Prof. univ. dr. ing. OLIMPIA BLĂGOI - navigabile. Ecluze. Indrumar de... · Tabel I.1 Caracteristicile tehnice ale Canalului Dunăre - Marea Neagră Caracteristici Canal principal

Prof. univ. dr. ing. OLIMPIA BLဠGOI

CဠI NAVIGABILE ECLUZE

ÎNDRUMAR DE PROIECTARE

REFERENᘠI ᗠTIINᘠIFICI: Prof. dr. ing. IOANA VLAD MISSIR Prof. dr. ing. MARCEL PATRAᗠ UNIVERSITATEA TEHNICဠ „GH. ASACHI“ IAᗠI

Descrierea CIP a Bibliotecii Naᘰionale a României BLဠGOI, OLIMPIA Ci navigabile - ecluze: îndrumar de proiectare / Olimpia Blgoi. - Iaᗰi : Editura Societᘰii Academice "Matei - Teiu Botez", 2003 Bi bliogr. ISBN 973-7962-02-8 626

Tehnoredactare computerizat: Prof. dr. ing. Olimpia Blgoi

Coperta: “Ecluze pe Canalul Panama”

OLIMPIA BLဠGOI

CဠI NAVIGABILE

ECLUZE

ÎNDRUMAR DE PROIECTARE

EDITURA SOCIETဠᘠII ACADEMICE „ MATEI-TEIU BOTEZ “

IAᗠI, 2 0 0 3

– 5 –

CAPITOLUL I

NODUL HIDROTEHNIC PENTRU NAVIGAᘠIE. DATE GENERALE

I.1 Amenajarea apelor pentru navigaᘰie Amenajrile pentru navigaᘰie ale apelor pe traseul crora sunt necesare construcᘰii de

ecluzare sunt de dou categorii: a. amenajri naturale în regim barat; b. amenajri artificiale. Amenajarea artificial de navigaᘰie pe cursurile de ap interioare cuprinde (Fig. I.1): − biefuri navigabile (amonte ᗰi aval); − porturi de aᗰteptare (amonte ᗰi aval); − ecluz navigabil (Anexa I.1).

Fig. I.1 Canalul Dunre – Marea Neagr: nodul hidrotehnic Agigea 1.- hidrocentral; 2.- sifon; 3.- bazin de evacuare; 4.- galerie de reglaj; 5.- galerie de evacuare;

6.- disipator; 7.- construcᘰie de ghidaj; 8.- ecran pneumatic; 9.- ecluz

Canalele navigabile sunt amenajri artificiale prin care se execut albii noi, artificiale, cu secᘰiuni ᗰi trasee optime ᗰi economice.

Exemple: canalul Dunre – Marea Neagr (1982), canalul Poarta Alb – Midia (1987) (Tabel I.1), amenajarea Dunrii pentru navigaᘰie la Porᘰile de Fier I (1972) ᗰi la Porᘰile de Fier II (1985).

Despre istoricul canalelor navigabile cu ecluze (Anexa I.2), exist informaᘰii sumare: probabil c prima ecluz cu sas a fost construit în anul 1439, la Viarenna (Milano). De asemenea, s-au pstrat, de la Leonardo da Vinci, schiᘰe de ecluze (1497), iar în timpul lui Petru I, au fost executate primele ecluze pe canalul Volga – Don.

Oportunitatea construirii ecluzelor pe traseul unui canal este impus de pantele naturale mari ale curentului.

Profilul longitudinal al traseului amenajat cu ecluze apare fragmentat în trepte, denumite biefuri navigabile.

Pantele longitudinale individuale, ale fiecrui bief, sunt foarte mici. Bieful navigabil este caracterizat prin secᘰiune transversal tip.

Port amonte Port aval

– 6 –

Parametrii secᘰiunii transversale sunt: – forma, – mrimea, – gradul de protecᘰie. Forma secᘰiunii se alege în funcᘰie de: – natura terenului, – viteza de înaintare a navelor, – manevrabilitatea sigur a navelor ᗰi exploatarea lor economic, – execuᘰia economic a secᘰiunii, – evitarea coliziunii între nave la întâlnire, la depᗰire sau la vânt puternic. Gradul de protecᘰie a secᘰiunii depinde de: – nivelul apei subterane, – costuri, – sursele de materiale de protecᘰie, – tehnologia de execuᘰie.

Tabel I.1 Caracteristicile tehnice ale Canalului Dunre - Marea Neagr

Caracteristici Canal principal Dunre – Marea Neagr

Ramura de nord Poarta Alb – Midia – Nvodari

Clasa cii navigabile (ECMT*) VI V Lungime (km) 64,40 26,60 Lᘰimea ᗰenalului (m) 90,00 50 Adâncimea ᗰenalului (m) 7,00 5,50 Pescajul (m) 5,50 4,00 Gabaritul de aer (m) 17,00 13,50 Raza de curbur minim (m) 3000 1000

* European Conference of Ministers in Transportation Portul de aᗰteptare este suprafaᘰa de ap ᗰi de uscat, de contur limitat, la capetele unui

bief închis de ecluze. Configuraᘰia geometric ᗰi dimensiunile portului asigur buna desfᗰurare a operaᘰiilor de ecluzare ᗰi accesul transportoarelor de mrfuri pe uscat.

Dimensiunile porturilor de aᗰteptare sunt stabilite astfel ca s permit accesul rapid ᗰi sigur al navelor spre ᗰi de la ecluz.

Ecluza navigabil este construcᘰia hidrotehnic prin care se asigur trecerea navelor între dou biefuri navigabile succesive, având niveluri diferite, prin intermediul unei camere cu nivel variabil numit sas. Ecluza se amplaseaz în secᘰiunea treptei de cdere de la joncᘰiunea celor dou biefuri.

Cderea ecluzei ( 0H ) este diferenᘰa dintre nivelul maxim amonte ᗰi nivelul minim aval.

I.1.a Clasificarea ecluzelor a. În funcᘰie de cdere, ecluzele se clasific în: – ecluze de joas cdere: H0 < 5 m –10 m; – ecluze de cdere medie: H0 = 10 m – 20 m; – ecluze de cdere mare: H0 > 20 m. Cea mai mare cdere este de 42 m, la ecluza Ust–Kamenogorski de pe fluviul Irtâᗰ din

Siberia. b. Clasificarea ecluzelor dup structur ᗰi dup poziᘰia pe canal: – ecluze în trepte: sunt amplasate în lungul canalului, pentru cderi mari (Fig. I.2); – ecluze în serie: sunt desprᘰite prin biefuri cu niveluri diferite (Fig. I.3);

– 7 –

– ecluze puᘰ: poarta aval este poziᘰionat într-un ecran de beton (Fig. I.4); – ecluze cu cap intermediar (Fig. I.5); – ecluze gemene: amplasate în secᘰiunea transversal a canalului; bajoaierul central

este comun (Fig. I.6). c. Dup cursul de ap pe care sunt construite, exist: – ecluze fluviale, – ecluze de canal. Exemplu Ecluza Porᘰile de Fier I este de tip fluvial, cu cap intermediar, cu cdere medie, cu dou

trepte: 69,5 mdM → 52,00 mdM ᗰi 52,00 mdM → 35,5 mdM. Arhitectura ecluzelor trebuie s se încadreze armonios în peisaj ᗰi în ansamblul

arhitectural al nodului hidrotehnic.

Fig. I.2 Ecluze în trepte

Fig. I.3 Ecluze în serie a.- plan; b.- secᘰiune longitudinal

Fig. I.4 Ecluz puᘰ Fig. I. 5 Ecluz cu cap intermediar 1.- poart amonte; 2.- poart aval; 3.- ecran 1.- cap amonte; 2.- cap intermediar; 3.- cap aval

b.

a.

3 2 1 N.am.

N.av. 3

1

H

N.av. 2

N.am.

– 8 –

Fig. I.6 Ecluze gemene (pe canalul Panama) 1.- galerii alimentare/golire; 2.- bajoaier comun; 3.- turn dispecer

I.2 Structura ecluzei. Ecluzarea navelor Componentele ecluzei (Fig. I.8) sunt: − sasul sau camera ecluzei, − capetele ecluzei. Sasul ecluzei cuprinde: 1. bajoaierele (din franc. bajoyer) – sunt pereᘰii laterali, executaᘰi din beton armat; 2. radierul – este placa din beton armat care uneᗰte bajoaierele la partea inferioar, iar la

captul amonte are un zid de cdere; 3. porᘰile ecluzei – sunt elemente transversale, metalice, mobile, pentru izolarea

temporar a sasului; 4. capetele ecluzei sunt construcᘰii masive având rolul de a limita sasul în amonte ᗰi

aval, de a adposti sistemele auxiliare; 5. sistemul hidraulic de umplere sau golire a sasului. Zidul de cdere realizeaz ruperea liniei fundului canalului, corespunztoare treptei de

cdere de la suprafaᘰa apei. Ca urmare, poarta aval este mai înalt decât poarta amonte. Zidul de cdere lipseᗰte când relieful nu permite amenajarea lui sau când cderea este mic.

Sasul este pus în legtur cu biefurile amonte ᗰi aval prin: – deschiderea porᘰilor; – galerii de alimentare situate în capete; – galerii de alimentare situate în bajoaiere; – galerii de alimentare situate în radier. Operaᘰia de ecluzare spre aval (Fig. I.7.A) are urmtoarele faze: 1. închiderea porᘰilor aval; 2. umplerea sasului la nivelul biefului amonte; 3. deschiderea porᘰilor amonte; 4. intrarea navei în sas; 5. închiderea porᘰilor amonte; 6. coborârea nivelului din sas pân la nivelul biefului aval; 7. deschiderea porᘰilor aval; 8. ieᗰirea navei din sas, spre portul aval. Ecluzarea spre amonte este analog (Fig. I.7.B). Porᘰile se deschid atunci când nivelul apei din sas este egal cu nivelul biefului spre care

se îndrept nava. În acest fel, nava poate ieᗰi din sas (sau intra în sas). Forma în plan a sasului este dreptunghiular, cu dimensiunile principale lungimea,

lᘰimea sasului ᗰi adâncimea apei în sas.

1 1 1

3

2

– 9 –

Capetele ecluzei sunt construcţii masive din beton armat, formate din bajoaiere şi radier, similare cu sasul, dar cu dimensiuni mult mai mari.

Au rolul de a adăposti: – porţile amonte şi aval ale ecluzei, – mecanismele de manevrare a porţilor, – vanele pentru controlul debitului de umplere - golire din sistemul hidraulic al ecluzei, – spaţiile tehnologice specifice.

Fig. I.7 Operaţia de ecluzare

A.- ecluzare amonte-aval; a.- intrare din amonte; b.- golire; c.- ieşire spre aval; B.- ecluzare aval-amonte; a.- intrare din aval; b.- umplere; c.- ieşire spre amonte

I.3 Dimensionarea generală a ecluzei a). Dimensiunile generale ale ecluzei navigabile se determină cunoscând:

− dimensiunile de gabarit ale convoiului de calcul, − căderea de calcul a ecluzei.

b). Dimensionarea sistemului hidraulic de umplere - golire se face în funcţie de:

– tipul sistemului de alimentare ales, – dimensiunile sasului.

c). Dimensionarea elementelor de structură se face prin calcule statice şi de rezistenţă.

A. ECLUZARE AMONTE - AVAL

B. ECLUZARE AVAL - AMONTE

a. b.

c.

a. b.

c.

p. plană deschisă p. plană închisă p. buscată închisă p. buscată închisă

p. plană închisă p. buscată închisă p. plană închisă p. buscată deschisă

– 10 –

Fig. I.8 Componentele ecluzei

– 11 –

CAPITOLUL II

PARCUL DE NAVE

II.1 Clasificarea navelor Dup destinaᘰie, navele sunt civile ᗰi militare. Dup zona de navigaᘰie, navele se clasific în nave maritime ᗰi fluviale. Dup serviciile fcute, exist nave de transport (mrfuri, pasageri), nave tehnice, nave

de pescuit, nave de cercetri ᗰtiinᘰifice, nave auxiliare. Navele de transport constituie categoria cea mai important pentru proiectarea canalelor

navigabile. Navele de mrfuri pot transporta: 1. mrfuri uscate: – ambalate (containere, saci), neambalate (utilaje, laminate etc.);

– vrac (balast ᗰi nisip, crbuni, minereuri, cereale etc.); 2. mrfuri lichide: petrol, produse chimice, lichide alimentare etc. Dup modul de deplasare, navele fluviale sunt: − autopropulsate, − nepropulsate; navele nepropulsate se deplaseaz prin:

- împingere, - tractare (sau remorcare).

II.1.a Tipuri de nave fluviale Navele de fluviu sunt ᗰlepurile, barjele, ceamurile, tancurile etc. (Anexa I.1). ᗠlepurile servesc la transportul mrfurilor uscate, sunt nave puntate total sau parᘰial

(uneori compartimentate); se deplaseaz prin remorcare. Barjele sunt nave nepuntate (complet deschise) ce pot fi acoperite la valuri mai mari de

0,8 m; se deplaseaz prin împingere. Ceamurile sunt nave nepuntate asemntoare cu ᗰlepurile, dar de capacitate mai mic

(sub 100 tdw). Tancurile sunt nave-cistern, închise total ᗰi etanᗰ, au o compartimentare special, au

însemn special pe bordaj. Sunt autopropulsate. Remorcherele sunt nave de deservire care tracteaz alte nave, mai ales ᗰlepuri ᗰi

ceamuri. Împingtoarele sunt nave de deservire autopropulsate care deplaseaz alte nave (mai

ales barjele) prin împingere. Ele sunt dotate cu instalaᘰii de cuplare la barj ᗰi cu instalaᘰii de tampoane care asigur transmiterea forᘰei de împingere ᗰi a momentului de întoarcere.

Navigaᘰia interioar se caracterizeaz prin: − categorii de navigaᘰie: pe lacuri, fluvii, râuri, canale, în rada porturilor; − zone de navigaᘰie – dup înlᘰimea valurilor. În ᘰara noastr, sunt dou zone de navigaᘰie ᗰi anume: – zona 1 cu valuri de înlᘰime 1,2 m ᗰi lungime de und 12 m; – zona 2 cu valuri de înlᘰime 0,6 m ᗰi lungime de und 5 m. Proiectarea amenajrilor hidrotehnice pentru navigaᘰia pe apele interioare ᗰi

evidenᘰierea calitᘰilor nautice ale navei necesit cunoaᗰterea regimului vânturilor, valurilor, al precipitaᘰiilor (Anexa II.1).

– 12 –

II.2 Forma, caracteristicile geometrice ᗰi capacitatea de încrcare a navelor

Forma corpului este definit prin proiecᘰiile pe trei planuri principale: − planul diametral este planul vertical ce trece prin axul longitudinal al navei; − planul cuplei maestre este planul vertical, perpendicular pe axul longitudinal ᗰi care

trece prin zona cu cea mai mare lᘰime a navei. Cupla maestr sau secᘰiunea maestr este secᘰiunea cu cea mai mare lᘰime. − planul orizontal la nivelul apei cuprinde suprafaᘰa de plutire a navei.

Fig. II.1 Dimensiunile navei

Dimensiunile navei (Fig. II.1) sunt definite de aceste planuri principale:

maxL – lungimea maxim, msurat între prova – pupa (între extremitᘰile navei);

maxB – lᘰimea maxim, msurat între borduri, la cupla maestr;

maxH – înlᘰimea maxim, msurat între partea inferioar a chilei ᗰi puntea principal;

maxT – pescajul maxim este pescajul navei încrcate ᗰi reprezint distanᘰa de la nivelul apei pân la cel mai de jos punct al navei;

plutireL – lungimea în planul de plutire;

plutireB – lᘰimea în planul de plutire, la cupla maestr;

francbordH – este distanᘰa de la nivelul apei la marginea superioar a bordului.

Pentru proiectarea navei ᗰi a lucrrilor hidrotehnice de pe canalul navigabil, se definesc trei coeficienᘰi de form (coeficienᘰi de fineᘰe sau coeficienᘰi de plenitudine):

a. coeficientul de form al ariei de plutire (sau coeficientul plutirii):

BLA

=α (II.1)

b. coeficientul de form al cuplei maestre:

TBω

=β (II.2)

c. coeficientul de form al carenei (coeficientul bloc sau coeficientul volumului):

TBLV

=δ (II.3)

Observaᘰie

Mrimile A, L, B, T, V se determin faᘰ de planul de plutire al navei.

Lmax

Lp Bp

T

Hf Hmax

– 13 –

Deplasamentul (D) este greutatea volumului de ap dezlocuit de corpul navei; se msoar în tone (t). Deplasamentul exprim forᘰa arhimedic.

Capacitatea de încrcare reprezint greutatea mrfurilor, pasagerilor, echipajului, combustibilului, echipamentelor, proviziilor etc. Capacitatea de încrcare se msoar în tone dead-weight (tdw).

Caracteristicile geometrice, capacitᘰile ᗰi coeficienᘰii de form pentru navele fluviale sunt prezentate în tabelul II.2.

II.3 Rezistenᘰa la înaintare a navelor II.3.a Mecanismul înaintrii navei în ape de adâncime ᗰi lᘰime limitate (în ᗰenal

limitat) Din cauza limitrii în adâncime ᗰi în lateral a canalului navigabil, se produc evenimente

hidraulice precum ᗰi oscilaᘰia navei pe vertical (Fig. II.2). În figura II.2, se reprezint poziᘰia staᘰionar a navei (1), cupla maestr (㲐), nivelul de

navigaᘰie în canal, poziᘰia de miᗰcare a navei (2) cu viteza nv .

Fig. II.2 Evenimente hidraulice la înaintarea navei în ᗰenal limitat 1.- nava staᘰionar; 2.- nava în miᗰcare spre amonte

În timpul miᗰcrii, nivelul de plutire în lungul bordului navei coboar faᘰ de nivelul static cu 㥀h, determinând o afundare dinamic egal cu 㥀h (2). Ca urmare, pupa se va afunda suplimentar cu mrimea 52 zhr +∆= .

În secᘰiunea canalului, îngustat datorit trecerii navei, ia naᗰtere, în jurul navei, un curent invers sensului de deplasare a navei. Curentul invers are viteza ( vv ∆+0 ).

În zona prova, se formeaz ᗰi se menᘰine o “und de translaᘰie” ce se propag mai intens sau mai slab, în funcᘰie de adâncimea canalului ( ch ).

La adâncimi ch = 3 ÷ 10 m ᗰi viteze nv = 4 ÷ 10 km/h, unda se menᘰine ᗰi cltoreᗰte în faᘰa navei. La navele rapide, dar care au viteze nv > 10 km/h, unda este depᗰit de nav.

II.3.b Componentele rezistenᘰei la înaintare

Rezistenᘰa hidrodinamic total ( nR ) a apei la înaintarea navei se compune din:

1. rezistenᘰa de viscozitate ( 0R ) format din:

– rezistenᘰa de frecare ( frR ),

– rezistenᘰa turbionar sau rezistenᘰa de form ( tR );

2. rezistenᘰa de presiune sau rezistenᘰa de val ( vR ), datorit valurilor de însoᘰire ce apar la deplasarea navei;

vO

vO

㥀v A

A vn 㥀h

z5

㥀h

r2

1 2

1 2

㲐

T

㥀h

0,00

Secᘰiunea A-A

B

hc 㥀T

T

– 14 –

3. rezistenᘰa de pant ( iR ) datorit pantei hidraulice a curentului din ᗰenal; variaz dup sensul de deplasare a navei faᘰ de curent (amonte sau aval);

4. rezistenᘰa de asiet ( aR ) datorit poziᘰiei asietate a navei în timpul navigaᘰiei;

5. rezistenᘰa datorit apendicelor navei ( apR );

6. rezistenᘰa de valuri de vânt ( wR ) datorit rugozitᘰii suprafeᘰei apei pe care exist valuri de vânt.

Rezistenᘰa total poate fi determinat. De asemenea, pot fi determinate unele rezistenᘰe componente, dar nu toate. Diferenᘰa dintre rezistenᘰa total ᗰi rezistenᘰele ce pot fi determinate prin calcul formeaz rezistenᘰele reziduale.

Rezistenᘰele principale sunt: vtfr RRRR ++=princ

Rezistenᘰele secundare sunt: wai RRRR ++=sec .

II.3.c Calculul rezistenᘰelor principale

Mrimea fundamental ce intr în calculul rezistenᘰelor hidrodinamice ( nR ) este viteza relativ a apei faᘰ de nav ( arv , ). Ea se încadreaz fizic în curentul invers ᗰi are expresia:

nnar vvvv ,00, −=−= ; 0,0 += vvv nn (II.4)

unde s-a notat: nv – viteza navei în curent, nv ,0 – viteza navei în ap stttoare, 0v – viteza curentului.

Rezistenᘰa la înaintare ᘰine seama de suprafaᘰa cuplei maestre, de coeficientul de plenitudine al cuplei maestre, de starea de rugozitate a suprafeᘰei exterioare a carenei, de forma navei:

( ) 25,2vAfkRn +ω= (II.5)

unde: 㲐 – suprafaᘰa cuplei maestre: Tbb ⋅⋅β=ω (II.6)

bb – lᘰimea barjei;

T – pescajul barjei;

k – coeficient de rezistenᘰ turbionar care depinde de tipul de ᗰlep sau de barj: – ᗰlepuri goale, cu forme ascuᘰite, hidrodinamice: k = 1,7 – ᗰlepuri ᗰi barje pline, cu forme obtuze: k = 3,5

A – suprafaᘰa lateral a prᘰii scufundate a navei (a carenei):

bb LbbTaA

β

δ+= (II.7)

a, b – coeficienᘰi de form care depind de tipul navei (Tabel II.1): – pentru ᗰlepuri ᗰi barje: a = 1,45; b = 1,13 ;

f – coeficient de frecare dinamic; depinde de calitatea suprafeᘰei exterioare a carenei: – suprafeᘰe bine întreᘰinute ᗰi bine vopsite: f = 0,14; – suprafeᘰe acoperite cu alge sau scoici: f = 0,30;

– 15 –

v – viteza relativ a navei faᘰ de ap (se va considera v = 2 m/s). Tabel II.1 Coeficienᘰi de form

Nava fluvial a b

ᗠlep, barj 1,45 1,13 Motonav de mrfuri 1,36 1,24 Remorcher 1,36 1,25 Împingtor 1,36 1,18

II.4 Convoaie de nave fluviale Pentru creᗰterea capacitᘰii de transport, navigaᘰia se face în convoaie.

Dup poziᘰia navei propulsoare, exist: a). convoaie remorcate – sunt formate din ᗰlepuri legate în fil simpl sau dubl,

având înainte un remorcher; legtura între ᗰlepuri este rigid sau elastic, în aliniament sau în diagonal;

b). convoaie împinse – sunt formate din barje ᗰi ᗰlepuri în fil simpl având în spate un împingtor; legtura este rigid.

Convoaiele împinse sunt avantajoase faᘰ de cele tractate, deoarece rezistenᘰa la înaintare este mai mic, timpii de manevr la accesul în ecluz sunt mai mici, deoarece convoaiele împinse nu trebuie rearanjate aᗰa cum se procedeaz la convoaiele tractate.

II.4.a Stabilirea gabaritului convoiului de calcul Gabaritul convoiului de calcul se determin în funcᘰie de: – tipul convoiului, – numrul de file, – numrul de nave într-o dan, – gabaritul fiecrei nave componente.

Not În exemplul de calcul, se va considera un convoi împins format din 4 barje aranjate în

dan dubl ᗰi un împingtor (Fig. II.3). a. b.

Fig. II.3 Convoiul de calcul (exemplu) a.- convoi pe ᗰenal; b.- convoi în sas

Lungimea convoiului de calcul (m): bdicv LnLL += (II.8)

Numrul de dane – dn În exemplul de calcul dat, se va considera: dn = 2.

Lungimea împingtorului (m): 25+10= impi

PL (II.9)

– 16 –

Puterea împingtorului (kW): 㭰1000'

=vR

P cvimp (II.10)

Rezistenᘰa la înaintare a convoiului (N) – depinde de numrul de nave ᗰi de rezistenᘰa fiecrei nave:

( ) ∑∑ ⋅=+= naveremnaveimpremcv RkRRkR 1,1 (II.11)

Viteza navei v': uvv nr += .' v'

În calculele de predimensionare din exemplul considerat, v' = 2 m/s. Randamentul global (mecano-hidraulic) al sistemului de propulsie:

㭰 = 0,65 ÷ 0,80

Coeficientul de remorcare: remk = 0,83

Lᘰimea convoiului de calcul: bdcv bnB ⋅= (II.12)

Deplasamentul convoiului: bbcv DnD ⋅= (II.13)

Numrul de barje – bn În exemplul dat, se va considera: bn = 4

Deplasamentul barjei: abbb LTbD γ⋅⋅⋅⋅δ= (II.14)

㬰a – greutatea specific a apei;

Forᘰa admisibil în parâme (tf): 53adm 35

1cvDP = (II.15)

Observaᘰie Caracteristicile convoiului de calcul pentru Canalul navigabil Dunre – Marea Neagr

sunt prezentate în tabelul II.3.

Ta

bel I

I.2 N

ave

fluvi

ale.

Car

acte

ristic

i geo

met

rice.

Cap

acit

ᘰi. C

oefic

ienᘰ

i de

form

.

Nav

a Zo

na d

e na

viga

ᘰie

D

(t)

C (td

w)

L max

(m

) B m

ax

(m)

Hm

ax

(m)

T (m)

㭀 P (CP)

v

(km

/h)

ᗠlep

Por

ᘰile

de F

ier

Dun

re

1500

12

30

77

10,2

5 2,

85

2,4

0,82

ᗠlep

Rin

Ri

n 23

50

2000

95

11

,5

8,5

2,7

0,80

Bar

j c

anal

Dun

re

- M.N

eagr

D

unr

e,

Can

al D

unr

e - M

.Nea

gr

3450

30

00

88

11,5

4,

5 3,

5 0,

97

Bar

j c

anal

Dun

re

- M.N

eagr

D

unr

e,

Can

al D

unr

e - M

.Nea

gr

1800

15

00

71

11

3,3

2,5

0,94

Bar

j u

nific

at

Lacu

ri 78

7 60

0 58

,35

12

2 1,

37

0,87

3

Rem

orch

er “

Olte

niᘰa

” D

unr

e 31

5 -

48

7,8

7,8

1,4

0,63

2x

550

Rem

orch

er D

unr

e D

unr

e -

- 53

8

2,7

1,3

- 2x

1070

25

Împi

ngt

or c

anal

Dun

re

- M.N

eagr

C

anal

Dun

re

- M.N

eagr

40

0 -

34,5

11

7,

5 1,

85

0,61

2x

1200

− 17 −

– 18 –

Tabel II.3 Caracteristicile convoiului de calcul pe Canalul Dunre – Marea Neagr

Canal principal Dunre – Marea Neagr

Ramura de nord: Poarta Alb – Midia – Nvodari Caracteristici

Convoi împins Nave autopropulsate

Capacitate (t) 6 x 3000 5000 3000

Lungime (m) 296 138,3 119,4

Lᘰime (m) 22,8 16,8 11,4

Pescaj (m) 3,8 5,5 3,8

– 19 –

CAPITOLUL III

NOD HIDROTEHNIC NAVIGABIL CU ECLUZE

III.1 Sasul ecluzei Tipul structural al sasului se alege în funcᘰie de natura terenului de fundare ᗰi de

sistemul de alimentare – golire al ecluzei (Fig. III.1). Terenurile stâncoase permit executarea sasului din bajoaiere independente, cu fundare

direct. Terenurile din depuneri aluvionare, argile impun soluᘰia cu sas tip caren, având

radierul gros sau subᘰire. În acest caz, fundarea se face direct sau indirect prin piloᘰi sau coloane.

a. b. c. d.

