 13), которые находят по формуле
2
y = b 1− x . (59)
lв
Координаты бровки верховой дамбы для ее нанесения на план мостового перехода приведены в табл. 22.
Криволинейная приставка в головной части верховой дамбы, сооружаемая для увеличения плавности ввода пойменного потока в отверстие и лучшего обтекания потоком головной части верховой дамбы, имеет угол разворота порядка 90–120° и радиус, определяемый по формуле
ρ = 0,2 ∙ b. |
(60) |
Для рассчитываемой дамбы
ρ = 0,2 ∙ 19,43 = 3,89 м.
55
|
|
|
|
|
|
|
|
Таблица 22 |
|
|
Значение координат бровки дамбы |
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
х, м |
y, м |
|
|
х, м |
y, м |
|
х, м |
y, м |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0 |
19,43 |
|
|
12 |
17,71 |
|
24 |
11,03 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1 |
19,42 |
|
|
13 |
17,39 |
|
25 |
9,99 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
2 |
19,38 |
|
|
14 |
17,04 |
|
26 |
8,79 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
3 |
19,33 |
|
|
15 |
16,66 |
|
27 |
7,32 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
4 |
19,25 |
|
|
16 |
16,24 |
|
28 |
5,40 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
5 |
19,14 |
|
|
17 |
15,78 |
|
29,14 |
0,00 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
6 |
19,01 |
|
|
18 |
15,28 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
7 |
18,86 |
|
|
19 |
14,74 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
8 |
18,68 |
|
|
20 |
14,14 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
9 |
18,48 |
|
|
21 |
13,48 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
10 |
18,25 |
|
|
22 |
12,75 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
11 |
17,99 |
|
|
23 |
11,94 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Размеры низовых струенаправляющих дамб находятся в зависимости от размеров верховых дамб.
Верхняя часть низовой дамбы очерчивается по круговой кривой радиусом
ρ |
|
= |
l2 |
|
|
н |
в |
(61) |
|||
b |
|||||
|
|
|
при угле разворота 7–8°.
Далее проводят прямую, касательную к круговой кривой в точке С (см. рис. 13), при этом следует учитывать, что длина вылета низовой дамбы lн определяется по формуле
lн = 0,5 ∙ lв. |
(62) |
Для рассматриваемого примера ρн = 29,152/19,43 = 43,73 м;
lн = 0,5 ∙ 29,15 = 14,58 м.
Верх дамб на всем протяжении проектируется горизонтальным независимо от продольного уклона водотока.
56
Отметка верха дамбы Hвд определяется по формулам:
• с верховой стороны перехода
H |
в |
= НУВВ |
p% |
+ (h − h ) + h + , |
(63) |
|
|
вд |
|
г б |
run |
|
|
где hг – глубина потока у подошвы головы струенаправляющей дамбы при НУВВр%, м, в условиях стеснения потока сооружениями мостового перехода определяется по следующей формуле; hб – то же в бытовых условиях, м; hrun – высота наката ветровой волны, м, на откос сооружения (см.п. 8); – технический запас, принимаемый равным 0,25 м;
• с низовой стороны перехода
H |
в |
= НУВВ |
p% |
+ h + . |
(64) |
|
вд |
|
run |
|
Глубина потока у подошвы дамбы (без учета местного размыва) hг при выполнении курсовой работы определяется по формуле
|
|
hг = hб + |
hп , |
|
(65) |
||
где ∆hп |
– предмостовой подпор, м, определенный по формуле (38). |
|
|||||
Тогда (hг − hб ) = (hб + |
hп − hб ) = |
|
hп . Формула (63) примет вид |
|
|||
|
H н = НУВВ |
p% |
+ |
h |
+ h + . |
(66) |
|
|
вд |
|
|
п |
run |
|
|
Врассматриваемом примере значение отметки верха дамбы Hвд:
•с верховой стороны перехода
Hвдв = 317,09 + 0,18 +1,36 + 0,25 = 318,88 м;
•с низовой стороны перехода
Hвдн = 317,09 +1,36 + 0,25 = 318,70 м.