Fig. III.1 Tipuri structurale de sas a.- tip caren, radier gros; b.- tip caren, radier subᘰire;

c.- bajoaiere independente, radier permeabil; d.- bajoaiere independente, radier impermeabil; 1.- bajoaier; 2.-radier; 3.- galerii alimentare-golire; 4.- palplanᗰe: 5.- coloane

Grosimile radierului ᗰi bajoaierelor depind de: − terenul de fundare, − soluᘰia static adoptat, − dimensiunile golurilor. Sistemul bajoaier – radier în form de caren continu se execut astfel: se toarn

radierul pe toat lungimea lui, apoi se toarn bajoaierele, pentru a forma un cadru rigid, semirigid sau elastic.

– 20 –

Soluᘰia de sistem caren este frecvent folosit, în prezent, deoarece prezint urmtoarele avantaje:

− este economic, − permite evacuarea complet a apei din sas, − ofer o suprafaᘰ mare de transmitere a sarcinilor la fundaᘰie. Bajoaierele ecluzelor pot fi executate: − în stânc ᗰi constau din cptuᗰeli de beton pentru a evita degradarea rocii; − din beton masiv, în form de trepte de 0,5 m înlᘰime, descresctoare spre baz. Pentru reducerea presiunii apei din spatele bajoaierului se amplaseaz: − drenuri orizontale – la bajoaierele în trepte; − drenuri verticale – la bajoaierele cu grosime constant. Ecluzele navigabile Porᘰile de Fier I ᗰi Porᘰile de Fier II de pe Dunre, Cernavod ᗰi

Agigea de pe canalul Dunre – Marea Neagr, Ovidiu ᗰi Nvodari de pe canalul Poarta Alb – Midia sunt proiectate în sistem caren ᗰi radier gros cu fundare direct.

III.1.a Dimensiunile de gabarit ale sasului Dimensiunile de gabarit ale sasului se stabilesc în funcᘰie de: − tipul sistemului de alimentare, − dimensiunile convoiului de calcul. Aceste dimensiuni sunt: − lungimea sL , − lᘰimea sB , − adâncimea minim a apei sh , − înlᘰimea bajoaierelor bH .

III.1.a.1 Lungimea sasului

Lungimea util a sasului ( suL . ) se marcheaz cu indicatoare. Se calculeaz astfel: 1. la ecluzele cu alimentare frontal (Fig. III.2), suL . este distanᘰa de la marginea

disipatorului amonte pân la începutul niᗰei porᘰii aval; 2. la ecluzele cu alimentare distribuit (Fig. III.3), suL . este distanᘰa de la zidul de

cdere (sau de la marginea interioar a niᗰei porᘰii de serviciu amonte – în cazul ecluzelor fr zid de cdere) pân la începutul niᗰei porᘰii de serviciu aval:

LLL cvsu ∆+= 2. (III.1)

unde: cvL – lungimea convoiului de calcul (m), 㥀L – rezerva de lungime alocat convoiului la cele dou capete, pentru siguranᘰ în

cazul deplasrii longitudinale a convoiului legat prin parâme la bolarzii din bajoaiere:

cvavam LLLL 015,01+=∆=∆=∆ (III.2)

Observaᘰie La convoaiele tractate rearanjate pentru ecluzare, lungimea convoiului cvL este:

( )∑ ++= jLLL nrcv (III.3)

unde s-a notat: rL – lungimea remorcherului,

nL – lungimea navei, j – distanᘰa dintre navele tractate; se adopt j = 㥀L

– 21 –

Relaᘰia (III.2) devine:

( )∑++=∆ nr LLL 015,01 (III.4)

Lungimea sasului se calculeaz ᘰinând seama de influenᘰa sistemului hidraulic:

suimals LKL .= (III.5)

a. b.

Fig. III.2 Dimensiunile de gabarit la ecluzele cu alimentare frontal a.- plan; b.- secᘰiune longitudinal; N.min.s - nivel minim static, N.min.d – nivel minim dinamic

a.

b. c.

Fig. III.3 Dimensiunile de gabarit la ecluzele cu alimentare distribuit a.- plan; b.- secᘰiune longitudinal; c.- secᘰiune transversal

– 22 –

unde limaK este coeficient de multiplicare a lungimii sasului, pentru a ᘰine seama de deplasarea navei în timpul umplerii sau golirii sasului; depinde de sistemul de alimentare:

− alimentare frontal, pe sub poart: limaK = 1,12; − alimentare concentrat prin conducte scurte: limaK = 1,05; − alimentare prin galerii lungi: limaK = 1,01.

III.1.a.2 Lᘰimea sasului Lᘰimea sasului este distanᘰa dintre feᘰele interioare ale bajoaierelor:

cvlovs BKB = (III.6)

unde lovK = 1,1 ÷ 1,15 este coeficient de multiplicare a lᘰimii pentru a se evita contactul dintre bordajul navei ᗰi bajoaier, în timpul ecluzrii. Pentru aceasta, se va ᘰine seama de lᘰimea dispozitivelor de amortizare plasate la intradosul bajoaierelor, egal cu 0,1 m – 0,2 m, iar în lipsa lor se va considera o rezerv de lᘰime de 0,2 m – 0,5 m.

III.1.a.3 Adâncimea apei pe praguri Pragurile sunt prᘰile ecluzei pe care reazem porᘰile. La praguri, sunt cele mai înalte

cote ale radierului. Adâncimea minim de navigaᘰie va fi asigurat faᘰ de cota pragurilor. Adâncimea minim a apei pe pragul aval se determin faᘰ de nivelul static minim, în

ipoteza c poarta aval este deschis, nava prseᗰte sasul, iar pe prag nu exist valuri ᗰi depuneri:

32121, zzzrrTh avp +++++= (III.7)

unde: 1r – rezerva de navigabilitate; la radiere de beton, se adopt 1r = 0,25 m – 0,4 m;

2r – rezerva de vitez ᗰi de apupare a navei; se recomand 2r = 0,2 m – 0,3 m;

1z – coborârea dinamic a nivelului datorit acᘰiunii vântului în lungul portului de aᗰteptare; se va lua 1z = 5r , unde 5r este rezerva pentru vânt cu acᘰiune îndelungat în lungul ᗰenalului;

2z – coborârea nivelului datorit sosirii ᗰi reflexiei undelor de ecluzare negative; se va lua 2z = 6r , unde 6r este rezerva pentru ecluzare ᗰi arat coborârea nivelului datorit miᗰcrii nepermanente a apei din ᗰenal, în timpul umplerii sasului;

3z – coborârea nivelului datorit pornirii turbinelor hidrocentralei; se recomand 3z = 0,05 m – 0,15 m.

Adâncimea minim a apei pe pragul amonte se adopt în funcᘰie de tipul constructiv al ecluzei astfel:

– ecluze fr zid de cdere avpamp hh .. = (III.8)

– ecluze cu zid de cdere zhh avpamp ∆+= .. (III.9)

unde 㥀z = 1,5 m reprezint sporul de adâncime pentru a preveni accelerarea (“scparea”) navei spre poarta aval, când trece peste prag ᗰi intr în sas.

III.1.a.4 Adâncimea minim a apei din sas Adâncimea minim în sas se stabileᗰte din condiᘰia ca navele încrcate la maximum s

tranziteze în condiᘰii optime, s nu se produc degradri ale navelor ᗰi ecluzei.

– 23 –

Pentru aceasta, în calcul, se ᘰine seama de pescajul maxim ᗰi de toᘰi factorii (vânt, golire, pornirea turbinelor) care pot provoca coborârea nivelului apei în sas (Fig.III.4).

Fig. III.4 Influenᘰa umplerii - golirii asupra nivelurilor din ecluz

fr forᘰe de inerᘰie cu forᘰe de inerᘰie Adâncimea apei se analizeaz în dou variante, alegându-se varianta care d cea mai

mic adâncime: a. poarta aval deschis ᗰi nava în miᗰcare prsind sasul:

pzzzrrThas ∆++++++= 32121 (III.10)

unde: 1r , 2r , 1z , 2z , 3z – au semnificaᘰiile din formula (III.7); 㥀p – înlᘰimea pragului peste radier, având valoarea:

la porᘰi buscate: 㥀p = 0,8 m – 1 m la porᘰi ridictoare sau rulante: 㥀p = 0. (III.11)

b. poarta aval închis, ecluza aflat la sfârᗰitul perioadei de golire ᗰi nava staᘰionat în sas:

irThbs ∆++= 1 (III.12)

unde 㥀i reprezint coborârea dinamic a nivelului sub cota minim aval. Aceast coborâre se datoreaz inerᘰiei maselor de ap care ies din galeriile sistemului de

golire, apa continuând s ias ᗰi dup egalizarea nivelului din sas cu nivelul din portul aval:

s

ggg

ALa

i2µ

=∆ (III.13)

cu notaᘰiile: gµ – coeficientul de debit al sistemului de golire; gµ = 0,55 ÷ 0,8;

ga – secᘰiunea transversal total a galeriilor de golire, în dreptul vanelor;

gL – lungimea total a sistemului hidraulic de evacuare;

sA – suprafaᘰa orizontal a sasului; sss LBA = . Observaᘰii 1. Influenᘰa lungimii sistemului hidraulic se apreciaz astfel:

– la umplere-golire frontal, influenᘰa lungimii sistemului hidraulic de evacuare gL este foarte redus, deci influenᘰa termenului 㥀i este neglijabil;

– la golire concentrat prin galerii de ocolire a capului aval, gL ≤ 30 m ᗰi 㥀i = 0,085 m;

– pentru golire distribuit: 㥀i > 0,2 m. 2. Se apreciaz i∆ = 0,05 m – 0,8 m, iar pentru predimensionare 㥀i = 0,3 ÷ 0,4 m.

– 24 –

3. La ecluzele Porᘰile de Fier I, gµ = 0,57, gL = 152 m, ag = 72 m2, 㥀i = 0,45 m.

III.1.a.5 Înlᘰimea bajoaierelor Înlᘰimea bajoaierelor reprezint înlᘰimea peretelui lateral al sasului, msurat între

cota radierului ᗰi cota coronamentului (Fig. III.5). Se calculeaz din condiᘰia de a preveni deversarea apei peste coronamentul ecluzei.

Înlᘰimea bajoaierelor se analizeaz în dou ipoteze ᗰi se alege, în final, valoarea cea mai mare:

a. poarta amonte deschis ᗰi sasul aflat în legtur cu bieful amonte, la nivelul de navigaᘰie maxim amN .max la care se adaug denivelrile dinamice nepermanente din portul amonte:

gisb hzHhH ∆+++= ∑max,0 (III.14)

unde: max,0H – diferenᘰa dintre nivelurile statice maxim ᗰi minim;

min,max,max,0 ss NNH −=

∑ iz – ridicrile de nivel dinamice, formate din:

1z – ridicarea nivelului din portul amonte datorit acᘰiunii vântului ctre ecluz,

2z – ridicarea nivelului datorit sosirii ᗰi reflexiei undelor de ecluzare pozitive dinspre amonte,

3z – ridicarea nivelului datorit opririi turbinelor hidrocentralei;

gh∆ – înlᘰimea de gard deasupra nivelului maxim dinamic; se recomand:

gh∆ = 1 m – la ci navigabile de categoria I ᗰi II;

gh∆ = 0,5 m – la ci navigabile de categoria III ᗰi IV.

Observaᘰie Dac înlᘰimea de gard este apreciat insuficient, exist pericolul ca navele goale sau

încrcate parᘰial s rmân agᘰate cu brâul de protecᘰie pe coronamentul bajoaierului atunci când începe golirea. Pentru a evita acest pericol, se prevede obligatoriu un parapet masiv de beton de înlᘰime pi = 1 m – 1,2 m în prelungirea feᘰei interioare a sasului.

b. porᘰile amonte ᗰi aval închise, nivelul în sas corespunztor terminrii perioadei de umplere:

gsb hiHhH ∆+∆++= max,0 (III.15)

unde 㥀i este ridicarea dinamic a nivelului apei din sas peste nivelul amonte datorit inerᘰiei maselor de ap aflate în miᗰcare în galeriile de alimentare. Fig. III.5 Înlᘰimea bajoaierului

N.m.s.

N.M.s.

Hb

N.M.d.

hs

H0

㨰zi

㥀hg ip

– 25 –

Tabel III.1 Ecluze din România

Lungime convoi Lᘰime convoi Ecluze Amplasament Convoi de calcul

Lung. sas calc / constr Lᘰime sas

53 + 3(77+5,26) = 299,78 3 x 10,25 = 30,75 Porᘰile de Fier

I ᗰi II Dunre

Remorcat, fil tripl dan simpl

1R+3S+3S+3S 299,78 + 2 x 5,26 = 310,3 / 310 34

34 + 3 x 88 = 298,5 2 x 11,4 = 22,8 Cernavod,

Agigea Canal Dunre-Marea Neagr

Împins, fil simpl dan dubl

1I+2B+2B+2B 298,5 + 2 x 5,48 = 309,46 / 310 25

31 + 89 = 120 11,4 Ovidiu,

Nvodari Canal Poarta Alb-Midia

Împins, fil simpl dan simpl

1I+1B 120 + 2 x 2,8 = 125,8 / 135 14

33 + 89 = 122 2 x 11,4 = 22,8 Olteniᘰa Canal Bucureᗰti-

Dunre

Împins, fil simpl dan dubl 1I+1B+1B 122 + 2 x 2,83 = 127,66 / 140 25

33 + 89 = 122 9,5 Izbiceni, Ipoteᗰti Olt

Împins fil simpl, dan simpl

1I+1B 122 + 2 x 2,83 = 127,66 / 135 12

III.2 Capetele ecluzei Capetele ecluzei sunt alctuite la fel ca sasul, din bajoaiere puternice ᗰi radier, dar

sarcinile pe care le preiau sunt mult mai mari, provenind, în plus, din greutatea porᘰilor, a dispozitivelor din sistemul de alimentare, din greutatea mecanismelor de manevr etc.

În consecinᘰ, rigiditatea ᗰi dimensiunile capetelor sunt mai mari decât la sas, iar fundaᘰiile mai adânci. Rigiditatea mare necesit ca, din punct de vedere static, capetele s lucreze independent de sas, de aceea se separ printr-un rost (mai rar, se execut solidar cu un tronson al sasului pân la primul rost al sasului).

Forma ᗰi mrimea capetelor depind de: − natura terenului de fundare, − mrimea cderii, − felul porᘰilor, − tipul sistemului de alimentare. În cazul capetelor amplasate pe teren stâncos, se prevd radiere de beton împotriva

infiltraᘰiilor precum ᗰi ecrane verticale obᘰinute prin injecᘰii în stânc. Radierul trebuie asigurat contra “plutirii”, ceea ce se realizeaz prin ancorare ᗰi fixare în

stânc folosind ancoraje. Grosimea radierului ancorat este de 0,3 m – 0,4 m. Stabilitatea la plutire a radierului poate fi obᘰinut ᗰi prin mrirea greutᘰii proprii, dar

soluᘰia nu este economic, deoarece necesit grosimi mari. Subpresiunea se reduce prin drenaje sub radier ᗰi evacuarea apei infiltrate în bieful aval.

– 26 –

III.2.a Dimensiunile de gabarit ale capetelor Capul amonte (sau aval) se compune din trei prᘰi (Fig. III.2): − zidul de intrare (sau de ieᗰire), de lungime id , − niᗰele de adpostire a porᘰii, de lungime nd , − zidul care preia împingerea porᘰii, având lungimea pd .

Dimensiunile capetelor depind de: − tipul porᘰilor, − tipul vanelor, − gabaritele echipamentelor hidraulice de acᘰionare a porᘰilor ᗰi vanelor.

În calculele de predimensionare, se adopt lungimea convenᘰional a capului dup relaᘰia:

( ) sk Ll 2,015,0 ÷= (III.16)

Fig. III.6 Cap ᗰi poart amonte a.- plan; b.- secᘰiune orizontal; c.- secᘰiune vertical dup axul longitudinal;

1.- poart plan coborâtoare; 2.- poart de avarii amonte; 3.- priza galeriilor de alimentare;

4.- batardou amonte; 5.- zid de cdere; 6.- camera de plutire; 7.- legtura de evacuare; 8.- vane

a.

b. c.

– 27 –

Exemplu La ecluza Porᘰile de Fier I, capetele au urmtoarele caracteristici: − cap amonte: lungime 35,9 m, echipat cu dou porᘰi plane coborâtoare; − cap intermediar: lungime 45,5 m echipat cu poart plan coborâtoare; − cap aval: lungime 55 m, echipat cu dou porᘰi buscate.

III.2.a.1. Capul amonte În continuare, se prezint dimensionarea capului amonte echipat cu poart plan

coborâtoare în radier, sistem de alimentare concentrat frontal, cu galerii de ocolire a porᘰilor ᗰi camer de disipare (Fig. III.6).

Lungimea capului amonte amkl , este distanᘰa dintre marginea amonte a ecluzei ᗰi secᘰiunea zidului de cdere:

''', knkamk ldll ++= (III.17)

unde: 'kl – lungimea zidului de acces, format din:

- batardoul amonte (1 m), - poarta de avarii, - priza galeriilor de alimentare (p), - lungimea camerei de disipare a energiei cinetice a apei afluente spre sas în faza

de umplere; camera este dispus simetric în pereᘰii laterali ᗰi radier; pentru predimensionare, se recomand:

'kl ≥ 8 m –10 m ᗰi ( )Hlk 7,05,0' ÷= (III.18)

nd – lᘰimea niᗰei pentru poarta de serviciu:

( ) pn ld 1,105,1 ÷= (III.19)

''kl – lungimea zidului de rezemare a porᘰii, care preia împingerea longitudinal a porᘰii

amonte; pentru predimensionare : ''

kl = 2 m – 5 m (III.20)

Lᘰimea pereᘰilor capului amonte amkb . arat cu cât este mai lat capul faᘰ de sas ᗰi se determin în funcᘰie de:

– traseul galeriilor de alimentare a sasului, – gabaritul galeriilor de alimentare a sasului, – mrimea vanelor.

III.2.a.2 Capul aval Capul aval permite traversarea unei ci rutiere pe deasupra sa, în apropierea debuᗰeului

galeriilor de golire a sasului. În aceste condiᘰii, se iau msuri speciale de protecᘰie ᗰi consolidare a zonei. Dimensiunile capului aval se aleg analog cu ale capului amonte. In general, capul aval se echipeaz cu porᘰi plane buscate ᗰi cu sistem de golire concentrat cu galerii de ocolire a porᘰilor (Fig. III.7).

Lungimea capului aval avkl , este distanᘰa dintre marginea amonte a niᗰei porᘰii de serviciu aval ᗰi marginea aval a ecluzei:

'''. kknavk llll ++= (III.21)

unde: nl – lungimea niᗰei pentru poarta de serviciu aval;

– 28 –

"kl – lungimea zidului de rezemare a porᘰii; acest zid are rolul de a prelua împingerile

spre aval date de poarta de serviciu solicitat de presiunea hidrostatic corespunztoare nivelului maxim din sas; pentru predimensionare:

"kl = 3 m ÷ 5 m (III.22)

'kl – lungimea zidului de acces dinspre aval în ecluz, în care sunt incluse:

- lᘰimea batardoului aval, - lᘰimea porᘰii de avarii, - debuᗰarea galeriilor de golire;

pentru predimensionare, se recomand:

'kl = H ᗰi '

kl > 5 m (III.23)

Lᘰimea pereᘰilor capului aval avkb . se adopt pe aceleaᗰi principii ca la capul amonte. Soluᘰiile constructive alese au asimetrie geometric pronunᘰat.

Fig. III.7 Cap ᗰi poart aval

a.- plan; b.- secᘰiune orizontal; c.- secᘰiune vertical dup axul longitudinal; 1.- poart plan buscat; 2.- poart de avarii aval; 3.- batardou aval;

4.- debuᗰeul galeriilor de golire; 5.- rost; 6.- vane

a.

b. c.

– 29 –

III.3 Porᘰile ecluzei III.3.a Poarta amonte Poarta amonte de tip plan coborâtoare în radier are dimensiunile urmtoare.

Grosimea porᘰii ( ) sp Bb 1,008,0 ÷= (III.24)

Lungimea porᘰii cBL sp 2+= (III.25)

unde c este lungimea de rezemare a porᘰii în niᗰ; se recomand sBc 09,0= .

Înlᘰimea porᘰii de serviciu ( ) amamp HgeCPNh ∆+++−= max. (III.26)

unde: CP – cota pragului amonte; e – adâncimea de rezemare în prag a porᘰii; se recomand e = 0,2 m – 0,3 m; g – rezerva de înlᘰime a porᘰii amonte necesar pentru:

- a prelua ridicarea nivelului dinamic cunoscut din bieful amonte, - a preveni deversarea apei peste poarta amonte în sas:

∑ += 'gzg i (III.27) 'g – înlᘰimea de gard, 'g = 0,1 m – 0,3 m.

Înlᘰimea porᘰii de avarii se calculeaz ca pentru poarta de serviciu, dar la nivelul maxim amonte max.amN determinat cu o probabilitate mai sever.

Dimensiunile niᗰei executate în bajoaier:

Lᘰimea niᗰei babd pn ++= (III.28)

Adâncimea niᗰei dcbn += (III.29 )

unde: a – jocul porᘰii ctre amonte: a = 0,1 m – 0,2 m b – rezerv constructiv: b = 0,1 m – 0,2 m c – lungimea de rezemare a porᘰii în niᗰ: sBc 09,0=

d – jocul transversal al porᘰii: d = 0,15 m – 0,25 m.

III.3.b Poarta aval Poarta aval este, în general, de tip plan buscat. Principalele dimensiuni se calculeaz

din condiᘰiile de mai jos.

Grosimea porᘰii ( ) sp Bb 1,006,0 ÷= (III.30)

Lungimea porᘰii θ

+=

cos2ns

pdBl (III.31)

Înlᘰimea porᘰii ( ) gHCPNeh avp ++−+= 0min, (III.32)

Adâncimea niᗰei care adposteᗰte poarta în poziᘰia deschis se determin ca valoarea maxim dintre:

( ) sn Bd 1,009,0 ÷= ᗰi abd pn 2+=

Lungimea niᗰei dcll pn ++= (III.33)

– 30 –

Înlᘰimea pragului aval pe care reazem poarta în poziᘰia închis: 1eed p +=

Lᘰimea pragului aval θ= sinpb ll (III.34)

unde: sB – lᘰimea sasului; 㮀 – unghiul dintre axul canatului porᘰii buscate în poziᘰie închis ᗰi axul transversal al

ecluzei; se recomand 㮀 = 18o – 22o; g – rezerva de înlᘰime a porᘰii aval pentru a prelua ridicrile dinamice de nivel din

bieful amonte ᗰi ridicrile dinamice inerᘰiale (㥀i) din sas, deci pentru evitarea deversrii apei din sas peste poarta aval; se alege valoarea maxim dintre:

∑ += 'gzg i ᗰi 'gig +∆=

g' – înlᘰimea de gard; se recomand: g' = 0,1 m – 0,3 m; a – rezerva de înlᘰime pentru eventualele miᗰcri oscilatorii ale canatului în niᗰ,

provocate de variaᘰiile de presiune în timpul trecerii navelor prin secᘰiunea porᘰii; se recomand: a = 0,15 m – 0,25 m; c – rezerva de lungime a niᗰei pentru evacuarea apei intrate în spatele porᘰii în poziᘰia

deschis; se recomand: c = 0,1 m – 0,2 m; d – rezerva constructiv; se recomand: d = 0,25 m – 0,35 m; e – lᘰimea de rezemare a canaturilor pe pragul aval; se recomand: e = 0,15 m – 0,25 m; e1 – rezerva sub marginea inferioar a porᘰii pentru deplasarea ei uᗰoar în cazul

surprinderii unui mic corp strin; se recomand: e1 = 0,15 m – 0,25 m; Înlᘰimea porᘰii de avarii se calculeaz similar cu înlᘰimea porᘰii de serviciu, dar se ia

în calcul nivelul maxim aval max.avN cu o probabilitate mai sever:

( ) gCPNeh avavarp +−+= max.. (III.35)

III.4 Porturile de aᗰteptare Porturile de aᗰteptare sunt amenajri hidrotehnice executate în amonte ᗰi aval de ecluz

pentru: – efectuarea manevrelor de intrare sau ieᗰire din sas, – staᘰionarea în siguranᘰ a convoaielor ce urmeaz a fi ecluzate, ferindu-le de curenᘰii

puternici sau de vânt. Din aceste condiᘰii, se proiecteaz forma ᗰi dimensiunile porturilor de aᗰteptare. Dimensiunile prea mari favorizeaz formarea valurilor, iar cele prea mici conduc la

manevre dificile ᗰi chiar la avarii. Forma trebuie s permit circulaᘰia rapid a navelor, deoarece 50% – 70% din timpul de

ecluzare este afectat intrrii ᗰi ieᗰirii din sas. Dup form ᗰi dup poziᘰia faᘰ de axul ecluzei, porturile pot fi: – simetrice; – antisimetrice. Accesul navelor în ecluz se poate face prin dou procedee:

– 31 –

1. accesul liber – se bazeaz pe folosirea mijloacelor proprii de guvernare ale navei. În aceast manevr, traiectoria navei este: – rectilinie în cazul porturilor antisimetrice, unde nava trebuie s staᘰioneze pe axul

ecluzei, – în S la porturile simetrice, unde nava trebuie s staᘰioneze lateral axului ecluzei. 2. accesul ghidat – se bazeaz atât pe mijloacele de guvernare ale navei cât ᗰi pe

estacadele de ghidaj executate în pereᘰii portului. A fost introdus în anul 1970, în Olanda, pentru convoaie împinse.

Firul de circulaᘰie care coincide cu axul ecluzei este rezervat convoiului care intr în sas, în timp ce convoiul care iese poate avea o traiectorie curbilinie.

Avantajele procedeului prin acces ghidat: – se reduce timpul de manevr, – se reduce lungimea portului. Observaᘰie În prezent, navigaᘰia cu convoaie împinse se generalizeaz, de aceea ecluzele ᗰi

porturile de aᗰteptare se proiecteaz pentru convoaie cu acces ghidat.

III.4.a. Suprafaᘰa de ap a portului de aᗰteptare cu acces ghidat Intrarea navei de calcul în ecluz, în bune condiᘰii depinde mult de parametrii

construcᘰiei de ghidare (Fig. III.8): − forma în plan, − dimensiunile suprafeᘰei de contact cu nava, − rugozitatea suprafeᘰei de contact cu nava.

Fig. III.8 Dimensionarea portului de aᗰteptare cu acces ghidat

Lungimea portului 21 LLL p += (III.36)

unde: 1L – lungimea de acces, adic lungimea pe care se amenajeaz estacada de ghidare;

2L – lungimea de staᘰionare a convoiului; din motive economice, cvLL =2 . Forma în plan a construcᘰiei de ghidare poate fi: − parabolic, − rectilinie, − mixt. Forma optim a construcᘰiei de ghidare este alctuit dintr-un arc de parabol (OT)

continuat cu un segment de dreapt (TA). Lungimea acestei construcᘰii este dat de ecuaᘰia:

ymxL T ∆+= 5,01 (I II.37)

– 32 –

unde: m – cotangenta unghiului dreptei TA cu axa 0x; y∆ – decalarea laturii portului faᘰ de paramentul interior al bajoaierului.

Observaᘰii Formula (III.37) are caracter general. Pentru a obᘰine un anumit contur al estacadei de

ghidare, trebuie s se introduc, în ec. (III.37), condiᘰii la limit corespunztoare. Astfel: − pentru 0=Tx , conturul este rectiliniu ᗰi ymL ∆⋅=1 ;

− pentru 2LxT = , conturul este parabolic ᗰi ymL ∆⋅= 21 .

Din relaᘰiile precedente, se constat c, la aceleaᗰi valori pentru y∆ ᗰi m, lungimea 1L este de dou ori mai mare la forma parabolic faᘰ de cea rectilinie.

Cu toate acestea, arcul de parabol este preferat, deoarece înclinarea tangentei la conturul parabolic scade pe msura apropierii de ecluz, deci scade forᘰa de frecare. La conturul rectiliniu, forᘰa de frecare rmâne constant.

Pentru a reduce lungimea 1L fr a influenᘰa condiᘰiile de acces, se recomand conturul

mixt, cu parabol pe lungimea 31L

xT = ᗰi m = 4 ÷ 5.

Exemplu La Canalul Cernavod – Agigea, caracteristicile construcᘰiilor de ghidaj sunt m = 5; y∆

= 32,8 m; 8,3253

5,0 11 ⋅+=

LL rezultând L1 = 196,8 m ≈ 200 m.

a.

b.

Fig. III.9 Forma în plan a porturilor de aᗰteptare a.- porturi de aᗰteptare simetrice; b.- porturi de aᗰteptare antisimetrice

Lᘰimea portului se msoar la nivelul pescajului ᗰi se calculeaz din condiᘰiile: a. la porturile de aᗰteptare simetrice (Fig. III.9.a):

icvp jBB 23 += (III.38)

b. la porturile de aᗰteptare antisimetrice (Fig. III.9.b):

eicvp jjBB ++= 2 (III.39)

– 33 –

unde: ji – rezerva interioar, stabilit în funcᘰie de viteza de ieᗰire a convoiului din ecluz ᗰi de raportul dintre secᘰiunea transversal a portului ᗰi secᘰiunea maestr a convoiului ( n = 㪐 / 㲐); pentru predimensionare, se admite:

( ) cvi Bj 5,04,0 ÷= ;

je – rezerva exterioar; se recomand:

cve Bj 2,0= .

III.4.b Suprafaᘰa de ap a portului de aᗰteptare cu acces liber Portul cu acces liber tranziteaz convoaie remorcate ᗰi împinse. Dimensionarea portului (Fig. III.10) se face pentru un convoi împins cu acces ghidat

(1), care are linia de staᘰionare dispus lateral faᘰ de axul ecluzei. Verificarea portului se face la tranzitarea unui convoi tractat cu acces liber (2). Dimensiunile suprafeᘰei de ap se determin în funcᘰie de traiectoria navei în timpul

manevrei de acces sau de îndeprtare. Aceast manevr coincide cu traiectoria centrului de greutate al navei.

Lungimea portului 321 LLLL p ++= (III.40)

unde: 1L – distanᘰa pe care centrul de greutate al navei se deplaseaz coaxial cu ecluza, adic distanᘰa la care se termin (sau începe) manevra în S;

2L – distanᘰa pe care fiecare dan component a convoiului tractat efectueaz manevra în S. Lungimea 2L este format din dou arce de cerc de raz R, racordate printr-un aliniament al pentru anularea giraᘰiei într-un bord ᗰi începerea giraᘰiei în bordul opus;

3L – lungimea ocupat de convoi înainte (sau dup) manevra în S.

ncLL 5,01= (III.41)

( )cRclL a −+= 4222 (III.42)

nccv LLL 5,03 −= (III.43)

unde: ncL – lungimea de calcul a convoiului împins sau a celei mai mari dane din convoiul tractat;

2al – lungimea aliniamentului de pe sectorul L2 calculat cu una din relaᘰiile:

Fig. III.10 Dimensionarea portului de aᗰteptare cu acces liber

( )21L ( )2

2L ( )23L

( )11L ( )1

2L

2gL

2gL

convoi staᘰionat 㬐 R R

㬐 R al R G

– 34 –

tvla ∆= 02 2 sau 2al = ncL (III.44)

v0 – viteza de ocolire; v0 = 1,2 m/s – 2,2 m/s;

㥀t – durata de anulare a giraᘰiei (sau de intrare în giraᘰie), care depinde de inerᘰia navei ᗰi de tipul instalaᘰiei de guvernare:

㥀t = 10 s – 50 s; c – decalarea axei convoiului faᘰ de axa ecluzei; pentru port cu acces rectiliniu ᗰi ieᗰire

în S, decalarea va fi:

R

LBc nc

nc2

4,0+= (III.45)

Lᘰimea portului se determin conform schemei din figura III.11:

R

LjjBB nceicvp

24,02 +++= (III.46)

Fig. III. 11 Lᘰimea portului de

aᗰteptare cu acces liber

Observaᘰii 1. Porturile de aᗰteptare se dimensioneaz în ipoteza accesului ghidat al convoiului

împins ᗰi se verific în ipoteza accesului liber al convoiului tractat. 2. Porturile de aᗰteptare amplasate în zonele de confluenᘰ cu un râu trebuie amenajate

special, deoarece exist pericolul înnisiprii sau al ciocnirii navelor de lucrrile hidrotehnice executate în punctul de confluenᘰ.

3. La proiectarea portului aval, se ᘰine seama de influenᘰa descrctorilor barajului (dac exist). În acest scop, se limiteaz viteza normal pe axul portului la 0,4 m/s – 0,5 m/s.

4. În portul aval, se mreᗰte gabaritul de aer cu 0,5 m pe o distanᘰ de 2 km în aval de ecluz, pentru a ᘰine seama de înlᘰarea dinamic de 0,2 m – 0,3 m ce apare la golirea sasului.

III.4.c Construcᘰii auxiliare Pentru manevrarea sau staᘰionarea convoaielor, în porturile de aᗰteptare, se execut

diferite construcᘰii auxiliare: – estacade de acostare, – estacade de ghidare, – moluri de protecᘰie ᗰi de depᗰire, – pile de acostare, – ducdalbi, – bolarzi.

III.4.c.1 Estacade de acostare Estacadele de acostare permit acostarea navelor ce urmeaz a intra în ecluz (Fig.

III.12). Estacadele pot fi plutitoare ᗰi fixe.

( )2accL '

ei Bj ∆+

G

'ei Bj ∆+

c 1

G 2

– 35 –

Estacadele plutitoare se folosesc în cazul terenurilor stâncoase sau pentru adâncimi mari ale portului. Aceste construcᘰii flotante se fixeaz cu lanᘰuri.

Estacadele fixe se construiesc pe ambele laturi ale portului de aᗰteptare ᗰi se execut din beton armat sau palplanᗰe metalice.

Forma estacadelor: − grinzi cu zbrele, − cheuri masive. Cheurile masive executate din piatr sau beton protejeaz bine portul de aᗰteptare de

curenᘰii transversali. Din motive economice, estacadele de acostare se execut numai pe malul din dreapta

sensului de circulaᘰie spre ecluz, iar pe cellalt mal se execut ducdalbi. În lungul estacadei de acostare, la distanᘰe de 30 m – 40 m, se prevd bolarzi pentru

legarea navelor astfel ca navele mici s fie legate la cel puᘰin doi bolarzi.

a. b.

Fig. III.12 Estacade de acostare pe piloᘰi înalᘰi a.- estacad tip; b.- estacad pentru variaᘰii mari de nivel

Pentru atenuarea abordajelor la acostare, se dispun dispozitive de amortizare sub form de grinzi de lemn, arcuri etc.

Platforma superioar a estacadei este amplasat cu minimum 1 m peste nivelul maxim de calcul al ecluzei.

Dimensionarea estacadei de acostare se face la: – încrcrile clasice, – forᘰa de tracᘰiune din bolard, – forᘰa de lovire a navei.

III.4.c.2 Estacade de ghidaj Estacadele de ghidaj sunt executate similar cu estacadele de acostare. Ele fac legtura

între estacadele de acostare ᗰi capul ecluzei.

III.4.c.3 Ducdalbi Ducdalbii sunt construcᘰii pentru legarea navelor ce aᗰteapt la ecluzare. Se execut sub form de grupuri de 5 – 9 piloᘰi metalici, btuᘰi la distanᘰe de 1 m pân

la 3 m. Se solidarizeaz între ei ᗰi se amplaseaz la distanᘰe de 30 m – 40 m.

– 36 –

III.4.c.4 Moluri Molurile sunt diguri de pmânt având taluzurile protejate cu piatr sau pot fi pereᘰi din

palplanᗰe ancorate. Au rolul de a proteja intrarea în porturile amplasate pe un canal aflat în legtur cu un

râu. Aceast zon este foarte solicitat de curenᘰi ᗰi aluviuni. Exemplu Portul Cernavod de pe canalul Dunre – Marea Neagr este protejat cu moluri, în zona

de racordare.

III.4.c.5 Scri ᗰi legturi cu malul Accesul la mal se asigur cu scri ᗰi alte tipuri de legturi. Acestea sunt prevzute pe

estacadele ᗰi taluzurile portului de aᗰteptare. Distanᘰa între scri ᗰi celelalte legturi este de 35 m – 70 m. Amplasamentele trebuie bine semnalizate ᗰi luminate pe timp de noapte.

– 37 –

CAPITOLUL IV

SISTEMUL HIDRAULIC PENTRU ALIMENTAREA ECLUZEI

Totalitatea circuitelor hidraulice ᗰi a instalaᘰiilor care servesc la controlul nivelului de ap în sas formeaz sistemul de umplere – golire al ecluzei.

Scopul proiectrii optime a sistemului hidraulic este: – obᘰinerea unor durate de ecluzare cât mai mici; – staᘰionarea liniᗰtit a navelor în sas.

IV.1 Principalele sisteme hidraulice de alimentare Principalele sisteme hidraulice de alimentare sunt: 1. sistemele concentrate: frontale ᗰi nefrontale; 2. sistemele distribuite.

IV.1.a Sisteme de alimentare concentrat frontal La sistemele de alimentare frontal, apa intr în sas prin zona capului amonte ᗰi iese

prin zona capului aval. Accesul apei în sas se poate face:

– prin orificii practicate în poart; – prin intermediul porᘰilor; – prin galerii de ocolire a porᘰilor. Datorit concentrrii vitezelor ᗰi debitului în zona frontal, suprafaᘰa apei nu mai este

orizontal, ci capt o pant longitudinal. Consecinᘰa formrii pantei este apuparea navei. Pentru a evita acest risc, se iau urmtoarele msuri: – se introduc dispozitive de disipare a energiei; – se limiteaz viteza; – se limiteaz debitul de umplere a sasului.

IV.1.a.1 Alimentare frontal prin intermediul porᘰilor Dup form, porᘰile ecluzei pot fi: 1. cilindrice:

– segment, – sector;

2. plane. Dup direcᘰia de deschidere, porᘰile ecluzei pot fi:

1. cu deplasare în plan vertical: – ridictoare, – coborâtoare, – ridictoare – coborâtoare;

2. cu deplasare în plan orizontal: buscate. Porᘰile plane se folosesc la capul amonte cu zid de cdere ᗰi la sasurile cu lᘰimi mici.

– 38 –

IV.2 Sistem de alimentare frontal pe sub poart Umplerea sasului prin ridicarea porᘰii plane este echivalent, din punct de vedere

hidraulic, cu curgerea printr-un orificiu mare dreptunghiular, liber în prima faz, apoi înecat (Fig. IV.1).

Calculul hidraulic se bazeaz pe: – ecuaᘰia lui Bernoulli, în care se neglijeaz sarcina de inerᘰie; – ecuaᘰia de continuitate a debitelor; – ecuaᘰia diferenᘰial a cderii.

Fig. IV.1 Umplerea pe sub poarta plan (schem de calcul)

Pe schema de calcul din figura IV.1, s-au fcut urmtoarele notaᘰii: B – lᘰimea orificiului, egal cu lᘰimea sasului;

II p , – înlᘰimea orificiului la ridicarea final, respectiv, la ridicarea curent a porᘰii;

0z – sarcina orificiului liber; se msoar de la nivelul amonte la centrul de greutate al secᘰiunii contractate, considerate la nivelul pragului amonte:

( ) shz 3,12,10 ÷=

㬐 – unghiul porᘰii faᘰ de vertical, numit unghiul deflector al porᘰii: 㬐 = 45o – 60o

a – secᘰiunea geometric de curgere, la un moment dat: α= sinIBa

ca – secᘰiunea contractat:

aac ε=

0a – secᘰiunea geometric de curgere la ridicarea complet a porᘰii:

α= sin0 pIBa

pt – timpul de ridicare a porᘰii

pH – sarcina în sas în momentul final al ridicrii porᘰii;

..oiH – sarcina în sas în momentul înecrii orificiului;

0H

H

0z pI I

A

B'

+H

B

㬐

– 39 –

cv – viteza la un moment oarecare, în secᘰiunea contractat; se consider uniform distribuit pe secᘰiune:

cc a

Qv =

0v – viteza la un moment oarecare, dar raportat la secᘰiunea final de curgere:

00 a

Qv =

㯀 – coeficientul de debit, raportat la secᘰiunea curent: 㯀 = 0,65.

Principalii parametri ai dimensionrii sistemului de alimentare sunt:

– funcᘰia de sarcin: ( )tfH 1= ;

– funcᘰia de debit: ( )tfQ 2= ;

– funcᘰia de energie: ( )tfE 3= ;

– staᘰionarea liniᗰtit a navelor în sas: efP ≤ admP .

Ipoteze pentru simplificarea calculului: a. sarcina inerᘰial se neglijeaz; b. coeficientul de debit se consider constant în timpul curgerii; c. înecarea orificiului are loc când nivelul apei din sas atinge cota zidului de cdere; d. dimensionarea sistemului de alimentare se face din condiᘰia ca efortul de întindere în

parâma de amarare a navelor s fie mai mic decât efortul admisibil al parâmei (exprim condiᘰia ca navele s staᘰioneze liniᗰtit în sas).

IV.2.a. Caracteristicile geometrice ᗰi hidraulice în perioada umplerii Pe durata ridicrii porᘰii, se disting trei perioade în fenomenul hidraulic al curgerii prin

orificii mari: ..oit – timpul de înecare a orificiului;

pt – timpul de ridicare a porᘰii;

uT – timpul de umplere a sasului. 1. Calculul înlᘰimii de ridicare a porᘰii

0

000

0

))((sin85,0

zzHA

DP

BI cvs

cv

adm

sp

ω−Ω+⋅

αµ= (IV.1)

unde s-a notat: sss BLA = – aria secᘰiunii orizontale a sasului;

ss hB=Ω0 – aria secᘰiunii vii a sasului, la nivelul minim;

bcv n ω=ω – aria cuplei maestre a convoiului. 2. Determinarea timpului de umplere a sasului:

)5,01()(

)(

0

00

pp

s

cv

s

adm

cvu KK

Kg

zHAPDT

−⋅

ω−Ω+

⋅= (IV.2)

– 40 –

3. Calculul secᘰiunii de curgere a orificiului, la ridicarea complet a porᘰii:

α= sin0 psIBa (IV.3)

4. Determinarea timpului de ridicare a porᘰii:

)(

2

0

000

cvadm

cvp g

zgaPD

tω−Ω

µ⋅= (IV.4)

5. Determinarea timpului de înecare:

(caz A) ( )22 000

00..

psoi

t

zgaAzHt +

µ−

= (IV.5)

(caz B) 000

00.. 2

)(2

zgatAzH

t psoi µ

−= (IV.6)

În funcᘰie de momentul la care se produce înecarea orificiului, exist dou cazuri de dimensionare:

A. înecarea orificiului dup terminarea ridicrii porᘰii: ..oit > pt ;

B. înecarea orificiului înainte de terminarea ridicrii porᘰii: ..oit < pt .

IV.2.b Înecarea orificiului dup terminarea ridicrii porᘰii

Caracteristica hidraulic este ..oit > pt . Schema de calcul a umplerii în cazul A este prezentat în figura IV.2.

Fig. IV.2 Schema de calcul a curgerii în cazul A

a.- variaᘰia secᘰiunii în timp; b.- schema geometric

Domeniul I se caracterizeaz prin: orificiu liber;

0 < t < pt ;

0H > H > pH ;

pttaa 0= .

Ecuaᘰiile parametrilor principali:

I II Tu

t

tp

ti II.a II.b

a

a0

a.

pI

pH II

I.b

I.a

0H

b.

– 41 –

1. sarcina hidrostatic 20000 2

2t

tAzga

HHps

µ−= (IV.7)

2. debitul tt

zgaQ

p

000 2µ= (IV.8)

3. energia HQgE = (IV.9)

4. adâncimea apei în sas HzHhs −+= )( 00 (IV.10)

5. secᘰiunea vie în sas sss hB=Ω (IV.11)

6. viteza de ridicare a nivelului s

s AQv = (IV. 12)

7. viteza apei la finalul umplerii 0a

Qv = (IV.13)

8. energia specific s

spEE

Ω= (IV.14)

9. forᘰa efectiv în parâm (tf) pcvs

cvsef t

Hgag

DKP2

)(00µ

⋅ω−Ω

= (IV.15)

Domeniul II-a se caracterizeaz prin: orificiu liber

tt p ≤ < ..oit

pH ≥ H > ..oiH

0aa = Ecuaᘰiile parametrilor principali:

1. sarcina hidrostatic

−

µ−=

22 000

0p

s

tt

Azga

HH (IV.16)

2. debitul 000 2 zgaQ µ= (IV.17)


Celelalte ecuaᘰii au aceleaᗰi expresii ca în cazul A- I.

Domeniul II-b se caracterizeaz prin: orificiu înecat

..oit < t < uT

..oiH > H > 0 const=a

Înecarea se produce când 0zH = ᗰi oitt .= . Ecuaᘰiile parametrilor principali:

– 42 –


−

µ−

+=

222

200

0

00 p

s

tt

Aga

zzH

H (IV.19)

2. debitul HgaQ 200µ= (IV.20)


Celelalte ecuaᘰii au aceleaᗰi expresii ca în cazul A-I.

IV.2.c Înecarea orificiului înainte de terminarea ridicrii porᘰii Caracteristica hidraulic este ..oit < pt . Schema de calcul a umplerii în cazul B este

prezentat în figura IV.3.

Fig. IV.3 Schema de calcul a curgerii în cazul B

a.- variaᘰia secᘰiunii în timp; b.- schema geometric

Domeniul I -a. se caracterizeaz prin: orificiu liber 0 < t < pt

0H > H > pH

pttaa 0=

Ecuaᘰiile parametrilor principali sunt aceleaᗰi ca în cazul A, domeniul I ᗰi anume:

1. sarcina hidrostatic 20000 2

2t

tAzga

HHps

µ−= (IV.22)

2. debitul tt

zgaQ

p

000 2µ= (IV.23)

3. energia HQgE = (IV.24) Celelalte ecuaᘰii au aceleaᗰi expresii ca în cazul A-I. Domeniul I- b se caracterizeaz prin:

orificiu înecat

I II Tu

t

tp ti

I.a I.b

a

a0

pI 0H

pH II.b

II.a

I

a. b.

– 43 –

..oit < t < pt

..oiH > H > pH

pttaa 0=


1. sarcina hidrostatic 200

0

004

22

ttA

gaz

zHHps

µ−

+= (IV.25)

2. debitul tt

HgaQ

p

200µ= (IV.26)


Celelalte ecuaᘰii au aceleaᗰi expresii ca în cazul A. Domeniul II se caracterizeaz prin:

orificiu înecat ..oit < t < uT

..oiH > H > 0 const=a

Ecuaᘰiile parametrilor principali sunt aceleaᗰi ca în cazul A, domeniul II- b, astfel:


−

µ−

+=

222

200

0

00 p

s

tt

Aga

zzHH (IV.28)

2. debitul HgaQ 200µ= (IV.29)


Celelalte ecuaᘰii au aceleaᗰi expresii ca în cazul A-I.

IV.2.d Calculul tabelar ᗰi grafic al alimentrii pe sub poart Folosind ecuaᘰiile parametrilor hidraulici ᗰi energetici principali ai umplerii, se va

efectua calculul tabelar (model în Tabel IV.1) ᗰi grafic (model în Fig. IV.4).

Fig. IV.4 Graficul de variaᘰie a parametrilor hidraulici ᗰi energetici (scara desenului este dat ca exemplu)

IV.3 Sistem de alimentare frontal prin galerii de ocolire a porᘰilor

H Q E

t

Scara: H 2 cm …1 m Q 1 cm… 10 m3/s

E 4 cm… 1000 J t 1 cm… 50 s

– 44 –

Galeriile încep din capul amonte, ocolesc porᘰile ᗰi debuᗰeaz în sas, iar orificiile de comunicare cu sasul sunt permanent înecate.

Din punct de vedere hidraulic, umplerea sasului este echivalent cu curgerea prin conducte forᘰate scurte cu ieᗰirea înecat (Fig. IV.5).

Fig. IV.5 Schema alimentrii prin galerii de ocolire a porᘰilor

a.- variaᘰia coeficientului de debit în timp; b.- schema geometric

Ipoteze simplificatoare:

− sarcina inerᘰial se neglijeaz: 0d

d2

2≅

tH ;

− vana este de tip van - plan; − viteza de ridicare a vanei este uniform ᗰi constant pe toat durata deschiderii; − coeficientul de debit este variabil: ( )tf=µ .

IV.3.a Calculul caracteristicilor geometrice ᗰi hidraulice în timpul umplerii Date cunoscute din tema de proiectare: – coeficientul de debit maxim: 0µ – coeficientul sistemului: sK – coeficientul vanei: vK 1. Calculul coeficientului de debit în timpul umplerii Coeficientul de debit variaz în timpul deschiderii vanei:

nµ⋅µ=µ 0 (IV.31)

unde: ( )nfn =µ – funcᘰia de variaᘰie a coeficientului de debit cu timpul; n – timpul relativ de ridicare a vanei n = 0; 0,1; 0,2;…; 1.

Ecuaᘰia (IV.31) devine:

vξ+ξ

=µ0

1 (IV.32)

cu notaᘰiile: ( )nfv =ξ – coeficientul rezistenᘰelor hidraulice în timpul deschiderii succesive a vanei; valorile sunt date în tabelul IV.2;

0ξ – coeficientul global al rezistenᘰelor hidraulice, când vana este complet deschis.

0ξ se determin din relaᘰia (IV.32), punând condiᘰia ca vana s fie deschis total:

I II Tu

t

tv

㯀

㯀0

poart zid de cdere

cap amonte sas

a. b.

– 45 –

0µ=µ ᗰi 0ξ=ξv 㯠v = 0,25

Rezult: vξ−µ

=ξ 20

01 (IV.33)

2. Determinarea timpului de umplere a sasului

00

0d

d)1()(

2

=

µ⋅

λ−⋅

ω−Ω⋅=

t

n

vs

v

cv

s

adm

cvu nKK

Kg

HAPDT (IV.34)

cu notaᘰiile: α−=λ 1 ;

∑=

µ=αn

ini

1 (model în Tabel IV.3);

nn

nn

t

n∆

µ−µ=

µ

=

01

0dd

;

㥀n = 0,1.

3. Determinarea timpului de ridicare a vanei Plecând de la coeficientul relativ de deschidere a vanei, se afl durata deschiderii:

u

vv T

tK = ; uvv TKt ⋅= (IV.35)

4. Determinarea secᘰiunii galeriei, în dreptul vanei, la deschidere complet

0

20

00

dd

1)1(

)(

=

µ

⋅λ−

⋅µ

ω−Ω⋅=

t

nvs

vcvs

cv

adm

nKK

KADPa (IV.36)

În funcᘰie de momentul în care se deschide complet vana, exist dou domenii de dimensionare (Fig. IV.4).

Domeniul I se caracterizeaz prin:

0 < t < vt

H0 < H < vH

nµ⋅µ=µ 0


1. sarcina hidrostatic ∫ ⋅µµ

−=

n

nvs

ntA

gaHH

0

000 d

22

(IV.37)

în care: ∑∫=

µ=⋅µk

ini

n

n n10

d

– 46 –

2. debitul gHaQ 20µ= (IV.38)


Celelalte ecuaᘰii au aceleaᗰi expresii ca în cazul alimentrii pe sub poart.

Domeniul II se caracterizeaz prin:

vt < t < uT

vH < H < 0

0µ=µ = const.


1. sarcina hidrostatic )(2

200v

sv tt

Aga

HH −µ

−= (IV.40)



Celelalte ecuaᘰii au aceleaᗰi expresii ca în domeniul I.

IV.3.b Calculul tabelar ᗰi grafic al alimentrii frontale prin galerii de ocolire a porᘰilor

Folosind ecuaᘰiile parametrilor hidraulici ᗰi energetici principali ai umplerii, se efectueaz calculul tabelar (model în Tabel IV.4).

Se traseaz graficele de variaᘰie a parametrilor principali, în timpul umplerii sasului (model în Fig. IV.6).

Fig. IV.6 Graficul de variaᘰie a parametrilor hidraulici ᗰi energetici (scara desenului este dat ca exemplu)

IV.4 Sistem de alimentare distribuit prin galerii longitudinale Se consider dou galerii dispuse în lungul bajoaierelor. Galeriile comunic cu sasul

prin orificii. Admisia apei este controlat de vane amplasate în capul amonte. Din punct de vedere hidraulic, galeriile lucreaz ca dou conducte forᘰate lungi.

Curgerea apei în timpul umplerii sasului are caracter nepermanent (viteza ᗰi debitul se modific în mod continuu).

H Q E

t

Scara: H 2 cm …..1 m Q 1,5 cm…10 m3/s E 3 cm… 1000 J t 2 cm… 50 s

– 47 –

Se disting dou domenii de curgere, în funcᘰie de mrimea timpului de deschidere a vanelor ᗰi a timpului de umplere a sasului (Fig. IV.7).

Fig. IV.7 Schema alimentrii prin galerii longitudinale în bajoaiere a.- variaᘰia coeficientului de debit în timp; b.- schema geometric

IV.4.a Calculul în domeniul I Domeniul I se caracterizeaz prin:

0 < t < vt

0H > H > vH

nµ⋅µ=µ 0

unde: 0µ – coeficientul de debit la deschiderea complet a vanei;

( )nfn =µ – funcᘰia de variaᘰie a coeficientului de debit cu timpul; n – timpul relativ de ridicare a vanei:

vttn = = 0; 0,1; 0,2;…; 1.