10.2. Размещение траверс
Для защиты подходной насыпи от размыва пойменным потоком используют отжимающие поперечные сооружения – пойменные траверсы. Схема размещения траверсов у пойменной насыпи приведена на рис. 14.
Размещение и длину траверсов у подходной насыпи увязывают с размером струенаправляющей дамбы. Головы траверсов следует располагать на прямой, соединяющей голову верховой дамбы с точкой выхода насыпи за пределы разлива высоких вод.
57
Рис. 14. Схема размещения траверсов у пойменной насыпи
Максимально допустимое расстояние, м, между соседними траверсами определяется по формуле
max |
|
l |
|
|
Lтр |
= |
|
, |
(67) |
sin(β − γ) |
где l – длина предыдущего (меньшего) траверса, м; β – угол растекания потока за траверсом; в расчетах принимается β =14°; γ – угол между направлением трассы и направлением течения, определяемый из выражения
tg γ = |
lв |
, |
(68) |
Bпш(пу) − b |
где Впш(пу) – часть ширины рассматриваемой поймы (широкой или узкой), м, перекрытая насыпью (см. рис. 14); b – ширина разворота дамбы, м.
Наивыгоднейший угол наклона траверса к насыпи α, при котором расстояния между траверсами будут максимальными, а объемы и стоимость их сооружения минимальными,
α = 90° – β + γ. |
(69) |
Чтобы местный размыв не затронул корень траверса и откос насыпи, минимальная длина траверса принимается не менее четырехкратной глубины воды в его голове.
В рассматриваемом примере размещение траверс производится для
большей (широкой) поймы (см. табл. 15) Впш = 342 м. |
|
|||||
|
29,15 |
|
|
|||
Для рассматриваемого примера tg γ = |
|
|
|
= 0,09, следовательно, |
||
342 −19,43 |
||||||
max |
|
|
l |
|
||
γ = 5°, а α = 9° – 14 + 5 = 81°, и Lтр |
= |
|
= 6,4 |
l . |
||
sin(14 − 5°) |
||||||
58
Дальнейший расчет рекомендуется вести в последовательности, приведенной ниже.
Сначала следует определить коэффициенты соотношения длин тра-
версов αтр.
Отношение длины каждого последующего траверса ln к длине предыдущего ln–1, которое для рассматриваемой конфигурации регуляционных сооружений является величиной постоянной, определяется по формуле
α |
тр |
= |
ln |
. |
(70) |
|
|||||
|
|
l |
|
||
|
|
|
n−1 |
|
|
Приняв предварительно длину первого траверса равной l1, определяют расстояние от границы разлива паводковых вод до первого траверса Lтр (0) (см. рис. 14) по формуле
Lтр(0) = l1 (sinα tg(90° − γ) − сosα). |
(71) |
Для рассматриваемого примера (принимаем длину первого траверса l1 = 4,0 м) Lтр(0) = 4 (sin 81° tg(90 − 5°) − cos81°) = 44,5 м.
Длина второго траверса l2 (см. рис. 14) определяется из соотношения, аналогичного (70), по формуле
|
l2 = |
|
Lтр(0) + Lтр(1) |
, |
(72) |
|
sinα tg(90° − γ) − cosα |
||||
где Lтр(1) – расстояние между соседними – первым и вторым – траверсами, |
|||||
определяемое по формуле (67). |
|
|
|||
|
Для рассматриваемого примера Lтр(1) = 6,4 · l1 = 25,6 м |
и l2 = |
|||
44,5 + 25,6 |
|
|
|
|
|
= |
|
= 6,30 м. |
|
|
|
sin81° tg(90 − 5°) − cos 81° |
|
|
|||
Таким образом, αтр = 6,304 =1,58.
Далее уточняем длину первого траверса.
Для сокращения объемов работ и уменьшения стоимости сооружения всего комплекса траверсов в пределах рассматриваемой поймы длину последнего из них (расположенного непосредственно перед струенаправляющей дамбой) ориентировочно можно определить по формуле
lк = |
lв |
. |
(73) |
|
αтр sinα |
||||
|
|
|
59