Influenᘰa sarcinii inerᘰiale este redus ᗰi, de aceea, se va neglija.


1. sarcina hidrostatic ∫ ⋅µµ

−=

k

nvs

ntA

gaHH

0

000 d

22

(IV.43)

unde: ∑∫=

µ=α=µk

inii

k

n n10

d ; k < n (IV.44)

∫ ⋅µµ

−=

1

0

000 d

22

ntA

gaHH nv

sv (IV.45)

unde: ∑∫=

µ=α=µn

inin n

1

1

0d (IV.46)

I II Tu

t

tv

㯀

㯀0

0H H

H a. b.

– 48 –

2. debitul vttgHagHaQ 22 000 µ=µ= (IV.47)


IV.4.b Calculul în domeniul II Domeniul II se caracterizeaz prin:

vt < t < uT

vH > H > 0

0µ=µ = const. Observaᘰie Influenᘰa sarcinii inerᘰiale este important, de aceea nu se poate neglija.

Ecuaᘰiile parametrilor principali

1. sarcina hidrostatic )(2

200v

sv tt

Aga

HH −µ

−∆+=∆+ (IV.49)

unde s-a notat: 㥀 – coeficientul inerᘰial, care se determin din condiᘰiile la limit:

∆−

∆+

µ=−

vv

vsvu HHga

HAtT 1

22

00 (IV.50)

In ecuaᘰia (IV.50), paranteza se numeᗰte factor de reducere a timpului de umplere datorit inerᘰiei ᗰi se noteaz cu η .

IV.4.b.1 Calculul parametrilor neglijând sarcina inerᘰial 1. Calculul timpului de umplere a sasului, neglijând sarcina inerᘰial:

00

0d

d)1()(

2

=

µ

⋅λ−

⋅ω−Ω

⋅=t

n

vs

v

cv

s

adm

cvu nKK

Kg

HAPDT (IV.51)

unde s-a notat: 0µ – coeficientul de debit la deschiderea complet a vanei;

sK – coeficientul sistemului;

vK – coeficientul de deschidere a vanei; α−=λ 1 ; ∑α i – se calculeaz dup modelul din tabelul IV.3.

2. Determinarea secᘰiunii galeriei în dreptul vanei, neglijând sarcina inerᘰial:

0

20

00

dd

1)1(

)(

=

µ⋅

λ−⋅

µ

ω−Ω⋅=

t

nvs

vcvs

cv

adm

nKK

KADP

a (IV.52)

3. Calculul timpului de ridicare a vanei, neglijând sarcina inerᘰial:

uvv TKt = (IV.53)

4. Determinarea sarcinii la care are loc curgerea, la terminarea ridicrii vanei:

– 49 –

αµ

−= vs

v tA

gaHH

2200

0 (IV.54)

IV.4.b.2 Calculul parametrilor cu considerarea sarcinii inerᘰiale 1. Determinarea coeficientului inerᘰial:

s

gA

la020µ

=∆ (IV.55)

unde s-a notat: gl – lungimea total a galeriilor sistemului de alimentare:

( ) sg Ll 6,13,1 ÷=

sL – lungimea sasului în aceast variant de alimentare.

2. Determinarea factorului de reducere a timpului de umplere

vv HH

∆−

∆+=η 1 (IV.56)

3. Calculul timpului de umplere ᘰinând seama de sarcina inerᘰial

00

0, d

d)1()(

2

=

µ⋅

ηλ+−η

⋅ω−Ω

⋅=t

n

vvv

s

cv

s

adm

cviu nKKK

Kg

HAPDT < uT (IV.57)

4. Determinarea secᘰiunii galeriei în dreptul vanei ᘰinând seama de sarcina inerᘰial:

0

20

0,0

dd

1)1(

)(

=

µ⋅

ηλ+−η

⋅µ

ω−Ω⋅=

t

nvs

vcvs

cv

admi

nKKK

KADP

a (IV.58)

5. Calculul timpului de ridicare a vanei ᘰinând seama de sarcina inerᘰial:

iuviv TKt ,, = (IV.59)

Observaᘰie Diferenᘰa dintre timpul de umplere real ᗰi timpul de umplere neglijând inerᘰia trebuie s

fie sub 5%. In caz contrar, se continu calculul hidraulic astfel: se determin coeficientul inerᘰial 㥀 cu ecuaᘰia (IV.55), în care se introduce noua arie a galeriilor ia ,0 calculat conform ecuaᘰiei (IV.58).

Ecuaᘰiile parametrilor principali 1. sarcina hidrostatic – se calculeaz cu ec. (IV.49)



IV.4.c Calculul tabelar ᗰi grafic al alimentrii distribuite prin galerii longitudinale Folosind ecuaᘰiile parametrilor hidraulici ᗰi energetici principali ai umplerii, se

efectueaz calculul tabelar (model în Tabel IV.5).

– 50 –

Se traseaz graficele de variaᘰie a parametrilor principali în timpul umplerii sasului (model în Fig. IV.8).

Fig. IV.8 Graficul de variaᘰie a parametrilor hidraulici ᗰi energetici (scara este dat ca exemplu)

H Q E

t

Scara: H 2 cm …1 m Q 1 cm….10 m3/s

E 4 cm… 1000 J t 2 cm… 50 s

Ta

bel I

V.1

Tab

loul

um

pler

ii în

var

iant

a al

imen

trii

fron

tale

pe

sub

poar

t

Dom

eniu

l t (s)

H

(m)

Q

(m3 /s)

E (J

) h s

(m

) 㪐

0 (m

2 ) v s

(m

/s)

v (m

/s)

E sp

(J/m

2 ) P e

f (k

N)

1 2

3 4

5 6

7 8

9 10

11

0

0

0

0

0 0

50

I-a

t i =

212

25

0

300

I-b

t p =

403

45

0

II

T u =

511

0

0 0

0 0

0 0

Obs

erva

ᘰie –

dat

ele

num

eric

e di

n ta

bel s

unt e

xem

ple

− 51 −

Tabe

l IV

.2 C

oefic

ienᘰ

ii de

rez

iste

nᘰ

hidr

aulic

în

tim

pul d

esch

ider

ii va

nei

()n

fv

=ξ

n 0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

㯠 v

∞

193,

2 44

,75

18,0

5 8,

37

4,27

2,

33

1,25

0,

64

0,34

0,

25

Ta

bel I

V. 3

Cal

culu

l coe

ficie

ntul

ui d

e de

bit 㯀

n vξ

vξ

+ξ 0

㯀

0,

µµ

=µ

in

∑+

∆⋅⋅

µ=

µ1

5,0i i

nini

n ∑ =

µ=

αk i

nii

1

0 ∞

∞

0

0 0

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

0,25

1,

0

− 52 −

Ta

bel I

V.4

Tab

loul

um

pler

ii în

var

iant

a al

imen

trii

fron

tale

prin

gal

erii

scur

te d

e oc

olire

a p

orᘰil

or

Dom

eniu

l n

= t/t

v t

㬐 i

H

H

㯀 Q

E

h s

㪐s

v s

v v

E sp

P ef

1 2

3 4

5 6

7 8

9 10

11

12

13

14

15

0 0

0

H0=

0

0 0

0 0

0

0,1

0,

2

0,3

0,

4

0,5

0,

6

0,7

0,

8

0,9

I

1,0

t v=

1,1

1,

2

-

1,3

1,

4

-

-

…

-

II

T u

= -

0 0

0

0

0

0 0

0

− 53 −

Ta

bel I

V.5

Tab

loul

um

pler

ii în

var

iant

a al

imen

trii

prin

gal

erii

long

itudi

nale

am

plas

ate

în b

ajoa

iere

Dom

eniu

l n=

t/t v

t ui

㬐 i

H

H

㯀 Q

E

h s

㪐s

v s

v v

E sp

P ef

1 2

3 4

5 6

7 8

9 10

11

12

13

14

15

0 0

0

H0=

0

0 0

0 0

0

0,1

0,

2

0,3

0,

4

0,5

0,

6

0,7

0,

8

0,9

I

1,0

t vi =

1,1

1,

2

-

1,3

1,

4

-

…

-

II

T u

i =

- 0

0

0 0

0 0

0 0

− 54 −

– 55 –

CAPITOLUL V

CALCULUL STATIC ᗠI DE REZISTENᘠဠ AL ECLUZEI

V.1 Predimensionarea elementelor funcᘰionale ale sasului Schema static a sasului este cadru rigid pe mediu elastic. Dimensiunile de gabarit ale prᘰilor principale ale sasului (Fig. V.1) se stabilesc în

funcᘰie de: – nivelul maxim din bieful amonte ( max.amN ), – nivelul maxim din bieful aval ( max.avN ), – nivelul minim din bieful aval ( min.avN ), – natura terenului de fundaᘰie. In exteriorul sasului, se execut umplutur de pmânt, prin care vor circula curenᘰii de

ap de infiltraᘰie. De asemenea, în exteriorul sasului, se amenajeaz drenaje ᗰi lucrri antiinfiltrante care se poziᘰioneaz în funcᘰie de nivelurile caracteristice.

Fig. V.1 Principalele cote ale elementelor sasului

BAJOAIER

l bb

hr RADIER

Hb

b0 C.S.B.

C.S.R.

N.M.av.

N.m.av.

N.M.am.

hy

by

C.I.R.

N.M.inf.

N.m.inf. C.D.

DREN

hS0

H0

a

㥀Hd.1

㥀Hd.2 㥀hav

2sB

– 56 –

Efectele acestor amenajri sunt: – coborârea nivelului apei subterane, – reducerea presiunilor hidrodinamice, – limitarea infiltraᘰiei, – lungirea ᗰi dirijarea traseelor de infiltraᘰie. Bajoaierele au secᘰiunea transversal descresctoare spre coronament. Paramentul

dinspre ap al bajoaierelor este vertical.

V.1.a Elemente de predimensionare pentru bajoaier Grosimea la coronament se determin dup mai multe criterii: 1. din comportarea betonului la eforturile principale la 45 o ce apar la forᘰa de izbire a

navei:

fb

izbizbR

Fmb.

0 3= (V.1.a)

unde s-a notat: izbm – coeficient de siguranᘰ egal cu 1,2 ÷ 1,5; fbR . – rezistenᘰa betonului la forfecare;

2. din condiᘰia de încastrare a parapetului:

0b > 0,8 m ÷ 1 m (V.1.b)

Grosimea în secᘰiunea curent:

yb ≥ 0b + (0,16 ÷ 0,22) yh (V.2)

Grosimea la baz [6]:

bb ≥ 0b + (0,16 ÷ 0,22) bH (V.3)

Înlᘰimea bajoaierului:

aHhH sb ++= 00. (V.4)

Înlᘰimea de siguranᘰ:

( )minmax1 ttaa −+= = 1 m ÷ 1,5 m (V.5)

cu notaᘰiile: 1a – suma denivelrilor dinamice; ( )minmax tt − – diferenᘰa dintre tasarea maxim probabil ᗰi tasarea minim

probabil a structurii.

V.1.b Elemente de predimensionare pentru radier Grosimea radierului se alege ca valoarea maxim din condiᘰiile:

br Hh

÷=

41

51 sau rh > sB

÷

81

101 (V.6)

Lᘰimea radierului pân în axul sasului:

2s

bB

bl += (V.7)

– 57 –

V.1.c Niveluri de calcul la intradosul bajoaierului. Niveluri de infiltraᘰie la extradosul bajoaierului. Cota drenului

Nivelurile de calcul la intradosul bajoaierului sunt:

Nivelul minim aval: 0.min. sav hN = (V.8)

Nivelul maxim aval: avavav hNN ∆+= min.max. (V.9)

unde s-a notat: avh∆ = 1 m ÷ 2 m

Nivelul maxim amonte: 0min.max. HNN avam += (V.10)

Pozarea drenului la extradosul bajoaierului se face în funcᘰie de max.avN :

Cota drenului: max.. avNDC = + (1 m ÷ 1,5 m) (V.11)

Nivelul minim de infiltraᘰie: 2min. 15,0. dinf HDCN ∆−= (V.12)

unde s-a notat: min.2 . avd NDCH −=∆

Nivelul maxim de infiltraᘰie: 1max. 15,0. dinf HDCN ∆+= (V.13)

unde s-a notat: DCNH amd .max.1 −=∆

V.1.d Caracteristicile mecanice ale betonului ᗰi ale pmântului de umplutur Not Pentru a explica mai uᗰor etapele de dimensionare, în continuare, se va da un exemplu

de calcul.

a. Se precizeaz clasa betonului folosit ᗰi caracteristicile mecanice:

Clasa betonului (Romcod): CH 20/25 (BcH 25; BH 350) cu cR = 15 N/mm2

Greutatea specific a betonului: betγ = 24 kN/m3

Coeficientul Poisson al betonului: betυ = 0,19

Modulul de elasticitate al betonului: betE = 30.000 N/mm2

b. Se determin caracteristicile geotehnice ale zonei de amplasament al sasului:

Greutatea specific a pmântului cu umiditate natural, aflat deasupra nivelului apei subterane (exemplu): nγ = 15 ÷ 17 kN/m3

Greutatea specific a pmântului submersat (aflat sub nivelul apei subterane):

( ) apansub n γ−−γ=γ 1 , n = porozitatea

Exemplu: subγ = 7 kN/m3

Unghiul de frecare intern al pmântului nesubmersat: nϕ = 25o – 35o

Unghiul de frecare intern al pmântului submersat: subϕ = 20o – 30o

– 58 –

V.2. Metoda de calcul de rezistenᘰ. Grupri ᗰi ipoteze de calcul. V.2.a Metoda de calcul Siguranᘰa construcᘰiilor executate din diferite materiale se verific printr-o metod

semiprobabilistic, numit metoda strilor limit, în conformitate cu STAS 10100/0-77 ”Principii generale de verificare a siguranᘰei construcᘰiilor”.

În aceast metod, relaᘰia de verificare a siguranᘰei este: minmax RS ≤ (V.14)

unde s-a notat: maxS – solicitarea maxim probabil, produs de valorile maxime ale încrcrilor asupra unei secᘰiuni (efortul secᘰional);

minR – valoarea minim probabil a capacitᘰii de rezistenᘰ a secᘰiunii. Aceste valori sunt denumite valori de calcul. Ele se stabilesc în legtur cu valorile de

referinᘰ ale încrcrilor, respectiv, ale rezistenᘰelor, denumite valori caracteristice (sau normate), astfel:

– valoarea de calcul a încrcrii (sau a solicitrii) se determin înmulᘰind valoarea normat ( nS ) (conform STAS 10101/0-77) cu coeficientul încrcrii (n). Prin coeficientul n (conform STAS 10101/0-77, tabelele 2, 3, 4, 5), se ᘰine seama de abaterile nefavorabile posibile ale valorii normate, cauzate de variabilitatea statistic a încrcrii.

– valoarea de calcul a rezistenᘰei secᘰiunii se obᘰine prin împrᘰirea rezistenᘰei normate ( nR ) cu coeficientul de siguranᘰ al materialului (㬰). Prin coeficientul 㬰, se ᘰine seama de posibilitatea depᗰirii valorii normate datorit variabilitᘰii statistice a calitᘰii materialului. În unele cazuri, se introduce ᗰi coeficientul condiᘰiilor de lucru (m).

Tabel V.1 Rezistenᘰele de calcul (N/mm2), modulul de elasticitate (kN/mm2) la betoane (conform NE 012 – 99; C 140-86; STAS 10700/0-90)

Caracteristica Simbolul

Clasa betonului (Marca betonului)

Compresiune cilckf . sau cubckf .

bkR

Întindere

tR

Modulul de elasticitate

bE

C4/5 Bc5 B75 3,3 – 12 C6/7,5 Bc7,5 B100 4,7 9,5 14 C8/10 Bc10 B150 6,5 0,6 21 C12/15 Bc15 B200 9,5 0,8 24 C16/20 Bc20 B250 12 0,95 27 C20/25 Bc25 B350 15 1,1 30 C25/30 Bc30 B400 18 1,25 32 C30/35 Bc35 B450 20,7 1,35 34,5 C35/45 Bc40 B500 23,4 1,46 37 C40/50 Bc50 B600 28,5 1,67 38 C50/60 Bc60 B700 33,3 1,85 40

Not Simbolurile din tabelul V.1, pentru calitatea betonului, sunt: C – reprezint Codul, primul numr reprezint rezistenᘰa cilindric, al doilea numr

reprezint rezistenᘰa cubic, conform NE 012-99; Bc – reprezint clasa de beton, numrul reprezint rezistenᘰa cubic, conform

Normativului C140-86 ᗰi STAS 10107 / 0-90;

– 59 –

B – reprezint marca betonului, numrul reprezint rezistenᘰa cubic medie teoretic, în daN/cm2, conform STAS 1275-81.

Modulul de elasticitate transversal al betonului are valoarea bb EG 4,0= . Încrcrile se clasific (conform STAS 10101/0-77, tabelul 1) în: 1. încrcri permanente (P); 2. încrcri temporare (T) cu subclasele:

– încrcri cvasipermanente (C), – variabile (V);

3. excepᘰionale (E). Relaᘰia (V.14) devine:

∑ γ≤ mRSn

nn (V.15)

V.2.b Gruparea încrcrilor. Ipoteze de calcul Calculul elementelor ᗰi structurilor de construcᘰii se face folosind combinaᘰiile cele mai

defavorabile, practic posibile, ale diferitelor acᘰiuni. Aceste combinaᘰii, numite grupri de încrcri, sunt alctuite pe baza schemelor de încrcare.

STAS 10101/0A-77 “Acᘰiuni în construcᘰii. Clasificarea ᗰi gruparea acᘰiunilor” arat c dimensionarea se face utilizând dou tipuri de grupri:

A. grupri fundamentale, formate din încrcri P, C ᗰi V; B. grupri speciale formate din încrcri P, C, V ᗰi E. Încrcrile permanente P se iau în calcul în toate cazurile. Încrcrile cvasipermanente C ᗰi variabile V se iau în calcul când efectele lor sunt

defavorabile pentru verificarea într-o anumit secᘰiune ᗰi la o anumit stare limit. Încrcrile excepᘰionale E se iau în calcul numai în cazul unor grupri speciale. Not Spre deosebire de alte categorii de construcᘰii, construcᘰiile hidrotehnice inclusiv

ecluzele se dimensioneaz ᗰi se verific pentru trei tipuri de grupri: fundamentale, speciale, extraordinare.

F. Gruparea fundamental pentru urmtoarele ipoteze de exploatare normal: F.1. exploatare normal (Fig. V.2.a) în ipoteza:

– nivel minim al apei în sas (N.m.); – nivel maxim al apelor de infiltraᘰie (N.M.inf.); – platforma ecluzei este încrcat cu suprasarcina q = 1000 ÷ 1500 daN/m2; – nava exercit o forᘰ de tracᘰiune în parâm trF la 1 m peste min.avN .

Este ipoteza care reflect cea mai defavorabil solicitare dinspre exterior.

a. b.

Fig. V.2 Gruparea fundamental ᗰi ipotezele de exploatare normal F.1 ᗰi F.2 a.- gruparea F.1 “sas gol”; b.- gruparea F.2 “sas plin”

N.M. Fizb

N.m.inf.

q

N.m. Ftr

N.M.inf.

– 60 –

F.2. exploatare normal (Fig. V.2.b) în ipoteza: – nivel maxim al apei în sas (N.M.); – nivel minim al apelor de infiltraᘰie (N.m.inf.); – nava exercit o forᘰ de izbire izbF poziᘰionat la 1 m peste max.amN .

S. Gruparea special pentru urmtoarele ipoteze de construcᘰie ᗰi reparaᘰii: S.1 reparaᘰii în interiorul sasului (Fig. V.3.a) în ipoteza:

– dren blocat parᘰial; – nivel maxim al apelor de infiltraᘰie; – platforma ecluzei încrcat cu suprasarcina q = 1000 ÷ 1500 daN/m2;

S.2. faza de construcᘰie (Fig. V.3.b) ᘰine seama de etapele de realizare a umpluturii din spatele bajoaierului în funcᘰie de fazele de betonare a acestuia.

S.3. reparaᘰii la exteriorul sasului în ipoteza: – umplutura îndeprtat; – nivel maxim amonte în sas.

Observaᘰie Ipoteza de calcul S.3. ar putea exista, dar nu se mai foloseᗰte astzi, în proiectare

deoarece, în timpul exploatrii ecluzei, nu se admite nici o reparaᘰie la extrados, cu îndeprtarea umpluturii, când apa din sas este la nivel maxim.

a. gruparea S.1 “reparaᘰii”

b. gruparea S.2 “execuᘰie continu a radierului pe toat durata”

Fig. V.3 Gruparea special cu ipoteza de reparaᘰii S.1 ᗰi ipoteza de construcᘰie S.2

Fig. V.4 Gruparea extraordinar cu ipoteza de blocare a drenului E.1

q

N.M.inf.

N.m.

N.M.inf.

3

1 2

N.inf. N.inf. 1

3

1 2

N.inf.

4

– 61 –

E. Gruparea extraordinar pentru urmtoarele ipoteze:

E.1 blocarea total a drenului (Fig. V.4.) în ipoteza: – nivel minim al apei în sas, – nivel de infiltraᘰie la nivelul maxim amonte.

a. b.

Fig. V.5 Gruparea extraordinar ᗰi ipoteza de cutremur E.2 a.- forᘰe seismice orizontale transversale; b.- forᘰe seismice verticale

E.2 cutremur – se aleg direcᘰiile de calcul ale forᘰelor seismice care dau efectele cele mai periculoase:

E.2.a. direcᘰia orizontal transversal (Fig. V.5.a) în ipoteza: – nivel maxim amonte în sas; – platforma ecluzei încrcat cu suprasarcin; – umplutura este normal; – nivel de infiltraᘰie minim.

Observaᘰie Gruparea de încrcri E.2.a se foloseᗰte pentru verificarea eforturilor ᗰi a stabilitᘰii la

lunecare. E.2.b. direcᘰia vertical (Fig. V.5.b) în ipoteza:

– sas complet gol; – nivel de infiltraᘰie maxim; – subpresiune maxim.

Observaᘰii 1. Gruparea de încrcri E.2.b se foloseᗰte la verificarea stabilitᘰii la plutire. 2. Gruparea extraordinar E intervine extrem de rar în existenᘰa construcᘰiei (o dat, de

dou ori sau niciodat), dar ea poate fi cauza unor accidente foarte grave.

V.3 Calculul încrcrilor Se fac urmtoarele ipoteze: − încrcrile sunt repartizate uniform în lungul sasului; − rigiditatea elementelor componente ale sasului este uniform în lungul sasului. Rezult c sasul lucreaz în starea plan de deformaᘰie. Aceast caracteristic elastic

permite ca eforturile secᘰionale în secᘰiunea curent a sasului s fie determinate pentru o fâᗰie de lᘰime unitar (Fig. V.6).

Schema static de calcul pentru bajoaier este consola încastrat în radier.

Fs.r

N.m.inf Fs.b

Eh+㥀Es.h

ah

N.M.am

Fs.b

q

Ps.h Ps.h Ps.h Rh Fs.r

N.M.inf.

S

Fs.b

Fs.p

av

– 62 –

Încrcrile se stabilesc pentru o fâᗰie de lᘰime egal cu 1 m, astfel:

Greutatea proprie a bajoaierului: betbb AG γ= (V.16)

Greutatea pmântului de umplutur: subpnpp GGG .. += (V.17)

nnpnp AG γ= .. (V.18)

subsubpsubp AG γ= .. (V.19)

Fig. V.6 Starea plan de deformaᘰie a sasului a.- fâᗰia unitar de calcul; b.- schema static pentru bajoaier; c.- schema static pentru radier

Forᘰa hidrostatic a apei din sas:

− la nivel maxim: 2

2max.

1ama

HHF γ

= (V.20)

− la nivel minim: 2

2

2sa

HhF γ

= (V.21)

Forᘰa hidrostatic a apei de infiltraᘰie:

− la nivel maxim: 2

2max.

1.nfia

nf.iHH

Fγ

= (V.22)

− la nivel minim: 2

2min.

2.nfia

nf.iHH

Fγ

= (V.23)

Împingerea pmântului Umplutura poate exercita asupra bajoaierului: – împingere activ, – împingere în stare de repaus, – împingere suplimentar reactiv. Tipul de împingere ᗰi distribuᘰia presiunii pmântului asupra paramentului bajoaierului

se adopt în calcul, în funcᘰie de tendinᘰa de deplasare a bajoaierului ᗰi de posibilitatea lui de deformare.

La bajoaierele independente fundate pe terenuri nestâncoase, se va considera împingerea activ.

1m

1m

1m

a. b.

c.

– 63 –

Bajoaierele încastrate în radier sunt considerate, practic, fr deformaᘰii ᗰi deplasri. În consecinᘰ, în calcul, se va folosi presiunea pmântului în stare de repaus introducându-se coeficientul de împingere lateral în stare de repaus repK :

ϕ−= sin1repK sau 0

01 υ−

υ=repK (V.24)

unde s-a notat: 㱠 – unghiul de frecare intern al pmântului, 0υ – coeficientul Poisson pentru teren (Tabel V.2); Se va face calculul pentru trei zone care corespund cu: a. suprasarcina de pe platform, b. zona de umplutur fr ap de infiltraᘰie, c. zona de umplutur cu ap de infiltraᘰie.

a. suprasarcina: repKqp =0 (V.25)

unde s-a notat: q – încrcarea pe platform;

b. zona fr ap de infiltraᘰie: hKpp nrep γ+= 01 (V.26)

c. zona cu ap de infiltraᘰie: infsubrep hKpp γ+= 12 (V.27)

Tabel V.2 Coeficientul Poisson ( 0υ ) pentru diferite tipuri de pmânturi

Tip de pmânt Coeficient Poisson Tip de pmânt Coeficient Poisson

Argile compacte 0,25 – 0,30 Pietriᗰ – bolovniᗰ 0,12 – 0,17 Argile prfoase 0,35 – 0,37 Nisipuri 0,20– 0,30 Argile plastice 0,38 – 0,45 Argile nisipoase 0,21 – 0,29

Încrcrile produse de nave:

Forᘰa de izbire a navei (kN): 329,0 cvizb DF = (V.28)

unde cvD reprezint deplasamentul (tf).

Punctul de aplicaᘰie al forᘰei de izbire, în poziᘰia cea mai defavorabil, este situat la 1 m peste nivelul maxim în sas.

Forᘰa de tracᘰiune în parâm trF se determin în funcᘰie de tipul ᗰi deplasamentul navei (Tabel V.3).

Tabel V.3 Tracᘰiunea în parâm

barjaD (tf) < 1000 1000 ÷ 2000 2000 ÷ 3000 3000 ÷ 5000 > 5000

trF (kN) 100 130 150 200 250 Se ᘰine seama (Fig. V.7) numai de acᘰiunea componentei perpendiculare pe

bajoaier xtrF . :

– componenta perpendicular: βα= cossin. trxtr FF (V.29)

unde 㬐 ᗰi 㬠 sunt unghiurile de înclinare a parâmei, cu valorile: - pentru vase de pasageri: 㬐 = 45o ᗰi 㬠 = 0o; - pentru vase de mrfuri: 㬐 = 30o ᗰi 㬠 = 0o.

– 64 –

Punctul de aplicaᘰie al forᘰei de tracᘰiune în parâm se consider la 1 m peste nivelul minim aval min.avN .

În condiᘰii normale de exploatare, forᘰa de întindere din parâm trebuie s fie mai mic decât forᘰa admisibil, deoarece la o supraîncrcare accidental, forᘰa în parâm poate atinge valoarea de rupere. admP se calculeaz cu formula empiric (II.15) sau cu:

31adm 3,0 DP = (V. 30)

Forᘰa de rupere se calculeaz în funcᘰie de caracteristica de dotare a navei:

sr CPP ⋅= adm (V.31)

cu notaᘰia: sC – coeficient de siguranᘰ, având valorile: pentru parâme de oᘰel: sC = 2,75 ÷ 3 pentru parâme sintetice: sC = 3,25.

Registrul Naval Român recomand: “Nu este necesar ca forᘰa de rupere a parâmelor de manevr ᗰi legare s fie mai mare de 32.500 daN”.

Fig. V.7 Forᘰa de tracᘰiune în parâm Încrcarea pe platformele adiacente se stabileᗰte în funcᘰie de destinaᘰia platformei ᗰi

de modul de exploatare: – pentru oameni, autocamioane: q = 4 ÷ 5 kN/m2 – pentru halaj cu locomotive: q = 20 kN/m2 – pentru depozitarea mrfurilor ᗰi materialelor: q = 10 ÷ 15 kN/m2 . Not Ca exemplu, se va considera încrcarea pe platform q = 16 kN/m2. Observaᘰie Se face schiᘰa încrcrilor pentru ipotezele: F.1 (“sas gol”), F.2 (“sas plin”) ᗰi S.1.

(“reparaᘰii”), apoi se calculeaz forᘰele pentru fiecare ipotez.

V.4 Verificri de stabilitate ᗰi de rezistenᘰ la ecluze Calculul de stabilitate ᗰi rezistenᘰ se efectueaz în diferite ipoteze de încrcare ᗰi

cuprinde: – verificarea stabilitᘰii la plutire a sasului, – verificarea stabilitᘰii la alunecare a sasului ᗰi a capului aval, – verificarea stabilitᘰii la rsturnare a bajoaierelor independente, – verificarea rezistenᘰei structurii, – verificarea capacitᘰii portante a terenului de fundare, – verificarea la apariᘰia fisurilor. Condiᘰia de stabilitate se exprim astfel: “suma forᘰelor care asigur stabilitatea trebuie

s fie mai mare decât suma forᘰelor care se opun stabilitᘰii” sau, într-o alt formulare, “coeficientul de siguranᘰ calculat cu forᘰele normate trebuie s fie mai mare cel puᘰin egal cu coeficientul de siguranᘰ admisibil”.

Tabelul V.4 prezint valorile coeficienᘰilor de siguranᘰ (n).

F

Fz

Fx

Fy

㬐㬠

– 65 –

Tabel V.4 Coeficienᘰi de siguranᘰ (n)

Clasa construcᘰiei STAS 4273 - 85

Gruparea de încrcri Plutire nP

Lunecare nAL

Rsturnare nR

Fundamentale 1,10 1,30 1,40 I Speciale 1,10 1,10 1,10 F 1,10 1,20 1,30 II S 1,10 1,10 1,10 F 1,05 1,15 1,20 III S 1,05 1,05 1,10 F 1,05 1,15 1,15 IV S 1,05 1,05 1,10

V.4.a Verificarea stabilitᘰii la plutire a sasului Se stabileᗰte cea mai defavorabil grupare de încrcri pentru stabilitatea la plutire în

condiᘰii statice ᗰi dinamice. Calculul pentru condiᘰii statice se face la gruparea excepᘰional care corespunde

ipotezei: sas complet gol, nivel maxim de infiltraᘰie, subpresiune maxim, platforma adiacent neîncrcat (Fig. V.8).

Coeficientul de stabilitate admisibil în condiᘰii statice este SPnadm, = 1,3.

Fig. V.8 Verificarea stabilitᘰii la plutire a sasului (schema încrcrilor) Coeficientul de stabilitate la plutire în condiᘰii statice se calculeaz cu formula:

S

EEPGGGSV

FF

nvfrv

vnfiprbi

pert

stabSp

+++++=== ∑

∑∑ > S

Pn .adm (V.32)

unde: ∑ stabF – suma forᘰelor stabilizatoare: greutatea bajoaierelor bG , a radierului rG , a prismelor exterioare de pmânt pe bajoaiere pG , componenta vertical a forᘰei

hidrostatice din apa subteran vinfP , componenta vertical din împingerea

pmântului vE , forᘰa de frecare vertical (pmânt-pmânt) vfrE :

iihpvfr ECE ϕ= tg, (V.33)

N.M.inf.

S

Gr hr

1pG

2pG

H.M.inf.+hr E2

E1

Gb

– 66 –

pC – coeficient de participare a forᘰelor de frecare lateral sau coeficient de mobilizare;

pC = 0,35 ÷ 0,75

ihE , – componenta orizontal a împingerii pmântului pe bajoaiere; 㱠 – unghiul de frecare interioar pentru pmântul de umplutur;

∑ pertF – suma forᘰelor perturbatoare: subpresiunea S calculat pentru nivelul maxim de infiltraᘰie ᗰi la funcᘰionarea normal a drenului

( )lhHlpS rinfas +γ== max. (V.34)

Verificarea stabilitᘰii la plutire se face pentru condiᘰii dinamice la gruparea excepᘰional în condiᘰii de seism pe direcᘰie vertical, care corespunde ipotezei: sas complet gol, nivel maxim de infiltraᘰie, subpresiune maxim, platforma adiacent neîncrcat, acceleraᘰia maxim a cutremurului pe direcᘰie vertical.

Coeficientul de stabilitate în condiᘰii dinamice admisibil este DPnadm, = 1,1.

Coeficientul de stabilitate la plutire în condiᘰii dinamice se calculeaz cu formula:

∑∑

⋅+=

iv

iDp VaS

Vn > D

Pn .adm (V.35)

unde: va – acceleraᘰia seismic vertical de sus în jos; ∑ iv Va – forᘰele seismice de jos în sus (forᘰe de inerᘰie).

Observaᘰie Dac sasul nu este stabil la plutire, se vor mri forᘰele verticale (greutatea radierului sau

alte forᘰe stabilizatoare).

V.4.b Verificarea stabilitᘰii la alunecare a sasului Stabilitatea la alunecare se efectueaz pentru sasul cu bajoaiere independente ᗰi pentru

sasul de tip caren încrcat nesimetric. Coeficientul de stabilitate la alunecare în condiᘰii statice se calculeaz cu formula:

( )∑

∑ +−=

h

rSAL F

AcSVfn > S

ALnadm, (V.36)

unde: rf – coeficient de frecare între radier ᗰi pmânt în stare de repaus; ϕ= tgrf ∑V – suma forᘰelor verticale stabilizatoare; S – subpresiunea;

c – coeziunea pmântului; A – suprafaᘰa de contact pe care se produce alunecarea; ∑ hF – suma forᘰelor orizontale care produc alunecarea.

Coeficientul de stabilitate la alunecare în condiᘰii dinamice se calculeaz în ipoteza c deplasrile sunt atât de mari încât efectul coeziunii pmântului este neglijabil:

( )∑∑

∑+

−=

hsh

rDAL FF

SVfn

. > D

ALnadm, (V.37)

unde: ∑ hsF . – suma forᘰelor seismice orizontale (Fig. V.5.a).

– 67 –

Coeficientul de stabilitate în condiᘰii dinamice admisibil este DALnadm, = 1,1.

V.4.c Verificarea stabilitᘰii la alunecare a capului aval Calculul pentru condiᘰii statice se face la gruparea excepᘰional care corespunde

ipotezei: nivel maxim în sas, nivel maxim al apei de infiltraᘰie, nivel minim în portul aval, subpresiune maxim (Fig. V.9).

Fig. V.9 Verificarea stabilitᘰii la alunecare a capului aval (schema încrcrilor)

Coeficientul de stabilitate admisibil în condiᘰii statice este SALnadm, = 1,3.

Coeficientul de stabilitate la alunecare în condiᘰii statice se calculeaz cu formula:

( )∑

∑ +−=

h

hbprSAL P

EfCSVfn

2 > S

ALnadm, (V.38)

unde: rf – coeficient de frecare între radier ᗰi terenul de fundaᘰie; ∑V – suma forᘰelor verticale stabilizatoare: greutatea bajoaierelor bG , a radierului

rG , a apei, a prismelor exterioare de pmânt pe bajoaiere pG , componenta

vertical din împingerea pmântului vE ; S – subpresiunea; pC – coeficient de participare a forᘰelor de frecare lateral sau coeficient de mobilizare;

pC = 0,3 ÷ 0,7

bf – coeficient de frecare între bajoaier ᗰi terenul de umplutur;

hE – componenta orizontal a împingerii pmântului pe bajoaiere;

∑ hP – suma forᘰelor hidrostatice date de apa din sas ᗰi din exterior; suprafeᘰele pe care acᘰioneaz fiecare din aceste forᘰe se determin în funcᘰie de poziᘰia elementului de etanᗰare din rostul sas - cap aval.

Coeficientul de stabilitate la alunecare în condiᘰii dinamice se calculeaz cu formula:

N.m.av

N.M.am

Gr

Gp

H2

H1

amaG

avaG

etanᗰare rost

H4

2Gb

2Frb

Ffr

S

H3

H1

H2

H3

Gr

Gp

N.M.am

– 68 –

( )hshh

hbpvrDAL PGaP

EfCGaVfn

.

2∆++

⋅⋅⋅+−=

∑∑∑∑ > D

ALnadm, (V.39)

unde: va , ha – acceleraᘰia cutremurului pe vertical, respectiv pe orizontal; hsP .∆ – forᘰe hidrostatice suplimentare date de apa din sas ᗰi din portul aval în timpul

cutremurului, calculate cu formula lui Westergaard [14]:

( ) zHgazp a

h γ=87 (V.40)

aγ – greutatea specific a apei; z – adâncimea curent; H – adâncimea maxim în dreptul suprafeᘰei considerate.

Coeficientul de stabilitate în condiᘰii dinamice admisibil este DALnadm, = 1,1.

V.4.d Verificarea capacitᘰii portante a terenului de fundare Se stabileᗰte cea mai defavorabil grupare de încrcri în ceea ce priveᗰte capacitatea

portant a terenului. Aceast grupare corespunde ipotezei de exploatare normal cu sas plin F.2, la care se adaug suprasarcina (Fig. V.10). Se calculeaz efortul efectiv pe teren ᗰi se compar cu efortul admisibil (Tabel V.5).

Fig. V.10 Schema încrcrilor pentru verificarea capacitᘰii portante a terenului de fundare

Efortul efectiv trebuie s fie mai mic decât efortul admisibil:

admσ≤σ 2,1

Determinarea efortului efectiv: WM

AN

±=σ 2,1 (V. 41)

ANM =σ→= 2,10 (V.41.a)

N.m.inf.

S

Gr hr

1pG

2pG

H.m.inf.+hr E2 Gb

E1

q

2.inf.hP

Q

N.M.am. Fizb

1.hP

Ga

– 69 –

∑ −++++== SGGGGQVN arbpi (V.41.b)

Greutatea apei din sas: 2

)( 0s

saaB

hHG +γ= (V.42)

Suprafaᘰa de transmitere a sarcinilor: A = l .1 Tabel V.5 Efortul admisibil dup natura terenului (daN/cm2)

Teren Efort admisibil (㰰adm)

1,5 pentru h < 2 m Argilos

1,7 pentru h > 2 m Nisipos – argilos 2,5 – 3 Tare 3,5 – 4

V.5 Calculul bajoaierului V.5.a Ipotezele de dimensionare Bajoaierul se calculeaz ca o consol încastrat în radier, acᘰionat de forᘰe orizontale

ᗰi verticale, în urmtoarele ipoteze (conform schiᘰelor): A. Ipoteza de exploatare F.2 , cu forᘰele: – greutatea proprie, – împingerea pmântului Eh ᗰi Ev la nivelul minim al infiltraᘰiei, – forᘰa hidrostatic în sas la nivelul maxim amonte, – forᘰa hidrostatic la nivelul minim al infiltraᘰiei, – forᘰa de izbire a navei. B. Ipoteza de exploatare F.1, cu forᘰele: – greutatea proprie, – împingerea pmântului Eh ᗰi Ev la nivelul maxim al infiltraᘰiei, – forᘰa hidrostatic în sas la nivelul minim aval, – forᘰa hidrostatic la nivelul maxim al infiltraᘰiei, – forᘰa de tracᘰiune a navei. C. Ipoteza de reparaᘰii în interiorul sasului S.1, cu forᘰele: – greutatea proprie, – împingerea pmântului Eh ᗰi Ev la nivelul maxim al infiltraᘰiei, – forᘰa hidrostatic la nivelul maxim al infiltraᘰiei, – suprasarcina, – solicitri datorit variaᘰiilor de temperatur. In timpul reparaᘰiilor, pe timp de var pot exista temperaturi mai mari la intradosul

bajoaierului faᘰ de extrados, încât apare tendinᘰa de deplasare a bajoaierului spre umplutur. Aceast deplasare creeaz o împingere suplimentar reactiv rp∆ care se suprapune peste împingerea pmântului în repaus. Pe timp de iarn, procesul este analog, dar în sens contrar.

Momentul încovoietor ᗰi forᘰa tietoare vor creᗰte cu o valoare care depinde de: – diferenᘰa de temperatur, – modulul de deformaᘰie al umpluturii, – caracteristicile geometrice ale bajoaierului.

− 70 −

Solicitrile din diferenᘰa de temperatur se consider astfel:

– momentul încovoietor în secᘰiunea de încastrare se suplimenteaz cu:

Et MM 35,0o = (V.43.a)

– forᘰa tietoare în secᘰiunea de încastrare se suplimenteaz cu:

Et TT 25,0o = (V.43.b)

V.5.b Etapele de calcul (exemplu) a). Se consider un numr de secᘰiuni orizontale prin bajoaier, ce pot fi poziᘰionate în

dou variante: − la distanᘰe egale între ele (1 m – 3 m) (Fig. V.11.a); − la cotele unde exist modificri semnificative ale încrcrilor (la nivelurile

caracteristice din sas ᗰi din umplutur) (Fig. V.11.b).

a. b. Fig. V.11 Schema secᘰiunilor de calcul pe înlᘰimea bajoaierului (exemple)

a.- la distanᘰe egale; b.- la niveluri caracteristice

b). Se definesc dimensiunile caracteristice ale bajoaierului ᗰi clasa betonului:

bH = 20,6 m

0b = 0,7 m

1b = 12,07,0 h+

2b = 22,07,0 h+

3b = 32,07,0 h+

b0

bb

Ftr

Fizb

3

0

1 1

3

2 2

0

4 4

5 5

Ninf.max

Ninf.min

Nav.min

Nam.max

Hb

1/5Hb

b0

bb

Ftr

Fizb

3

0

1 1

2 2

3

0

4

5 5

Ninf.max

Ninf.min

Nam.max

Hb

Nav.min 4

− 71 −

…………… Greutatea specific a betonului: betγ = 24 kN/m3. c). Se calculeaz valoarea fiecrei forᘰe, pe fiecare secᘰiune.

V.5.c Calculul încrcrilor în ipoteza de exploatare F2 - sas plin Greutatea betonului Secᘰiunea 1-1 (Fig. V.12.a)

betG γ×××= 115,57,01 ( )betG γ×

×−=

215,57,073,1'

1

27,0

273,1

1 −=e ( )7,073,132

273,1'

1 −−=e

unde s-a notat: e – excentricitatea forᘰei faᘰ de centrul secᘰiunii. Secᘰiunea 2–2 (Fig. V.12.b)

2413,107,02 ×××=G ( ) 242

3,107,076,2'2 ×

×−=G

27,0

276,2

2 −=e ( )7,076,232

276,2'

2 −−=e

Fig. V.12 Greutatea proprie a. - secᘰiunea 1-1;

b.- secᘰiunea 2-2 (schiᘰ de calcul)

Forᘰa hidrostatic la nivel minim de infiltraᘰie În secᘰiunile 1–1 ᗰi 2–2 (Fig. V.11.b) nu exist ap de infiltraᘰie, deci calculul se face

din secᘰiunea în care apare min.infN .

Secᘰiunea 3 – 3 (Fig. V.13.a)

209,109,12,0

3.×××γ

= avnfiP

209,1 2

3.×γ

= ahinfP

09,12,031

279,3

3 ×−=vinf.e

309,1

3. =hinfe

Secᘰiunea 4 – 4 (Fig. V.13.b)

'2e

10,3

2 2 O2

2,76

0,7

e2

G2

'2G

5,15

1 1

O1

1,73 e1

G1 '1G

'1e

0,7

− 72 −

224,624,62,0

4.×××γ

= avnfiP

224,6 2

4.×γ

= ahinfP

24,62,031

282,4

4 ×−=vinf.e

324,6

4. =hinfe

a. b. Fig. V.13 Forᘰa hidrostatic la nivel minim de infiltraᘰie (schiᘰ de calcul)

a.- secᘰiunea 3-3; b.- secᘰiunea 4-4

Forᘰa hidrostatic în sas la nivel maxim amonte Secᘰiunea 1 – 1 (Fig. V.14)

255,2 2

1×γ

= ahP

355,2

1 =he

Fig. V.14 Forᘰa hidrostatic în sas la max.amN (schiᘰ de calcul)

Împingerea pmântului la nivelul minim al infiltraᘰiei Secᘰiunea 1 – 1 (Fig. V.15.a)

00 =σ z 15,51 ×γ=σ nz

00 =σx 11 zrx K σ×=σ ( )

27,073,11

1−σ

= zvE

215,51

1×

= xhE σ

37,073,1

273,1

1−

−=ve 315,5

1 =he

Secᘰiunea 3 – 3 (Fig. V.15.b) Pe aceast zon, exist ᗰi ap subteran, unde umplutura va avea greutatea specific

subγ . Împingerea pmântului se va calcula pe zone anume pân la nivelul de infiltraᘰie ᗰi sub acesta, diagrama presiunilor fiind dublu trapezoidal.

5,15

1 1

O1 Ph1 2,

55

2,6

eh1

O4

4,82

Ninf.min

0,7

4 4

vinfP 4

6,24 h

infP 4

20,6

O3

3,79

Ninf.min

0,7

3 3

vinfP 3

1,09 hinfP 3

− 73 −

În calculele preliminare, se accept simplificarea ca diagrama s fie de forma unui singur trapez.

00 =σ z 09,136,143 ×γ+×γ=σ subnz

00 =σx 33 zrx K σ×=σ

( )2

7,079,333

−σ= z

vE 2

45,1533

×σ= x

hE

37,079,3

279,3

3−

−=ve 345,15

3 =he

a. b.

Fig. V.15 Împingerea pmântului la min.infN (schiᘰ de calcul)


Sarcini date de nave. Forᘰa de izbire a navei Forᘰa de izbire a navei s-a determinat analitic, printr-o metod energetic:

lFvgD

izbnav ∆⋅=⋅⋅

+β

β21

21cos3sin 2

2

2 (V.44.a)

unde: 㬠 – unghiul dintre axa navei ᗰi peretele construcᘰiei în momentul ᗰocului: - sas 㬠 = 3o ÷ 4o - sector rectiliniu cap ᗰi estacad de acostare 㬠 = 8o ÷ 10o - sector curbiliniu cap ᗰi estacad de ghidaj 㬠 = 20o ÷ 25o

D – deplasamentul navei (tf); navv – viteza navei la intrarea în ecluz, limitat la 1m/s ÷1,2 m/s;

izbF – forᘰa de izbire a navei (kN); 㥀l – deplasarea construcᘰiei datorit ᗰocului. Forᘰa de izbire s-a determinat ᗰi experimental, în funcᘰie de deplasamentul navei. Astfel,

la deplasament D = 4500 ÷ 5000 tf (45000 ÷ 50000 kN), pentru:

− sas DFizb 3001

= (V.44.b)

− sector rectiliniu la cap ᗰi estacade de acostare DFizb 2001

= (V.44.c)

5,15

1 1

O1

1ve

0,7

1,73

1vE1zσ

1hE

1xσ

1he 15,4

3 3

O3

3vE3zσ

3hE

3xσ 3,79

3veNinf.min

1,09

− 74 −

− sector curbiliniu la cap ᗰi estacade de ghidaj DFizb 1501

= (V.44.d)

O alt formul empiric general pentru forᘰa de izbire în funcᘰie de deplasament este:

329,0 DKF izbizb = (V.44.e)

unde: izbK – coeficient de izbire, având valorile: - sas izbK = 1 - sector rectiliniu cap ᗰi estacad de acostare izbK = 1,67 - sector curbiliniu cap ᗰi estacad de ghidaj izbK = 2

Punctul de aplicaᘰie al forᘰei de izbire a navei este la 1 m peste max.amN .

V.5.d Calculul încrcrilor în ipoteza de exploatare F.1 - sas gol Greutatea betonului (este cunoscut din V.5.c) Forᘰa hidrostatic la nivel maxim de infiltraᘰie

Secᘰiunea max.infN (secᘰiunea 2 – 2, în Fig. V.16.a)

213,113,12,0

2.×××γ

= avnfiP

213,1 2

2.×γ

= ahinfP

13,12,031

276,2

2 ×−=vinf.e

313,1

2. =hinfe

Secᘰiunea urmtoare (3 – 3 în Fig. V.16.b)

228,628,62,0

3.×××γ

= avnfiP

228,6 2

3.×γ

= ahinfP

28,62,031

279,3

3 ×−=vinf.e

328,6

3. =hinfe

a. b. Fig. V.16 Forᘰa hidrostatic la nivel maxim de infiltraᘰie (schiᘰ de calcul)


Forᘰa hidrostatic în sas la nivel minim aval Calculul se face începând din secᘰiunea corespunztoare nivelului minim aval. Secᘰiunea 4 – 4 (Fig. V.17)

2 2

O3

6,28 hinfP 3

3,79

Ninf.max

0,7

3 3

vinfP 3

2 2

O2 1,13 h

infP 2

2,76

Ninf.max

0,7

1 1 v

infP 2

− 75 −

26,3 2

4×γ

= ahP

36,3

4 =he

Fig. V.17 Forᘰa hidrostatic în sas

la min.avN (schiᘰ de calcul)

Împingerea pmântului pentru nivelul maxim de infiltraᘰie Secᘰiunea 2 – 2 (Fig. V.18.a)

00 =σ z 13,117,92 ×γ+×γ=σ subnz


( )2

7,076,222

−σ= z

vE 2

3,1022

×σ= x

hE

37,076,2

276,2

2−

−=ve 3

3,103 =he

a. b. Fig. V.18 Împingerea pmântului la max.infN (schiᘰ de calcul)

a.- secᘰiunea 2 – 2; b.- secᘰiunea 3 – 3

Secᘰiunea 3 – 3 (Fig. V.18.b) 00 =σ z 28,617,93 ×γ+×γ=σ subuz


( )2

7,079,333

−σ= z

vE 2

45,1533

×σ= x

hE

Ph4

eh4

O4

Nav.min

0,7

4 4

20,6

hs = 3,6

10,3

2 2

O2

2ve

0,7

1,73

2vE

2zσ

2hE

2he

2xσ

Ninf.max

1,13

15,4

3 3

O3

3vE

3zσ

3hE

3xσ

3,79

3ve

Ninf.max

6,28

− 76 −

37,079,3

279,3

3−

−=ve 345,15

3 =he

Sarcini date de nave. Forᘰa de tracᘰiune în parâm Se calculeaz cu formula (V.29), apoi se verific relaᘰia:

trF < admP < rP

V.5.e Calculul încrcrilor în ipoteza de reparaᘰii în sas S.1 Greutatea betonului (se cunoaᗰte din V.5.c) Forᘰa hidrostatic la nivel maxim de infiltraᘰie (se cunoaᗰte din V.5.d)

Suprasarcina aplicat pe secᘰiunea 0 – 0 Secᘰiunea 0 – 0 (Fig. V.19)

7,0×= qQ

27,0

273,1

01 −=e

27,0

276,2

02 −=e

Fig. V.19 Suprasarcina (schiᘰ de calcul)

Împingerea pmântului la nivel maxim de infiltraᘰie, cu suprasarcin Secᘰiunea 1 – 1 (Fig. V.20.a)

a. b.

Fig.V.20 Împingerea pmântului la max.infN ᗰi suprasarcin (schiᘰ de calcul)

a.- secᘰiunea 1-1; b.- secᘰiunea 2-2 qz =σ 0 qnz +×γ=σ 15,51

00 zrx K σ×=σ 11 zrx K σ×=σ

Q q

1

2 2

1 O1

O2

0 0

5,15

1 1

O1

1ve

0,7

1,73

0zσ

q

1vE 1zσ

1hE

1xσ

0xσ

10,3

2 2

O2

0zσ

q

2vE

2zσ

2hE

2xσ

2he

0xσ

2,76

1ve

1he

− 77 −

( )( )2

7,073,1101

−σ+σ= zz

vE ( )2

15,5101

×σ+σ= xx

hE

273,17,0

37,073,12

10

101 −+

−⋅

σ+σσ+σ

=zz

zzve

315,52

10

101 ⋅

σ+σσ+σ

=xx

xxhe

Secᘰiunea 2 – 2 (Fig. V.20.b)

qz =σ 0 13,117,902 ×γ+×γ+σ=σ subnzz

00 zrx K σ×=σ 22 zrx K σ×=σ

( )( )2

7,076,2202

−σ+σ= zz

vE ( )

23,1020

2×σ+σ

= xxhE

276,2

7,03

7,076,22

20

202 −+

−⋅

σ+σσ+σ

=zz

zzve

33,102

20

202 ⋅

σ+σσ+σ

=xx

xxhe

V.5.f Sistematizarea solicitrilor în bajoaiere, în cele trei ipoteze de calcul Schema solicitrilor este dat în Fig. V.21, iar rezultatele în tabelul V.6.

a.- convenᘰia de semn pentru solicitri b.- .- ipoteza F2 “sas plin”

c.- ipoteza F.1 “sas gol” d. - ipoteza S.1 “reparaᘰii în sas”

Fig.V.21 Sistematizarea solicitrilor

M T

N

M T

N

M T

N

M T

N

Ta

bel V

.6 C

ENTR

ALI

ZAR

EA ÎN

Cဠ

RC

ဠR

ILO

R ᗠ

I A E

FOR

TUR

ILO

R S

ECᘠI

ON

ALE

(p

arte

a I)

A C

ᘠ I

U N

I

V

E R

T I

C A

L E

M

rim

ea fo

rᘰel

or (k

N)

ᗰi b

raᘰu

l for

ᘰelo

r (m

)

Gre

utat

e be

ton

Forᘰ

a hi

dros

tatic

in

filtr

aᘰie

Su

pras

arci

n

Împi

nger

e p

mân

t

Ipotez

Secᘰiune Po

ziᘰie

(m

) G

e

G'

e'

v inf

P

v inf

e

Q

e v

E

ve

0 1

2 3

4 5

6 7

8 9

10

11

12

1–1

–

–

2–

2

– –

3–3

– –

4–4

–

–

A

5–5

–

–

1–

1

– –

2– 2

– –

3– 3

– –

4– 4

– –

B

5–5

–

–

1–1

2–

2

3–3

4–

4

C

5–5

− 78 −

Tabe

l V.6

CEN

TRA

LIZA

REA

ÎNC

ဠR

Cဠ

RIL

OR

ᗠI A

EFO

RTU

RIL

OR

SEC

ᘠIO

NA

LE (

parte

a II

)

A C

ᘠ I

U N

I

O R

I Z

O N

T A

L E

Mr

imea

forᘰ

elor

(kN

) ᗰi

br

aᘰul

forᘰ

elor

(m)

E F

O R

T U

R I

S

E C

ᘠ I

O N

A L

E

(kN

; kN

.m)

Secᘰiune

Forᘰ

a hi

dros

tatic

în

sas

Forᘰ

a hi

dros

tatic

in

filtr

aᘰie

Îm

ping

ere

pm

ânt

Forᘰ

e da

te d

e na

ve

Forᘰ

a di

n te

mpe

ratu

r

Forᘰ

ax

ial

Fo

rᘰ

tie

toar

e M

omen

t

hP

he

h inf

P

h inf

e

hE

he

tr

izb/

FF

ne

tF

te

N

T M

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

– –

1–

1

–

–

2–2

– –

3–

3

–

–

4–4

– –

5–

5

–

–

1–1

– –

2–

2

–

–

3–3

– –

4–

4

–

–

5–5

– –

– –

– –

1–

1 –

–

–

– –

–

2–2

– –

– –

3–

3 –

–

–

–

4–4

– –

– –

5–

5

− 79 −

– 80 –

V.6 Calculul radierului Construcᘰiile rezemate pe mediu elastic se calculeaz, în funcᘰie de tipul lor, pe baza

uneia din cele trei probleme ale teoriei elasticitᘰii: − problema plan, − problema cu simetrie radial, − problema spaᘰial. Construcᘰiile dimensionate în ipoteza problemei plane a teoriei elasticitᘰii se împart în

dou clase, în funcᘰie de condiᘰiile în care lucreaz terenul de fundaᘰie: − construcᘰii rezemate pe teren care lucreaz în starea plan de deformaᘰie, − construcᘰii rezemate pe teren care lucreaz în starea plan de efort. Terenul lucreaz în starea plan de deformaᘰie atunci când: − suprafaᘰa de rezemare a construcᘰiei este dreptunghiular alungit, − orice fâᗰie cu lᘰimea de 1 m, izolat în sens transversal, lucreaz în condiᘰii identice

cu orice fâᗰie analog. Aceste condiᘰii arat c trebuie s existe uniformitate pentru: − rigiditatea construcᘰiei, − repartiᘰia sarcinii exterioare. Condiᘰiile strii plane de deformaᘰie sunt satisfcute riguros de o fâᗰie cu lungimea

infinit. În realitate, fâᗰiile de la extremitᘰile construcᘰiei lucreaz în condiᘰii diferite de fâᗰiile din zona central.

În practic, se consider c o construcᘰie lucreaz în starea plan de deformaᘰie dac lungimea suprafeᘰei de rezemare este de 3 ori mai mare decât lᘰimea.

Calculul în ipoteza de deformaᘰie plan permite folosirea metodelor aproximative. Construcᘰiile hidrotehnice la care se aplic ipoteza strii plane de deformaᘰie sunt

plcile de fundaᘰie de la: baraje deversoare, ecluze, docuri uscate, ziduri de sprijin, cldirile hidrocentralelor, evacuatori.

Construcᘰia care lucreaz în starea plan de efort se asimileaz cu grinda rezemat pe un strat elastic subᘰire (semiplan elastic), a crui grosime trebuie s fie egal cu lᘰimea suprafeᘰei de rezemare. Aceast ipotez se aplic unui numr mic de construcᘰii: centurile de beton ale construcᘰiile de zidrie sau de la baza construcᘰiilor.

Grinzile ᗰi plcile încrcate neuniform în lungul lor nu pot fi calculate prin fâᗰii de 1 m. Pentru calculul acestora, se foloseᗰte ipoteza strii spaᘰiale de deformaᘰii sau a strii spaᘰiale de tensiuni.

V.6.a Modele fizice pentru terenul de fundaᘰie Calculul construcᘰiilor pe mediu elastic const din urmtoarele etape: − determinarea reacᘰiunii mediului elastic la încrcrile transmise de construcᘰie, − determinarea strii de eforturi ᗰi deformaᘰii în structur ᗰi teren. Determinarea reacᘰiunii mediului elastic de rezemare implic: − distribuᘰia presiunilor reactive pe suprafaᘰa de contact, − mrimea presiunilor reactive pe suprafaᘰa de contact. Pentru a exprima comportarea terenului de fundaᘰie, s-au conceput modele matematice

ᗰi fizice: − modelul coeficientului de pat: Winkler, Filonenko-Borodici, Pasternak, Reissner; − modelul semispaᘰiului elastic: Boussinesq, Vlasov; − modelul semiplanului elastic: Flamant, Soloviev-Nemov; − modelul stratului compresibil de grosime finit. Rezultatele teoretice ᗰi de laborator difer de cele practice, datorit ipotezelor

simplificatoare introduse în modelele matematice ᗰi fizice ale mediului de rezemare.

– 81 –

Modelul Winkler Reprezint primul model fizic al terenului de fundaᘰie, a fost elaborat în 1867. În acest

model, terenul de fundaᘰie este înlocuit cu un sistem de arce elastice, independente, rezemate pe un suport rigid (Fig. V.22). O plac sau o grind aᗰezat pe suprafaᘰa modelului comprim doar arcele aflate sub suprafaᘰa de contact.

Fig. V.22 Model Winkler Fig. V.23 Model Filonenko-Borodici

1.- plac încovoiat

Ecuaᘰia care exprim comportarea terenului are forma:

)()( xwkxp = (V.45)

Ea arat c presiunea reactiv p în fiecare punct al suprafeᘰei de contact este proporᘰional cu tasarea w din acel punct, factorul de proporᘰionalitate k fiind numit coeficient de pat.

Deficienᘰele modelului Winkler: − nu ᘰine seama de influenᘰa tasrii terenului din punctele vecine, − nu ᘰine seama de faptul c tasarea are loc ᗰi în afara suprafeᘰei de contact, − încrcrile din afara suprafeᘰei de contact produc tasri ᗰi sub construcᘰie.

Modelul Filonenko-Borodici În modelul Winkler, se realizeaz interacᘰiunea resorturilor conectând capetele

superioare ale acestora la o membran elastic. Membrana este supus unui câmp de tensiune constant T (Fig. V.23).

Relaᘰia încrcare – tasare are forma:

wTwkxp 2)( ∇−= (V.46)

Modelul Pasternak În 1954, Pasternak introduce legturi de forfecare între resorturile din modelul Winkler.

Aceste legturi sunt modelate fizic prin conectarea capetelor superioare ale resorturilor la o grind (sau la o plac, în cazul plan) alctuit din elemente verticale incompresibile ce se pot deforma numai prin forfecare transversal (Fig. V.24.a).

Relaᘰia încrcare – tasare este:

wGwkxp 2)( ∇−= (V.47.a)

unde G este modulul de forfecare al terenului.

Modelul Pasternak îmbuntᘰit consider mediul de rezemare format din dou straturi de resorturi care conlucreaz (Fig. V.24.c):

− la partea inferioar un strat de tip Winkler, − apoi un strat de tip Pasternak. Ca urmare, deplasarea va fi format din suma deplasrilor celor dou straturi:

T T 1

p q

w

k = C

– 82 –

),(),(),( 21 yxwyxwyxw += (V.47.b)

Relaᘰia încrcare – tasare este dat de expresia:

wGwkpcGp

ck 221 ∇⋅−=∇⋅−

− (V.48)

cu notaᘰiile: c – modulul de elasticitate al stratului superior de resorturi; k – modulul de elasticitate al stratului inferior de resorturi.

Fig. V.24 Model Pasternak

a.- model fizic Pasternak simplu; b.- deformarea elementelor verticale; c.- model fizic Pasternak îmbuntᘰit; d.- deformarea componentelor;

1.- plac încovoiat; 2.- strat de forfecare Modelul Boussinesq A fost propus în 1885. Se numeᗰte ᗰi modelul semispaᘰiului elastic, deoarece terenul

este substituit printr-un corp solid având urmtoarele caracteristici: − se extinde în jos ᗰi lateral, − perfect elastic (revine la forma ᗰi dimensiunile iniᘰiale dup înlturarea sarcinii), − liniar deformabil (între deplasri ᗰi deformaᘰii exist o legtur de liniaritate

geometric, iar între eforturi ᗰi deformaᘰii o liniaritate fizic), − omogen (proprietᘰile fizice sunt constante dup toate direcᘰiile), − izotrop (proprietᘰile mecanice sunt constante dup toate direcᘰiile). O sarcin concentrat P situat într-un punct al suprafeᘰei de rezemare provoac tasarea

mediului de rezemare atât sub suprafaᘰa de rezemare cât ᗰi în afara ei. Mrimea tasrii într-un punct, situat la distanᘰa r de sarcin (Fig. V.25) este dat de

relaᘰia:

r

PE

wπ

⋅υ−

=2

1

0

20 (V.49)

cu notaᘰiile: 0υ – coeficientul Poisson al terenului (sau coeficientul dilataᘰiei laterale); 0E – modulul deformaᘰiei totale a terenului. Deficienᘰele modelului semispaᘰiului elastic:

1 2 q

q

p

1 2 q

D

k

G c

z

x a.

b. d.

c.

q 1 2

q

p

– 83 –

− supraevalueaz tasrile, − supraevalueaz momentele, − consider terenul omogen pe orizontal ᗰi în adâncime, − nu ᘰine seama de influenᘰa sarcinilor vecine.

Fig. V.25 Model Boussinesq Fig. V.26 Model Flamant

Modelul Vlasov Are la baz modelul semispaᘰiului elastic, în care se introduc ipotezele: − deplasrile orizontale sunt nule sau neglijabile, − deplasrile verticale sunt date sub form de serii infinite:

nkyxVyxw kk ,...,2,1;)()(),( =Ψ⋅= ∑ (V.50)

unde )(xVk se numeᗰte deplasare generalizat, determinat din condiᘰiile de echilibru, iar )( ykΨ este funcᘰia repartiᘰiei transversale a deplasrilor în secᘰiunea x considerat.

Modelul Flamant Studiaz starea de deformaᘰie într-un semiplan de grosime unitar (Fig. V.26). Din

terenul de fundaᘰie al unei fâᗰii a construcᘰiei, se izoleaz un strat de grosime 1 m, vertical ᗰi se calculeaz în ipoteza strii plane de deformaᘰie. Modelul Flamant este denumit ᗰi modelul semiplanului elastic.

Deplasarea într-un punct al suprafeᘰei plane a semiplanului elastic, aflat la distanᘰa r, produs de o sarcin q uniform-distribuit dup o dreapt infinit este:

( )r

Eqrw ln12)(

0

20

πυ−

−= (V.51)

Deficienᘰele modelului: − supraestimarea tasrilor, − supraestimarea momentelor încovoietoare în radier.

Modelul Soloviev-Nemov Acest model are la baz semiplanul elastic neomogen, liniar deformabil.

x

y

z

㮀

P

㰰x

㰰z

㰰r r

Din punct de vedere fizic, modelul const din pivoᘰi verticali care preiau numai sarcini axiale, iar între pivoᘰi sunt pereᘰi subᘰiri de forma unor plci gofrate.

Modelul prezint unele performanᘰe: − ia în considerare conlucrarea construcᘰiei cu terenul de fundaᘰie, − tasrile în afara construcᘰiei sunt finite, − presiunile reactive pe conturul construcᘰiei sunt finite, − aparatul matematic este redus la ecuaᘰii diferenᘰiale de ordinul doi.

Modelul stratului compresibil de grosime finit În modelul semispaᘰiului elastic, se introduce ipoteza c stratul compresibil nu este

infinit, ci are grosime finit ᗰi este aᗰezat pe o baz rigid. Modelul înlocuieᗰte semispaᘰiul elastic pentru a obᘰine tasri egale cu cele reale (Fig.

V.27). Grosimea stratului astfel determinat se numeᗰte grosime activ ( aH ). În cazul în care grosimea stratului compresibil natural, pe care reazem construcᘰia, este

mai mic decât grosimea activ (Fig. V.27.b), atunci, în calcul, se va lua grosimea real ( cH ).

a. b. Fig. V.27 Modelul stratului compresibil finit

a.- grosime activ b.- grosime real

Stabilirea grosimii active este o problem dificil, deoarece include mulᘰi parametri. În calculele preliminare, grosimea activ se va adopta astfel: − pentru radiere flexibile aH = 0,5 l ; l ; 2 l − pentru radiere absolut rigide aH = 0 ; 0,25 l ; 0,5 l ; l ; 2 l ; ∞

unde l reprezint semilungimea de rezemare a construcᘰiei.

V.6.b Calculul radierului prin metode bazate pe modelul semiplanului infinit Prima etap în calculul construcᘰiilor rezemate pe medii deformabile este determinarea

presiunilor reactive ale terenului la încrcrile transmise de construcᘰie. În cazul radierelor de rigiditate finit, problema este static nedeterminat, deoarece, pe

lâng ecuaᘰiile de echilibru static, sunt necesare ecuaᘰii capabile s exprime deformaᘰia construcᘰiei ᗰi deformaᘰia terenului de fundaᘰie.

V.6.b.1 Metoda Gorbunov-Posadov Pentru majoritatea radierelor de ecluz, se poate folosi modelul semiplanului elastic, la

care sistemul de axe se alege în mijlocul radierului (Fig. V.28.a). Tasarea într-un punct M, datorit sarcinii P, este dat de relaᘰia:

( )Cxx

EPxw +−

πυ−

−= ||ln12)(0

20 (V.52)

2l

Ha

H →

∞

Hc

– 84 -- –

– 85 –

a. b. Fig. V.28 Metoda Gorbunov-Posadov (schemă de calcul)

a.- poziţia axelor; b.- încărcarea echivalentă

Pentru a afla tasarea terenului în punctul M datorită presiunilor reactive )(xσ (Fig. V.28.b), se înlocuieşte P cu xx d)( ⋅σ şi se integrează:

CxxxxE

xzxw

l

l

+⋅−⋅σπ

υ−−== ∫

−

d||ln)()1(2

)()(0

20 (V.52.a)

La ecuaţia (V.52.a), se adaugă ecuaţia fibrei medii deformate care are expresia:

)()(dd

1 4

4

2 xxqx

zIEσ−=⋅

υ− (V.53)

unde s-a notat: 21 υ−EI – rigiditatea cilindrică a grinzii,

I – momentul de inerţie al grinzii, υ – coeficientul Poisson al materialului grinzii, q(x) – încărcarea exterioară, σ(x) – presiunea reactivă, încât ecuaţia (V.53) devine:

)()(d||ln)(dd)1(2

1 4

4

0

20

2 xxqxxxxxE

IEl

l

σ−=⋅−⋅σ⋅π

υ−⋅

υ−− ∫

−

(V.54)

Ecuaţia (V.54) prezintă dificultăţi de rezolvare deoarece nu se cunoaşte ( )xσ . Gorbunov-Posadov a propus o rezolvare aproximativă, făcând ipoteza că σ(x) are forma unei serii exponenţiale. Apoi, a înlocuit seria, cu un polinom de gradul n, de forma:

nn xaxaxaax ++++=σ ...)( 2

210 (V.55)

unde ia sunt coeficienţi necunoscuţi ce trebuie determinaţi din condiţia de echilibru static al grinzii şi din condiţia de contact.

Se înlocuieşte polinomul (V.55) în ecuaţiile (V.52.a) şi (V.53), se integrează, se determină valorile lui z şi w sub formă de serii exponenţiale infinite şi se pune condiţia z = w. Această condiţie conduce la un sistem de ecuaţii din care se vor determina coeficienţii ia .

În ecuaţiile din sistemul pentru determinarea coeficienţilor ia , se grupează caracteristicile mecanice şi geometrice ale grinzii şi ale mediului de rezemare, sub forma unui indice de flexibilitate (t) numit uneori flexibilitate (F):

M x

z

l l P

x x x

z

M

l l

xx

xd σ(x)

– 86 –

3

30

3

30

0

30

0103

11

411

hl

EE

hl

EE

Ilb

EE

tbb

b

b

b ⋅≅π

⋅⋅υ−υ−

=π

⋅⋅υ−υ−

= (V.56)

în care s-a notat: h – înlᘰimea grinzii rezemate pe teren; b – lᘰimea grinzii; b = 1 m.

Pentru scopuri practice, soluᘰia aproximativ dat de Gorbunov-Posadov, are forma unui polinom de gradul zece (n = 10), având expresia adaptat la flexibilitatea grinzii.

Posibilitᘰile de rezolvare a sistemului de ecuaᘰii depinde de valoarea indicelui de flexibilitate, de aceea, Gorbunov-Posadov a grupat grinzile (sau fâᗰiile) în trei categorii de flexibilitate:

− grind absolut rigid (categoria grinzi sau fâᗰii rigide): t < 1 − grind de rigiditate ᗰi lungime finit (categoria grinzi sau fâᗰii scurte): 1 ≤ t ≤ 10 − grind flexibil de lungime infinit (categoria grinzi sau fâᗰii infinite): t > 10

Observaᘰie Clasificarea grinzilor dup indicele de flexibilitate se foloseᗰte ᗰi în modelul stratului

compresibil de grosime finit.

Pentru a calcula presiunea reactiv ( σ sau p ), momentul încovoietor ( M ) ᗰi forᘰa tietoare ( Q ) produse de diferite încrcri unitare, s-au întocmit tabele în coordonate adimensionale.

Originea sistemului de axe se ia la mijlocul fâᗰiei, orientând axa x spre dreapta. Se

împarte semilungimea în 10 prᘰi, având coordonatele adimensionale 1;9,0...1,0;0==ξlx .

Apoi, se calculeaz presiunile reactive, momentul încovoietor ᗰi forᘰa tietoare produse de încrcrile concrete ale problemei:

qlQQqlMMqpp ⋅⋅=⋅⋅=⋅= ;; 2 (V.57)

Observaᘰie Tabelele se gsesc în Anexa V.1 ᗰi în lucrarea lui M.I. Gorbunov-Posadov “Calculul

construcᘰiilor pe mediu elastic” [4].

V.6.b.2 Metoda Jemocikin S-a artat c ecuaᘰia integro-diferenᘰial (V.54) prezint dificultᘰi de rezolvare. Deᗰi

ecuaᘰia exprim situaᘰia real, a contactului continuu dintre construcᘰie ᗰi terenul de fundaᘰie, datorit acestor dificultᘰi, B.N. Jemocikin a propus o rezolvare aproximativ.

El a fcut urmtoarele ipoteze: − între cele dou medii exist un contact punctual. Precizia calculului va fi dat de

numrul de puncte de contact. − presiunea reactiv între dou puncte de contact este constant. În consecinᘰ,

diagramele de presiuni reactive ᗰi de eforturi secᘰionale vor fi în trepte. În mod convenᘰional, punctele de contact situate la distanᘰa c sunt reprezentate prin bare

verticale absolut rigide, articulate la grind ᗰi la teren, numite penduli (Fig. V.29.a). În penduli, apar reacᘰiunile concentrate nXXX ,...,, 21 (Fig. V.29.b). Din condiᘰiile de

echilibru, se ajunge la rezolvarea unui sistem static nedeterminat, pentru care nu se foloseᗰte metoda forᘰelor, a deplasrilor sau metoda mixt, ci o metod simplificat.

Sistemul static de baz adoptat este grinda în consol cu încastrare fictiv în secᘰiunea de la mijlocul radierului.

Încrcarea asimetric se împarte în încrcare simetric ᗰi antisimetric (Fig. V.29.b, c).

– 87 –

Fig. V.29 Model Jemocikin (schem de calcul) a.- sistem static nedeterminat; b.- sarcini simetrice; c.- sarcini antisimetrice

Necunoscutele static nedeterminate sunt: − reacᘰiunile jX din pendulii secᘰionaᘰi,

− deplasarea 0z , − rotirea 0ϕ din secᘰiunea de origine (adic din încastrarea convenᘰional). Forᘰele iP care acᘰioneaz pe radier produc, în punctele i ale radierului, deformaᘰiile

iP∆ , iar forᘰele ce acᘰioneaz în afara radierului produc deformaᘰiile iq∆ , în teren.

Forᘰele jX produc, în radier, deformaᘰiile ijz ᗰi în teren, produc tasrile ijw . Conform ipotezei, radierul ᗰi terenul sunt solidar legate prin penduli nedeformabili, deci

se va pune condiᘰia ca deplasarea relativ a articulaᘰiilor pendulilor s fie nul. La aceasta, se adaug cele dou ecuaᘰii de echilibru static ᗰi se obᘰine sistemul de ecuaᘰii

pentru rezolvarea problemei:

=⋅

=

==∆+∆+ϕ++⋅δ

∑ ∑

∑∑

∑

=

=

=

n

jjj

n

jj

n

jiqiPijij

MaX

PX

niazX

1

1

100 ,...,2,1;0

(V.58)

P

P/2

q/2

P/2 −P/2

q

q/2

a a l a5

l

X2 X4

q/2 a2

X1 X3 X5

P/2

X1 X3 X5

q/2

a2 aP

X2 X4

c/2 c c c c c = l/5 c/2 c/2

a.

b.

c.

– 88 –

unde: ijδ – deplasarea relativ a capetelor pendulului i, dup direcᘰia forᘰei iX produs de o

forᘰ unitar aplicat în j dup direcᘰia lui jX ;

ijijij zw +=δ

iP∆ – deplasarea pe direcᘰia lui iX produs de forᘰele exterioare aplicate pe radier;

iq∆ – deplasarea pe direcᘰia iX produs de forᘰele exterioare aplicate în afara radierului.

La încrcri simetrice, 0ϕ = 0. Presiunea reactiv pe un interval c va fi:

c

Xp j

j = (V.59)

Presiunea reactiv într-un punct i, produs de încrcri unitare aplicate în punctul j se determin din tabele (Anexa V).

V.6.b.3 Metoda bazat pe modelul stratului compresibil de grosime finit În natur, existenᘰa unui strat rigid la o anumit adâncime sub un strat compresibil este

frecvent întâlnit, astfel c modelul este convenabil ᗰi real. Pentru stratul compresibil finit se fac urmtoarele ipoteze: − este elastic, omogen, liniar deformabil; − presiunea reactiv se determin prin metoda Jemocikin; − tasarea se calculeaz cu formula lui O. Schechter (V.60). Luând în consideraᘰie aceste ipoteze, au fost întocmite tabele (I. Samarin) pentru

calculul presiunii reactive a terenului, la acᘰiunea sarcinilor unitare diverse, pentru diferite rapoarte între lungimea grinzii ᗰi grosimea stratului.

Formula Schechter pentru tasarea total a unui strat liniar deformabil, situat pe o baz rigid este:

( )( )∫

∞α

α+α⋅α

α⋅α⋅α

π⋅

υ−=

00

20 d

chsh

sincos2sh41 Ha

Hx

HE

qw i (V.60)

Dup transformri matematice, se ajunge la forma concentrat:

ijij wE

w ⋅π

υ−=

0

201

(V.60.a)

unde ijw este tasarea în punctul i, dat de o sarcin unitar aplicat în punctul j. Tabelele au fost întocmite pentru: − indicele de flexibilitate t = 0, 3, 5, 10 − grosimea stratului compresibil H = 0,5 l ; H = l ; H = 2l ; H = ∞. Observaᘰie Tabelele se gsesc în Anexa V ᗰi în lucrrile: Dan Eugen “Ci navigabile [2], V.

Lihaciov “Metode de calcul al stabilitᘰii ᗰi rezistenᘰei construcᘰiilor hidrotehnice [6].

– 89 –

V.6.c. Etapele de calcul V.6.c.1 Definirea datelor iniᘰiale a) Din radier, se delimiteaz o fâᗰie de 1 m lᘰime. Se fixeaz originea axelor de

coordonate la mijlocul fâᗰiei. b) Se fixeaz caracteristicile geometrice ᗰi mecanice:

− semilungimea fâᗰiei: 22

2bajsrad bBBl

+==

− înlᘰimea fâᗰiei: rh − modulul de elasticitate al betonului (Tabel V.1): betE

− modulul de deformare al terenului (Tabel V.7): 0E

− coeficientul Poisson pentru beton: bυ ≅ 1 / 6 − coeficientul Poisson pentru teren (Tabel V.2): 0υ

c) Se împarte semilungimea radierului în 8 prᘰi egale: 8lc =

d) La mijlocul fiecrui interval, se fixeaz presiunea reactiv produs de încrcarea exterioar pentru care se face calculul.

e) Se calculeaz indicele de flexibilitate t cu formula (V.56); dac valoarea obᘰinut nu este numr întreg, atunci se va alege cel mai apropiat numr întreg.

f) Se stabileᗰte adâncimea activ a stratului compresibil H.

g) Se stabileᗰte gruparea de încrcri (ipoteza de calcul): ipoteza de reparaᘰii. Tabel V.7 Modulul de deformare al terenului (daN/m2)

Natura terenului 0E .104 Natura terenului 0E .104

Nisip grosier 360 Argil 40 – 160 Nisip mediu 310 Argil nisipoas 40 – 160 Nisip mrunt 190 – 250 Argil loessoid 220 – 280 Nisip prfos 90 – 170 Loess 225 – 320 Nisip argilos 50 – 90

V.6.c.2 Calculul forᘰelor ᗰi momentelor iniᘰiale Forᘰele ᗰi momentele care acᘰioneaz radierul se calculeaz dup schema din figura

V.30 (nominalizrile forᘰelor ᗰi momentelor sunt exemple). 1. Forᘰele concentrate date de bajoaier:

0'44 QGGG ++= (V.61)

2. Suma momentelor date de forᘰele concentrate faᘰ de intrados:

+−

+−+

++

+−

+−−=

22

22

4.4.4.inf44.4.

44.'4

'444

bvv

bvvinf.hh

hnf.i

hinf

bb

heE

hePeE

ePh

eGh

eGM

(V.62)

– 90 –

3. Greutatea proprie a radierului: m1; =γ= bbhq rbetrad (V.63)

4. Subpresiunea: ( ) m1;max. =+γ= bbhNS rinfa (V.64)

5. Greutatea umpluturii:

( )[ ]bNNhHq infsubinf.rbajnumpl max.max γ+−+γ= (V.65)

6. Reacᘰiunea terenului de fundaᘰie Se determin prin suprapunerea efectelor, astfel:

− se calculeaz presiunile reactive produse de fiecare din acᘰiunile de la pct.1 – 5; − se însumeaz presiunile reactive obᘰinute.

In acest scop, se folosesc tabelele cu linii de influenᘰ din Anexa V sau din [6].

Fig. V.30 Schema de calcul a radierului

Fig. V.31 Sarcini concentrate simetrice a.- schema sarcinii;b.- diagrama reacᘰiunii

3 1 2

G

H

G

l l

M M

S l l

qr qu qu

+x/l -x/l

x/l x/l

O c c

pi

P

strat compresibil

H

P a a

l l a.

b.

– 91 –

V.6.c.3 Determinarea reacᘰiunii terenului 1. Reacᘰiunea terenului din sarcini concentrate simetrice (Fig. V.31) a). Se calculeaz abscisa relativ a sarcinii:

la

=α ; Gs eBa +=

2 (V.66)

Exemplu:

( ) ( )

−

+++=++3

7,082,47,027,0 '

444'44 GQGeGQG G

87,22627,12

5,42=+=a ; 877,0

07,2687,22

==α

b). Se exprim 㬐 sub form de fracᘰie 16x ; dac valoarea nu se gseᗰte în tabele, atunci se alege cea mai apropiat valoare sau se interpoleaz.

Exemplu:

1614877,0 ≅=α ; se interpoleaz între 13/16 = 0,812 ᗰi 15/16 = 0,937.

Se calculeaz: c = l : 8 = 26,07 : 8 = 3,26 m

c). Din Anexa V sau din [6], se iau valorile presiunilor reactive unitare ip mediate pe

sectoare de lungime lc81

= care corespund caracteristicilor H, t ᗰi 㬐.

d). Presiunile reactive sunt date de formula: blPpp ii = cu b = 1 m, ᗰi P = G.

Exemplu Pentru cazul H = l/2, t = 10, 㬐 = 0,877, se foloseᗰte Anexa V, tabelele A.V.2. Pentru G = 1335,86 kN, se obᘰin rezultatele din Tabelul V.8.

Tabel V.8 Presiuni reactive din sarcini concentrate simetrice (exemplu)

lx

ip 㬐 = 0,812

ip 㬐 = 0,937

ip 㬐 = 0,877 bl

G ip

(kN/m2) 1/16 0,372 0,105 0,283 51,24 14,50 3/16 0,427 0,175 0,343 51,24 17,60 5/16 0,539 0,324 0,467 51,24 23,93 7/16 0,669 0,497 0,612 51,24 31,36 9/16 0,845 0,740 0,810 51,24 41,50 11/16 1,065 1,064 1,065 51,24 54,57 13/16 1,322 1,481 1,375 51,24 70,45 15/16 2,766 3,614 3,045 51,24 156,06

2. Reacᘰiunea terenului din momente concentrate simetrice (Fig. V.32)

Presiunile reactive se determin cu formula 2blMpp ii = unde b = 1 m, iar momentul M

a fost calculat cu formula (V.62).

– 92 –

Fig. V.32 Momente concentrate simetrice a.- schema sarcinii; b.- diagrama reacᘰiunii

Exemplu Pentru cazul H = l/2 ᗰi t = 10, se foloseᗰte Anexa V, tabelele A.V.10. Pentru M = 6056 kN.m, se obᘰin rezultatele din Tabelul V.9.

Tabel V.9 Presiuni reactive din momente concentrate simetrice (exemplu)

lx ip 2bl

M ip (kN/m2)

1/16 2,139 8,9 19,03 3/16 2,011 8,9 17,89 5/16 1,731 8,9 15,40 7/16 1,385 8,9 12,32 9/16 0,848 8,9 7,55 11/16 0,034 8,9 0,30 13/16 – 1,178 8,9 – 10,48 15/16 – 6,970 8,9 – 62,03

3. Reacᘰiunea terenului din sarcini uniform distribuite pe radier (Fig. V.33) Sarcina uniform distribuit rezult din greutatea proprie a radierului ᗰi suprasarcin,

conform formulelor (V.63) ᗰi (V.64): Sqq rad −= (V.67)

Fig. V.33 Sarcini uniform distribuite a.- schema sarcinii; b.- diagrama reacᘰiunii

+x/l

x/l

O c c

x/l pi

-x/l

M l l

strat compresibil H

M

a.

b.

+x/l -x/l

x/l x/l

O c c

pi

strat compresibil H

q l l

a.

b.

– 93 –

Presiunile reactive se calculeaz cu formula qpp ii ⋅= .

Exemplu Pentru cazul H = l/2, t = 10, se va folosi Anexa V, tabelele A.V.4. Pentru q = – 47,35 kN/m, se obᘰin rezultatele din Tabelul V.10.

Tabel V.10 Presiuni reactive din sarcini uniform distribuite (exemplu)

lx ip q ip

(kN/m2) 1/16 0,994 – 47,35 – 47,1 3/16 0,989 – 47,35 – 46,8 5/16 0,981 – 47,35 – 46,4 7/16 0,953 – 47,35 – 45,1 9/16 0,925 – 47,35 – 43,8 11/16 0,898 – 47,35 – 42,5 13/16 0,881 – 47,35 – 41,7 15/16 1,380 – 47,35 – 65,3

4. Reacᘰiunea terenului din sarcini uniform distribuite în lateral (Fig. V.34) Sarcina distribuit în afara radierului provine din greutatea umpluturii, conform

formulei (V.65). Presiunile reactive se calculeaz cu formula: uii qpp ⋅=

Fig. V.34 Sarcini uniform distribuite în lateral a . - schema sarcinii; b.- diagrama reacᘰiunii

Exemplu Pentru cazul H = l/2, t = 10, se foloseᗰte Anexa V, tabelele A.V.12. Pentru qu = – 372,06 kN/m, se obᘰin rezultatele din tabelul V.11.

Tabel V.11 Presiuni reactive din sarcini uniform distribuite în lateral (exemplu)

lx ip qu ip

(kN/m2) 1/16 0,006 372,06 2,23 3/16 0,011 372,06 4,09 5/16 0,019 372,06 7,07 7/16 0,046 372,06 17,11 9/16 0,075 372,06 27,90 11/16 0,102 372,06 37,95 13/16 0,120 372,06 44,64 15/16 – 0,380 372,06 – 141,38

+x/l

x/l

O c c

x/l pi

-x/l

strat compresibil H q

l l

q

b b

a.

b.

– 94 –

5. Presiunile reactive totale

Presiunile reactive totale se calculeaz prin suprapunerea efectelor, conform tabelelor V.8; V.9; V.10; V.11.

Tabel V.12 Presiuni reactive totale (exemplu)

lx ∑= ipp

1/16 – 11,34 3/16 – 7,22 5/16 0,00 7/16 15,69 9/16 33,15 11/16 50,32 13/16 62,91 15/16 112,65

6. Se deseneaz diagrama presiunilor reactive totale (exemplu în Fig. V.35).

Fig. V.35 Diagrama presiunilor reactive totale (exemplu)

V.6.c.4 Calculul eforturilor secᘰionale Eforturile secᘰionale se determin în punctele 1, 2, 3, conform Fig. V.30. Secᘰiunea 1 – 1

Momentul încovoietor:

)()()()( iradextt pMSMqMMGMM ++++= (V.68)

Exemplu: c = 3,26 m

( ) 52,27943

7,082,47,0

27,0

)( '44 −=

−

+++= GQGGM

6056=extM

9,137545,11882,421

21)( 22 −=⋅−=⋅−= radbrad qbqM

+

11,34 7,22

15,69

33,15

50,32

62,91

112,65

0

– 95 –

19268,16582,421

21)( 22 =⋅=⋅= SbSM b

1,113721)26,382,4(2,7)

226,382,4(26,33,11

21)(2,7)

2(3,11)(

2

2

−=−−−⋅−=

=−−−−= cbcbcpM bbi

m.kN48,26741,13719269,1375605652,2794 =−+−+−=tM

Forᘰa tietoare:

∑+−++= irad PSQQGT (V.69)

kN47,1144)26,382,4(2,726,33,1182,48,16582,445,1181486,1321

=

−+⋅+⋅−⋅++=T

Secᘰiunea 2 – 2 ᗰi secᘰiunea 3 – 3 se calculeaz în mod analog cu secᘰiunea 1 – 1. Tabel V.13 CENTRALIZAREA EFORTURILOR SECᘠIONALE ÎN RADIER

MOMENTUL ÎNCOVOIETOR din: Secᘰiunea FORᘠA

TဠIETOARE (kN) extM G radq S ip totalM

(kN·m)

1 – 1 2 – 2 3 – 3

V.7 Programe de calcul pentru starea de eforturi ᗰi deformaᘰii în elementele ecluzei

ELPLA (ELASTIC PLATE)

Este un program pentru calculul plcilor cu diferite forme, rezemate pe teren de fundaᘰie de un model real. Soluᘰia matematic se bazeaz pe metoda elementelor finite.

Programul poate analiza diferite modele de teren, mai ales modelul mediului continuu tridimensional. Programul poate lua în calcul orice numr de straturi diferite.

Are capacitatea de a opera trei soluᘰii de fundaᘰii: flexibile, elastice ᗰi rigide. Cele trei soluᘰii pot fi comparate uᗰor ᗰi corectate.

Programul ELPLA poate lua în calcul efectul încrcrii laterale, al fundaᘰiilor vecine, al galeriilor vecine ᗰi influenᘰa diferenᘰelor de temperatur pe plac.

ELPLA este un produs software de grafic, operând în Microsoft Windows 95 ᗰi Windows NT.

befdl.exe cuplat cu brun45.exe. Pentru calculul grinzilor încrcate cu sarcin uniform distribuit ᗰi rezemate pe terenuri

elastice, se foloseᗰte programul befdl.exe împreun cu programul brun45.exe. Soluᘰia este în diferenᘰe finite cu segmente egale. Condiᘰiile de rezemare la capetele grinzii pot fi oarecare. Modulul de elasticitate al

grinzii trebuie s fie constant. Modulul de elasticitate al mediului de rezemare, momentul de inerᘰie al grinzii ᗰi sarcina distribuit pot fi diferite pentru fiecare segment.

Programul poate fi uᗰor adaptat la sarcini concentrate.

CADRE Geo

– 96 –

Este o utilitate de proiectare care permite generarea unei largi varietᘰi de programe de calcul tridimensional al structurilor, cu aplicaᘰii de calcul în AutoCAD sau metoda elementelor finite.

Este compatibil cu CADRE Lite ᗰi CADRE Pro.

PLAXIS Professional Se bazeaz pe metoda elementelor finite ᗰi se foloseᗰte la calculul deformaᘰiilor ᗰi

stabilitᘰii lucrrilor geotehnice. Un exemplu este aplicaᘰia 7 pentru calculul ecluzelor luând în consideraᘰie

interacᘰiunea teren - structur în condiᘰii statice “Finite element simulation of the soil-structure interaction for a navigable locks”.

PLAXIS Dynamics este un modul ataᗰat programelor PLAXIS Professional pentru calculul structurilor în interacᘰiune cu terenul, în condiᘰii dinamice.

ALGOR Este un produs software pentru calculul spaᘰial al structurilor folosind metoda

elementelor finite.

– 97 –

CAPITOLUL VI

ARMAREA SASULUI ECLUZEI

VI.1 Caracteristicile betonului ᗰi armturii STAS 1275-89 reglementeaz modul de determinare a rezistenᘰelor mecanice, care sunt

mrimi convenᘰionale stabilite prin încercri de scurt durat (Tabel VI.1). Rezistenᘰele de calcul ᗰi modulul de elasticitate pentru beton, în conformitate cu NE 012

– 99, C 140-86, STAS 10700/0-90 au fost prezentate în Capitolul V, Tabelul V.1. Clasa betonului este definit pe baza rezistenᘰei caracteristice cilckf . , respectiv cubckf . .

Rezistenᘰa cilindric cilckf . , respectiv rezistenᘰa cubic cubckf . reprezint rezistenᘰa la compresiune, în N/mm2, determinat pe cilindri de 150/300 mm (respectiv, pe cuburi cu latura de 150 mm), la vârsta de 28 zile, sub a crei valoare se pot situa cel mult 5% din rezultate.

Rezistenᘰa cilindric se foloseᗰte la definirea clasei betonului începând din anul 2001.

Tabel VI.1 Încercri pentru determinarea rezistenᘰelor betonului

Rezistenᘰa Solicitarea Forma probei Denumirea rezistenᘰei Simbol

Cilindru Rezistenᘰ cilindric cilckf .

Cub Rezistenᘰ cubic cubckf . Compresiune monoaxial

Prism Rezistenᘰ prismatic prckf . Rezistenᘰa la compresiune

Încovoiere Grind armat Rezistenᘰ la compresiune din încovoiere

Întindere monoaxial Prism Rezistenᘰ la întindere tkf

Întindere prin despicare Cub, cilindru, fragment de prism

Rezistenᘰ la întindere prin despicare tdf Rezistenᘰa la

întindere

Întindere prin încovoiere Grind Rezistenᘰ la întindere din încovoiere tif

Construcᘰiile hidrotehnice masive se execut din beton hidrotehnic. Compoziᘰia betonului hidrotehnic asigur o evoluᘰie lent a proceselor de hidroliz ᗰi

hidratare. În acest fel, exotermia este de intensitate redus ᗰi de lung durat. Betonul hidrotehnic atinge rezistenᘰa la compresiune dup 90 zile (comparativ cu 28 zile la betonul obiᗰnuit).

Rezistenᘰa de calcul, modulul de elasticitate ᗰi clasele pentru betonul hidrotehnic sunt aceleaᗰi ca în Tabelul V.1, cu particularitatea c, la simbolul clasei de beton, se adaug litera H. Exemplu: CH25/30 (fost BcH30, BH400).

Caracteristicile armturii sunt reglementate prin STAS 10107/0-90, în funcᘰie de tipul, forma ᗰi diametrul armturii ᗰi sunt prezentate în Tabelul VI.2.

– 98 –

Tabel VI.2 Rezistenᘰa de calcul ᗰi modulul de elasticitate pentru armturi (STAS 10107/0-90)

Tip de oᘰel Diametru (mm)

Rezistenᘰ de calcul akR (N/mm2)

Modul de elasticitate (N/mm2)

PC 60 6…40 350 210.000 6…28 300 PC 52 32…40 290 210.000

OB 37 6…28 210 210.000 ≤ 7,1 370 STNB, STPB > 7,1 325 200.000

Simbolurile folosite în tabelul VI.2, pentru armturi, sunt: PC – oᘰel profilat laminat la cald; OB – oᘰel laminat cu secᘰiune circular ᗰi suprafaᘰ neted, folosit pentru beton; STNB – sârm trefilat neted pentru beton; STPB – sârm trefilat profilat pentru beton. Pe plan internaᘰional, oᘰelurile pentru betoane sunt împrᘰite în 3 clase de rezistenᘰ: A.I pentru akR = 240 N/mm2; A.II pentru akR = 300 N/mm2 ; A.III pentru akR = 400 N/mm2.

VI.2 Starea limit de rezistenᘰ. Starea limit de fisurare Calculul la starea limit de rezistenᘰ la încovoiere cu sau fr forᘰ axial urmreᗰte

asigurarea elementelor de beton armat faᘰ de ruperea în secᘰiuni perpendiculare pe axa acestora.

Când vectorul moment M coincide cu o ax principal a secᘰiunii sau când punctul de aplicaᘰie a forᘰei axiale N se afl pe o ax principal a secᘰiunii, atunci solicitarea este încovoiere simpl ᗰi axa neutr este paralel vectorul moment M.

În caz contrar, solicitarea este încovoiere oblic. Dimensionarea unei secᘰiuni de beton se poate realiza prin dou metode, reglementate

de STAS 10107/0-90: 1. metoda general de calcul; 2. metoda simplificat de calcul. 1. Metoda general de calcul se bazeaz pe ecuaᘰiile statice, geometrice ᗰi fizice în

secᘰiunea considerat. Ecuaᘰiile se scriu în urm toarele ipoteze: − secᘰiunea transversal plan rmâne plan ᗰi dup deformare (ipoteza lui Bernoulli); − armtura nu lunec faᘰ de beton; − eforturile unitare (㰰) din betonul comprimat ᗰi din armtur rezult din curbele

caracteristice ale betonului ᗰi armturii, pe baza deformaᘰiilor (㭐); − se neglijeaz rezistenᘰa betonului la întindere; − secᘰiunea transversal ajunge la starea limit de rezistenᘰ datorit eforturilor

secᘰionale M ᗰi N ; la aceast stare limit se ajunge în dou moduri, când: a). fibra cea mai comprimat a secᘰiunii atinge deformaᘰia limit lim.bε , deci cb.ε =

lim.bε ; b). armtura cea mai întins ajunge la ultima.ε , deci aε = auε .

2. Metoda simplificat de calcul foloseᗰte numai condiᘰiile de echilibru static în secᘰiunea considerat. De asemenea, se aproximeaz curba de distribuᘰie a eforturilor pe secᘰiune, când se atinge starea limit de rezistenᘰ.

– 99 –

Ca urmare a acestor simplificri, solicitrile cu moment încovoietor ᗰi forᘰ axial (M ᗰi N) se împart în:

− încovoiere, − compresiune excentric – cazul I, − compresiune excentric – cazul II, − întindere excentric cu excentricitate mic, − întindere excentric cu excentricitate mare.

Not La calculul de armare pentru sas, se va folosi metoda simplificat.

VI.3 Armarea bajoaierelor Dimensionarea armturii se face la solicitarea de compresiune excentric. Pentru

secᘰiunile la care momentele extreme la cele dou feᘰe sunt aproximativ egale ( minmax MM ≤ 1,5), se adopt armarea simetric. În celelalte cazuri, armarea va fi nesimetric.

Dimensionarea armturii înclinate pentru preluarea forᘰei tietoare, se face în conformitate cu [1,3]. Dac secᘰiunea de beton poate prelua integral forᘰa tietoare, fr aportul armturii, atunci armturile înclinate se dispun constructiv. În caz contrar, surplusul de forᘰ tietoare este preluat de armtura înclinat. Nu se dispun etriere.

VI.3.a Calculul de armare la compresiune excentric

Date cunoscute (Fig. VI.1): b, h, cR , aR , N, M.

Se proiecteaz: armare simetric cu aA , 'aA .

Fig. VI.1 Schema de calcul la compresiune excentric

Etapele de calcul 1. Se apreciaz acoperirea armturii (a) conform STAS 10107/0-90 paragraf 6.1.2,

6.1.3 (Anexa VI.1, Anexa VI.2).

2. Se aproximeaz diametrul armturii (φ) ᗰi se calculeaz:

20φ

−−= ahh (VI.1)

3. Înlᘰimea zonei comprimate în momentul cedrii va fi (poziᘰia axei neutre):

cbRNx = (VI.2)

4. Se calculeaz raportul:

aA

b

h0 h

'aA

x

a aa RA

aa RA '

cRxb e

N

N

ce0⋅η

M

– 100 –

cRbh

Nhx

00==ξ (VI.3)

5. Din tabelul VI.3, se alege limξ ᗰi se compar cu 㯠 ( 㯠 < limξ – excentricitate mare).

Tabel VI.3 Valorile limξ ᗰi limB (STAS 10107/0-89)

limξ Armtur

Beton clasa ≤ C30/35 Beton clasa > C30/35 limB

OB 37 0,60 0,55 0,42 PC 52, PC 60, STNB 0,55 0,50 0,40

6. Excentricitatea iniᘰial:

NMe =0 (VI.4)

7. Excentricitatea de calcul este:

adc eee += 00 (VI.5)

unde ade este excentricitatea adiᘰional egal cu:

=

bhead

mm02max (VI.6)

8. Calculul excentricitᘰii totale:

ahee c −+η=20 ; (VI.7)

Deoarece nu exist flexibilitate: 㭰 = 1

9. Determinarea ariei de armtur:

( )'0

0' 2

ahR

xheNAA

aaa

−

+−

== (VI.8)

10. Se calculeaz procentul de armare necesar:

0

100㯀

hbAa= (VI.9)

11. Se compar procentul de armare necesar cu procentul minim de armare minµ (Tabel VI.4 sau STAS 10107/0-90).

Dac µ < minµ , atunci se va adopta procentul minim de armare, cu care se va recalcula aria de armtur.

12. Alegerea numrului de bare: diametrele, ariile secᘰiunilor transversale ᗰi greutᘰile armturilor din bare laminate se stabilesc din [1, Tabel 19, pag. 504] sau din Anexa VI.3.

– 101 –

Tabel VI.4 Procentul minim de armare minµ % [1, pag.473]

Zona seismic de calcul A…E Zona seismic de calcul F

PC60 PC52 OB37 PC60 PC52 OB37

0,09 0,10 0,12 0,07 0,08 0,10

Observaᘰii

1. În exemplul dat, bajoaierul este realizat din beton CH20/25 cu cR = 15 N/mm2 = 15.000 kN/m2 ᗰi armtur PC52 cu akR = 300 N/mm2 = 300.000 kN/m2.

2. În exemplul dat, calculul de armare pentru bajoaier se va face pentru ipoteza de reparaᘰii, în secᘰiunile caracteristice.

VI.3.a.1 Exemplu pentru calculul de armare la bajoaier Exemplul corespunde figurii VI.2. Secᘰiunea 1 – 1

1. a = a' = 50 mm h = 1730 mm b = 1000 mm 2. h0 = 1730 – 50 = 1680 mm M = 279·106 N.mm N = 230,1·103 N

Fig. VI.2 Armare dubl (schem de calcul)

4. 0136,01516801

101,230 3

0=

⋅⋅⋅

==ξcRhb

N < limξ = 0,55

Rezult cazul compresiunii excentrice cu mare excentricitate

6. Se calculeaz excentricitatea iniᘰial: 3

60

101,23010279⋅

⋅=e

7. Excentricitatea de calcul este: adc ee +⋅

⋅= 3

60

101,23010279

unde ade este excentricitatea adiᘰional egal cu:

=

10001730

mm20maxade

8. Calculul excentricitᘰii totale:

aA

100

168

173

'aA

– 102 –

502

173020101,230

102792 3

60 −++

⋅

⋅=−+= ahee c = 2040 mm

9. Determinarea ariei de armtur:

( ) ( )2

33

0

0mm171

501680300

1512101,23016802040101,230

2=

−⋅

⋅⋅⋅

+−⋅⋅

=−

+−

== ,ahRbRNheN

AAa

caa

10. Procentul de armare:

01,016801000171100100㯀

0=

⋅⋅

==bh

Aa < minµ = 0,1%

11. Se impune minµ = 0,1% ᗰi se recalculeaz aria de armtur:

20' mm1680100

168010001,0100

=⋅⋅

=⋅⋅µ

==hbAA aa

12. Se adopt : 7 φ 18 → aA = 1781 mm2

VI.4 Armarea radierului Radierul este solicitat la încovoiere. Se separ o fâᗰie transversal lat de 1 m, care se va considera o grind pe mediu

elastic, supus la încovoiere (Fig. V.6.c).

VI.4.a Calculul armturii longitudinale

Date cunoscute: b, h, cR , aR , M.

Se proiecteaz: aria de armtur. Modul de armare – simplu sau dublu – se stabileᗰte comparând momentul maxim

capabil al secᘰiunii de beton dreptunghiulare, simplu armate, cu momentul dat (Fig. VI.3):

cas

cap RhbBM ⋅⋅⋅= 20lim

....max (VI.10)

unde ( )ξ−ξ≈ 5,01limB . Dac M < cap.maxM , atunci se va proiecta armare simpl.

Fig. VI.3 Schema de calcul pentru încovoiere

aa RA

cRxb M

20xhz −=

aA

b

h0 h

x

a

– 103 –

1. Se apreciaz acoperirea armturii (a) conform STAS 10107/0-90 paragraf 6.1.3 (Anexa VI.1, VI.2).

2. Se calculeaz ahh −=0 (VI.11)

3. Se calculeaz B: cRhb

MB20

= (VI.12)

4. Se calculeaz 㯠: B211 −−=ξ (VI.13)

5. Aria de armtur: a

ca R

RhbA 0ξ= (VI.14)

6. Se calculeaz procentul de armare necesar ᗰi se compar cu procentul minim (Tabel VI.4): dac µ < µmin atunci se va adopta procentul minim de armare, cu care se va recalcula aria de armtur.

Observaᘰii 1. Calculul de armare pentru radier se va face în ipoteza de reparaᘰii, în secᘰiunile

caracteristice. 2. În exemplul dat, radierul este realizat din beton CH20/25 cu cR = 15 N/mm2 =

15.000 kN/m2 ᗰi armtur PC 52 cu aR = 300 N/mm2 = 300.000 kN/m2.

VI.4.a.1 Exemplu pentru calculul armturii longitudinale la radier Exemplul corespunde figurii VI.3. Secᘰiunea 1 – 1

hr = 5,15 m = 5150 mm (conform relaᘰiei V.6) b = 1 m = 1000 mm h0 = 5150 – 50 = 5100 mm M = 1386,2·106 N·mm

32

6

20

1055,31551001000

102,1386 −⋅=⋅⋅

⋅==

cRhbMB

=⋅−−=−−=ξ 00355,0211211 B 0,036

20 mm6100300

155100036,0=

⋅⋅=

ξ=

a

ca R

RhbA

11,0510010006100100100㯀

0=

⋅⋅

==bh

Aa % > minµ

Se adopt: 10 φ 28 → aA = 6158 mm2

VI.4.b Calculul armturii transversale (înclinate) Calculul la forᘰ tietoare se face atunci când este satisfcut relaᘰia [16]:

0,5 ≤ tRhb

T

0

max ≤ 3,5 (VI.15)

VI.4.b.1 Exemplu pentru calculul armturii transversale la radier

Etapele de calcul

– 104 –

Mrimea forᘰei tietoare în exemplul considerat este: T = 1386,2·103 N; Rezistenᘰa la întindere a betonului: tR = 1100 kN/m2 = 1,1 N/mm2;

tRhbT

0

max = 1,151001000

102,1386 3

××⋅ = 0,247 < 0,5

Rezult c nu este necesar calculul la forᘰ tietoare. Armtura înclinat se va dispune constructiv ᗰi anume se va ridica 20% ÷ 40% din

armtura longitudinal de rezistenᘰ din câmp.

– 105 –

CAPITOLUL VII

CAPACITATEA DE TRANZIT A ECLUZEI

VII.1 Principalii factori care influenᘰeaz capacitatea de tranzit Amenajarea cu ecluze a unei ci de navigaᘰie fluvial limiteaz capacitatea de transport

a cursului de ap la capacitatea proprie a ecluzei. Principalul parametru care influenᘰeaz capacitatea de tranzit a ecluzei este timpul de

ecluzare eT . Durata unui ciclu de ecluzare depinde de ordinea fazelor, succesiunea lor fr întreruperi, lungimile prᘰilor componente ale traseului (Fig. VII.1).

Fig. VII.1 Elementele timpului de ecluzare 1.- sas; 2.- cap; 3.- estacad de ghidare; 4.- convoi îndeprtat;

5.- convoi în aᗰteptare; 6.-turn dispecer; L1 – lungimea estacadei de ghidare; lk – lungimea capului; Lu.s – lungimea util a sasului;

Lcv – lungimea convoiului; Ld – lungimea de deprtare a convoiului; Le – lungimea de ieᗰire; Li – lungimea de intrare; Lac – lungimea de acces;

vd – viteza de deprtare a convoiului; vac – viteza de acces

Factorii de care depinde timpul de ecluzarea sunt: a) modul de acces din portul de aᗰteptare în ecluz, b) viteza de acces din port acv recomandat pentru:

– convoaie remorcate 0,7 – 0,8 m/s, – convoaie împinse 0,9 – 1 m/s, – nave autopropulsate 1 – 1,3 m/s

c) timpul de intrare în ecluz care depinde, la rândul su, de viteza de intrare iv recomandat pentru:

– convoaie remorcate 0,6 – 0,7 m/s, – convoaie împinse 0,7 – 0,8 m/s, – nave autopropulsate 0,9 – 1 m/s

d) timpul de ieᗰire din ecluz care depinde, la rândul su, de viteza de ieᗰire ev recomandat pentru:

– convoaie remorcate 0,8 – 1 m/s – convoaie împinse 1 – 1,2 m/s

4 5 1 2 3

vac

vd

Ld = Lcv+L1 Le = 1,2Lu.s Li = 1,2Lu.s Lac

Lcv Lu.s L1 lk lk

6

L1

– 106 –

– nave autopropulsate 1,2 – 1,4 m/s e) tipul ᗰi lungimea convoiului ecluzat f) timpul de manevrare a porᘰilor, anume timpul de închidere it ᗰi timpul de

deschidere dt . Aceᗰti timpi depind, la rândul lor, de: – tipul porᘰilor, – gabaritul porᘰilor, – modul de acᘰionare a porᘰilor.

În calculele preliminare, dac proiectantul porᘰilor nu a furnizat timpii de manevr, se recomand adoptarea acestora în funcᘰie de gabaritul transversal al sasului, astfel:

– lᘰimea sasului sB ≤ 18 m: pt = 1,5 – 2 min.,

– lᘰimea sasului sB > 18 m: pt = 2 – 2,5 min.

g) timpul de umplere/golire a sasului uT / gT se determin din calculul hidraulic al ecluzei.

VII.2 Capacitatea de tranzit teoretic Capacitatea teoretic (sau tehnic) de trafic a unei ecluze reprezint cantitatea maxim

de mrfuri ecluzate într-un an, în condiᘰii de funcᘰionare neîntrerupt. Se calculeaz cu formula:

cct CznP .maxmax.max ⋅⋅= (VII.1)

unde: tP – capacitatea teoretic de tranzit (kN/an); cn .max – numrul maxim de convoaie ecluzate în ambele sensuri, într-o zi;

maxz – numrul maxim de zile de navigaᘰie într-un an;

cC .max – capacitatea de încrcare maxim a convoiului de calcul.

Traficul naval are intensitᘰi diferite în cele dou sensuri de ecluzare, încât se va defini (Fig.VII.2):

– sensul direct: sensul în care trece numrul maxim de nave prin ecluz dn ; – sensul indirect: sensul în care trece numrul minim de nave prin ecluz in ; – numrul maxim de ecluzri:

id nnn .max.maxmax +=

Fig. VII.2 Sensul de ecluzare

Din figura VII.2, rezult: – numrul de ecluzri în sens dublu iD nn 2= (VII.2)

– numrul de ecluzri în sens unic idU nnn −= (VII.3)

Bilanᘰul temporal pentru ecluzarea continu, în ambele sensuri, în 24 de ore este:

( ) 144060242 =⋅=+− DiUid TnTnn min. (VII.4)

ecluzare sens unic

ecluzare sens dublu

nd

ni

– 107 –

unde s-a notat: DT – timpul de ecluzare în sens dublu; UT – timpul de ecluzare în sens unic.

Numrul relativ de ecluzri calculat faᘰ de numrul maxim se scrie:

în sens direct maxnnc d

d = (VII.5)

în sens invers maxnnc i

i = (VII.6)

Se substituie relaᘰiile (VII.5) ᗰi (VII.6) în ecuaᘰia de bilanᘰ (VII.4) ᗰi se obᘰine numrul maxim teoretic de convoaie ecluzate într-o zi:

( ) DiUidc TcTcc

n2

1440.max +−

= (VII.7)

VII.3 Capacitatea de tranzit efectiv În exploatare, nu se poate obᘰine capacitatea maxim anual de trecere a mrfurilor prin

ecluz datorit unei multitudini de cauze: – condiᘰiile climatice ale zonei, – diversitatea tipurilor de nave ecluzate, – modul neeconomic de încrcare a convoaielor, – sensul preferenᘰial de navigaᘰie, – situaᘰiile excepᘰionale. ᘠinând seama de aceᗰti factori perturbatori, capacitatea de tranzit efectiv se calculeaz

cu formula: ccef CznP .medmed.med ⋅⋅= (VII.8)

unde: efP – capacitatea efectiv de tranzit (kN/an);

cn .med – numrul mediu zilnic de ecluzri ale navelor de mrfuri:

tehnpasgolctotalc nnnnn −−−= ..med.med (VII.9)

unde: golcn . – numrul de convoaie goale;

pasn – numrul de nave de pasageri;

tehnn – numrul de nave tehnice. Numrul medie zilnic de ecluzri pentru navele de mrfuri se poate aprecia printr-o

relaᘰie global

cc

fc n

KK

n .max.med = (VII.10)

în care: fK – coeficient de utilizare a flotei; fK = 0,6 – 0,8

cK – coeficient de neuniformitate a circulaᘰiei fluviale; cK = 1,2 – 1,4 Celelalte notaᘰii din (VII.8), au semnificaᘰiile urmtoare:

medz – numrul mediu de zile de navigaᘰie într-un an;

medz = max. zK navz ⋅ (VII.11)

– 108 –

navzK . – coeficient de utilizare a perioadei navigabile; navzK . = 0,9

maxz – numrul maxim de zile de navigaᘰie într-un an;

cC .med – capacitatea medie de încrcare a convoiului de calcul:

cincc CKC .max.med = (VII.12)

incK – coeficient de încrcare a convoiului; incK = 0,6 – 0,8

cC .max – capacitatea maxim de încrcare a convoiului de calcul. Pentru un calcul simplificat preliminar, efectul neuniformitᘰilor care perturb traficul

optim în zona ecluzei, se poate aprecia global prin randamentul ecluzei 㭰 = 0,3 ÷ 0,5. Astfel, relaᘰia (VII.8) devine:

tef PP η= (VII.13)

Capacitatea de tranzit a ecluzei este în interdependenᘰ cu: – sistemul hidraulic de alimentare - golire, – sistemul electro-mecanic de manevrare a porᘰilor ᗰi a altor utilitᘰi, – modul de formare ᗰi deplasare a convoaielor.

– 109 –

ANEXA I.1

DICᘠIONAR DE SPECIALITATE

Folosirea dicᘰionarului limba român (originea, forma) limba francez

- explicarea noᘰiunii

abordaj (franc bord) abordage

--- lovirea navei de un obiect: baliz, dig, epav, alt nav etc. (= coliziune)

aclamf (orig. necunoscut) liaison en biais

- legtur în borduri, între dou ᗰlepuri ale aceluiaᗰi convoi remorcat, realizat din dou parâme dispuse în diagonal

acosta, a ~ (franc. veche coste) accoster

- apropierea bordului navei de alt nav, cheu etc.

amara, a ~ (oland. aanmarren) amarrer

- a fixa ᗰi lega obiectele mobile cu amare, cabluri de pe nav pentru a nu se deplasa din cauza balansului navei; a fixa o nav

ambarcare (latin. barca) embarquement

- urcarea echipajului, pasagerilor, mrfurilor etc. la bordul unei nave (= îmbarcare)

ambarcaᘰiune (span. embarcación) embarcation

- mijloc de navigaᘰie simplu, de dimensiuni mici, cu sau fr propulsie

amonte (latin. ad + mons) amont

- partea dinspre izvorul unui râu, faᘰ de un punct dat

andocare (engl. dock) endockage

- scoaterea la zi a corpului navei

arbora, a ~ (ital. arborare) arborer

- a ridica, la catarg, pavilioane sau alte semne de navigaᘰie

arborele mare (franc mast) grand mât

- catargul de la mijloc

armator (latin. armare) armateur

- societate sau persoan care se ocup cu exploatarea comercial a unei nave, de obicei, în calitate de proprietar

artimon (genov. artimone) artimon

- catargul de la pupa

asiet (latin. assidere) assiette

- poziᘰia de echilibru a navei în plan longitudinal; asiet dreapt = linia de plutire se confund cu suprafaᘰa apei

avizo (span. barca de aviso) aviso

- nav militar rapid, mic, de legtur între navele de lupt, dotat cu armament uᗰor

babord (oland. bakboard) bâbord

- partea stâng a navei privite spre înainte

bac (latin. pop. baccu) bac

- platform plutitoare pentru a transporta mrfurile de la nav la cheu ᗰi invers, pentru trecerea persoanelor, animalelor, vehiculelor peste o ap curgtoare

balenier (latin. balaena) baleinier

- nav îngust, de dimensiuni relativ mici, având prova ᗰi pupa ascuᘰite, destinat pescuitului de balene

baliz (orig. necunoscut) balise

- corp plutitor de form sferic, cilindric, biconic,aᗰezat în locuri vizibile la intrarea în porturi, pentru marcarea ᗰenalului navigabil ᗰi semnalizarea zonelor periculoase

– 110 –

bar (orig. galic) barre

- prag din depuneri aluvionare, dispus transversal la gura de vrsare a unui fluviu, la intrarea în port, de-a lungul coastelor; apare datorit reducerii bruᗰte a vitezei apei, diferenᘰei de salinitate, valurilor, curenᘰilor fluviali ᗰi marini; împiedic navigaᘰia

barcaz (latin. barca) barcasse

- ambarcaᘰiune cu deplasament sub 100 t, cu motor sau rame, serveᗰte la transportul de cereale, peᗰte, materiale, pe distanᘰe mici

barj ( latin. barga) barge

- nav fr propulsie, de form paralelipipedic, hidrodinamic, serveᗰte la transportul mrfurilor solide, nu au echipaj; este deplasat de o nav împingtoare;

berm (oland. berm) berme

- porᘰiune orizontal pe taluzul unui dig, pentru mrirea stabilitᘰii acestuia, dar stânjeneᗰte acostarea navelor cu pescaj mare

bief (orig.galic) bief

- sector pe un curs de ap, situat spre izvor (bief amonte) sau spre vrsare (bief aval), faᘰ de un punct dat

bompres (oland. boegspriest) beauprés

- catarg înclinat puᘰin spre înainte, la veliere

bord (orig. franc) bord

- partea superioar a corpului navei

boᘰman (orig. germ.) chef d’équipage

- ᗰef de echipaj

braᘰ (franc. bras) bras

- unitate de msur pentru lungimi; 1 fm = 2 yd = 1,829 m

bric (engl. brig) brick

- nav de rzboi, cu vele ptrate, cu dou catarge, armat cu 16-30 tunuri; azi, se foloseᗰte ca nav-ᗰcoal

cablu (orig. normand) encâble

- unitate de msur pentru distanᘰe; 1 cab = 1 Mn/10 = 185,2 m

cablu/minut encâblure/minute

- unitate de msur a vitezei = 120 fm/min = 185,2 m/min; 1 Nd = 6 cab/min

cabotaj (franc. veche cabo) cabotage

- navigaᘰie de transport a mrfurilor în lungul coastelor, mai ales între porturile aceleiaᗰi ᘰri

cabotier (franc. veche cabo) cabotier

- nav de mic tonaj, folosit la transportul mrfurilor de-a lungul coastelor

caiac (orig. eschimoᗰi) kayak

- ambarcaᘰiune de sport, etanᗰ, uᗰoar, inspirat de la eschimoᗰi, propulsat cu o pagae dubl

cambuz (oland. kombuis) cambuse

- compartiment pentru pstrarea alimentelor pe nav

canal (latin. cannalis) canal

- curs de ap artificial, folosit la navigaᘰie, irigaᘰii, desecri, alimentare cu ap, evacuarea apei din hidrocentral (canal de fug); braᘰ de mare strâns între maluri (Canalul Mânecii)

canonier (ital. cannone) canonnière

- vas de lupt, cu deplasament sub 1800 t, vitez medie (15-20 Nd), armat uᗰor cu tunuri ᗰi mitraliere, pentru patrulare pe fluvii ᗰi pe coast

capacitate de încrcare total (latin. pop. carricare) charge, port en lourd

- greutatea încrcturii totale: mrfuri, pasageri, echipaj, combustibil, provizii, la pescajul maxim; se msoar în tone dead-weight (tdw)

capacitatea de încrcare util port utile

- greutatea încrcturii utile la pescaj maxim (fr greutatea

pasagerilor, echipajului, combustibilului, proviziilor) caravel (portug. caravela) caravelle

- corabie rapid ᗰi mic, folosit în sec.XV-XVI

caren (latin. carina) carène

- partea imersat a navei

– 111 –

cargou (engl. cargo-boat) cargo

- nav maritim pentru transportul mrfurilor

cartea farurilor carte des phares

- document nautic editat periodic de direcᘰiile hidrografice ale unor state maritime, pentru a furniza date despre faruri

ceam (orig. turc) petit chaland

- nav fluvial mic, cu deplasament sub 300 t, transport nisip, piatr, stuf, lemne etc.

cheu (orig. galic) quai

- construcᘰie de-a lungul malului sau care înconjoar un bazin portuar; serveᗰte la acostare, încrcare-descrcare, întreᘰinerea navei, consolidarea malului

chil (germ. kiel) quille

- partea inferioar a carcasei navei, amplasat axial pe toat lungimea; pe ea se reazem tot scheletul navei

coca (latin. coccum) coque

- carcasa navei

compas magnetic (latin. passus) compas magnétique

- instrument de navigaᘰie destinat a indica direcᘰia nord-sud (busol)

conosament (franc. connaissement) connaissement

- document emis expeditorului prin care transportatorul confirm îmbarcarea mrfii, obligându-se s o predea destinatarului

convoi (latin. via) convoi

- grup de nave propulsate sau nepropulsate (ᗰlepuri) care navig împreun pe mare sau fluviu

convoi împins convoi pousseé

- grupare de barje strâns legate între ele, acᘰionat de o nav împingtoare aᗰezat la captul convoiului

convoi integrat convoi integré

- asamblare rigid a mai multor barje ᗰi a unor elemente de capt, sub forma unei nave fluviale sau maritime

convoi remorcat train de remorquage

- grupare de ᗰlepuri legate între ele cu cabluri

corabie (slava veche korablዐ) navire

- denumire veche pentru navele cu vele

corvet (latin. corrogare) corvette, corvette lance-missiles

- nav de rzboi, de tonaj mediu, armat cu rachete, pentru lupt antiaerian ᗰi anti-submarine

covert (latin. cooperire) couverture

- puntea cea mai de sus a navei (puntea superioar)

croazier (latin. croix) croisière

- cltorie de agrement de mai multe zile, pe mare

cruciᗰtor (latin. croix) croiseur

- nav de rzboi rapid (v = 35 Nd), mare (deplas. ≈ 35000 t), armat puternic (rachete, artilerie grea), folosit la monitorizare, escort, protecᘰia convoaielor, lupt antiaerian ᗰi anti-submarin

cuirasat (franc. cuirassé) cuirassé

- nav de rzboi, mare (deplasament ≈ 70000 t), având corpul protejat cu blindaje groase, armat cu artilerie de calibru mare (= nav de linie); vulnerabil la atacul aerian, a ieᗰit din uz în 1950

cupla maestr (latin. copula) maître couple

- pies de construcᘰie a corpului navei, vertical, situat în zona cu lᘰimea maxim

dan (oland. Dûne) quai d’accostage

- porᘰiune din cheul portului, amenajat pentru acostare ᗰi încrcare-descrcare

debarcader (latin. barca) débarcadère

- porᘰiune amenajat pe malul apei sau în port, pentru acostare, îmbarcare-debarcare

deferlare (anc. franc. fresler) déferlement

- cderea crestei valului spre înainte, urmat de spargerea ᗰi împrᗰtierea lui, cauzat de vânt, obstacol, zon cu ap mic

deplasament (latin. platea) déplacement

- greutatea volumului de ap dezlocuit de caren; se msoar în tone (t)

deriv (engl. to drive) dérive

- abaterea navei de la drumul trasat pe hart, din cauza vânturilor, curenᘰilor marini

– 112 –

dig (oland. dijc) digue

- construcᘰie hidrotehnic din beton, piatr, pmânt, amplasat pe malul unei mri, râu, lac, pentru a proteja bazinul portului ᗰi canalul de intrare în port împotriva vântului, pentru a menᘰine râul în albie

distrugtor (latin. diruere) destroyer, contre-torpilleur

- nav de rzboi, medie (deplas.≈5000 t), vitez mare (v = 40-45 Nd), armat cu tunuri, lansatoare de torpile

doc (engl. dock) dock

- bazin portuar înconjurat de diguri, serveᗰte la încrcarea-descrcarea navelor

doc plutitor dock flottant

- construcᘰie complex, plutitoare, din beton sau metal, pentru ridicarea navei de la ap în scopul reparaᘰiei

drag (engl. drag) drague

- nav tehnic dotat cu instalaᘰii de spare pe fundul apei, de a scoate obiecte scufundate, în scopul menᘰinerii adâncimii în porturi, a ᗰenalului navigabil în canale, fluvii; materialul dragat se foloseᗰte la construcᘰii hidrotehnice

drifter (engl. drift) drifter, harenguier

- nav de pescuit cu plase în deriv

dunet (franc. dunette) dunette, gaillard d’ arriere

- puntea de la pupa

ecluz (latin. aqua exclusa) écluse

- construcᘰie din beton armat, dotat cu porᘰi ᗰi pereᘰi laterali (bajoaiere), executat în lungul unui curs de ap, în zona de schimbare a nivelului, în scopul navigaᘰiei

efemeride (latin. ephemeris, grec. hêmera) éphémérides

- document de navigaᘰie tiprit anual de organismele hidrografice, cuprinde tabele cu coordonatele aᗰtrilor, planetelor, lunii ᗰi soarelui, calculate în funcᘰie de timpul universal, din or în or; serveᗰte la determinarea poziᘰiei navei

epiu (latin. spica) épi

- construcᘰie hidrotehnic în form de dig, amplasat dinspre mal spre ap, pentru a-l proteja de eroziune, pentru a dirija curentul spre direcᘰia dorit

estacad (ital. steccata) estacade

- construcᘰie plutitoare format din piloni mari ᗰi grinzi metalice, amplasat la intrarea în port sau între dou bazine portuare pentru acostarea navelor sau pentru a împiedica ptrunderea lor

etambou (orig. scandin.) étambot

- partea chilei dinspre pupa, de care este prins cârma

etiaj (latin. aestuarium) étiage

- linie convenᘰional exprimat faᘰ de nivelul mrii, care uneᗰte media nivelelor minime ale unui râu, înregistrate în ultimii 10 – 15 ani; etiajul descreᗰte spre vrsarea râului

etrav (orig. scandin.) étrave

- partea chilei dinspre prova, de form curb

falez (franc falisa) falaise

- ᘰrm stâncos, înalt ᗰi abrupt, rezultat al eroziunii valurilor

far (insula Pharos) phare

- mijloc hidrografic de asigurare a navigaᘰiei

feribot (engl. ferry-boat) ferry-boat

- nav pentru transportul trenurilor, vehiculelor rutiere, pasagerilor peste o strâmtoare sau fluviu (= nav de transbordare)

flot (scand. flotti) flotte

- totalitatea navelor comerciale ᗰi militare ale unui stat sau ale unei companii maritime

franc-bord franc-bord

- distanᘰa dintre nivelul apei la exteriorul navei încrcate ᗰi partea superioar a punᘰii principale, msurat la jumtatea lungimii navei

fregat (ital. fregata) frégate

- în trecut, vas de rzboi, rapid, de tonaj mediu; azi, nav de lupt, de tonaj mediu, intermediar între corvet ᗰi cruciᗰtor

– 113 –

gabar (provens. gabarra) gabarre

- ambarcaᘰiune fluvial mare, cu fund plat, servind la transportul materialelor ᗰi mrfurilor

galer (catalan galera) galère

- nav comercial sau de rzboi, lung ᗰi cu borduri joase, cu vele ᗰi rame, utilizat din antichitate pân în sec. XVIII

galion (franc. veche galie) galion

- nav mare, armat pe timp de rzboi, folosit mai ales de spanioli, între sec. XVI-XVIII, pentru a aduce aur, argint, mrfuri preᘰioase din colonii

galion (franc. veche galie) galion

- sculptur din lemn fixat la prova navei cu vele, reprezentând bustul unui personaj legat de numele navei

goelet (breton gweland) goélette

- velier cu dou catarge, cel mare dispus în partea din spate a navei

halaj (oland. halen) halage

- remorcarea unui vas prin tragere pe parâm, tras de pe mal, mecanic, cu animale, cu oameni (= edec)

hul (germ. hol) houle

- miᗰcare ondulatorie a suprafeᘰei mrii, fr deferlarea valurilor; apare dup furtun

iacht (oland. yacht) yacht

- nav de agrement, cu vele sau motor

insule offshore (orig. engl) îles offshore

- insule artificiale departe de ᘰrm

iol (engl. yawl) yawl

- ambarcaᘰiune de sport, cu vele ᗰi dou catarge

lainer (engl. line) liner

- nav care deserveᗰte aceeaᗰi rut mereu

lᘰimea maxim a navei largeur hors tout

- distanᘰa orizontal msurat la cupla maestr, între verticalele extreme

leghe marin (ital. lega) lieu marine

- unitate de msur veche, pentru lungime, egal cu 1/20 dintr-un grad terestru, egal cu 5556 m

loch (oland. log) loch

- aparat din dotarea navei, servind la msurarea vitezei ᗰi distanᘰei parcurse de nav

lungimea maxim a navei longueur hors tout

- lungimea orizontal maxim a navei, msurat pe planul diametral

manevrabilitate (latin. manu + operare) manoeuvrabilité, maniabilité

- calitatea navei de a-ᗰi schimba uᗰor drumul, cu ajutorul cârmei ᗰi motoarelor; de a rspunde uᗰor la comenzi

mil (latin. milia) mille

- unitate de msur internaᘰional pentru distanᘰe pe mare, egal cu lungimea arcului de 1 minut al meridianului trasat pe o sfer al crei volum este egal cu volumul elipsoidului terestru; 1 Mm = arc 1’ = 2㰀R / 360.60 = 1852 m

monitor (latin. monitor) monitor

- cuirasat fluvial sau de coast, cu deplasament sub 700 t, vitez sub 10 Nd, folosit în sec. al XX-lea

nav (latin. navigum) navire

- construcᘰie plutitoare, mai mare ca ambarcaᘰiunea, puntat, cu dotri ᗰi echipamente corespunztoare scopului: transport, cercetri, lupt, agrement etc.

nav arctic navire-arctique

- nav special pentru navigaᘰie pe mrile polare, ce navigheaz în siajul unui sprgtor de gheaᘰ

nav-cablier câblier

- nav special pentru instalarea, întreᘰinerea ᗰi repararea cablurilor submarine

nav-container navire-container

- nav de mrfuri generale ambalate în containere

nav-corsar corsaire

- nav rapid, armat, abilitat de ᘰara sub al crei pavilion navigheaz s captureze nave comerciale inamice, folosit în sec. XV-XIX

– 114 –

nav cu aripi imerse bateau à ailes portantes

- nav portant, având pe corp perechi de aripi cu profil hidrodinamic; la viteze mari, nava se înalᘰ deasupra apei, rmânând imersate numai aripile (v = 100 km/or)

nav cu pern de aer aéroglisseur

- nav care planeaz deasupra apei datorit ventilatoarelor ce insufl sub nav jeturi de aer la presiune mare; serveᗰte la transport fluvial, de coast, cu v ≈ 200 km/or

nav de desant navire de descente

- nav militar, cu fund plat, folosit pentru a transporta trupe, armament, materiale; acosteaz sau eᗰueaz pe plaje

nav hidrografic bateau hydrographique

- nav dotat cu aparatur, laborator pentru lucrri, cercetri, msurtori hidrografice

nav-ᗰcoal navire-école

- nav special cu vele ᗰi motor, pentru cazarea ᗰi pregtirea profesional a ᗠcolilor de Marin

nav-tramp (engl. tramp) tramp

- nav comercial pe curse ocazionale

navigaᘰie estimat navigation estimée

- totalitatea activitᘰilor echipajului pentru a reprezenta pe hart poziᘰia navei ᗰi deplasarea ei, folosind instrumente, calcule matematice, calculatoare

navlu (oland. vrecht) fret

- costul transportului nautic al unei mrfi sau pasageri, încasat de transportator

nod (latin. nodus) noeud

- unitate de msur a vitezei, folosit în marin; 1 Nd = 1 mil/or

numele navei nom du bateau

- element pentru identificarea navei, înscris pe bordaj, la prova ᗰi la pupa; la pupa, sub nume se scrie ᗰi portul de înregistrare

opera moart oeuvre morte

- partea emersat a navei

opera vie oeuvre vive

- partea imersat a navei (= carena)

pachebot (engl. packet-boat) paqûebot

- nav maritim de mare tonaj, transatlantic, transpacific, pentru transportul de colete ᗰi pasageri; azi, abandonat

papuc (turc. papuç) bateau-mouche

- ambarcaᘰiune de sport, având motorul dispus în afara bordului, la pupa

parapet (ital. parapetto) parapet, balustrade

- perete scund sau îngrditur, având rol de protecᘰie, aᗰezat la partea superioar a bordului

pavilion (latin. papilio) pavillon

- drapelul naᘰional

pereu (franc. pierre) perré

- protecᘰia unui mal taluzat, executat din piatr, dale de beton

pescaj (latin. piscis) tirant d’eau

- distanᘰa vertical dintre suprafaᘰa apei ᗰi planul orizontal ce trece prin punctul cel mai de jos al chilei

picior (latin. pes, pedis) pied

- unitate de msur folosit în marin, mai ales, pentru adâncime, egal cu 0,305 m

ponton (latin. ponto) ponton

- construcᘰie plutitoare fr propulsie, format dintr-o platform plan, rezemat pe piloᘰi, destinat acostrii ambarcaᘰiunilor

port (latin. portus) port

- adpost natural sau artificial pentru nave, amenajat pentru îmbarcarea-debarcarea mrfurilor ᗰi pasagerilor

port-aeronave (latin. portare) porte-aéronefs

- nav de rzboi amenajat pentru transportul, decolarea ᗰi apuntarea aeronavelor (port-avion, port-elicopter)

port-barje (latin. portare) porte-barges

- nav care transport barje

porto-franco (latin. portus + franciscus) port-franc

- port în care mrfurile pot tranzita fr taxe vamale sau alte formalitᘰi

– 115 –

prova (latin. prora) proue

- partea din faᘰ a navei

pupa (latin. puppis) poupe

- partea din spate a navei

rad (engl. veche rad) rade

- bazin mare, natural sau artificial, în apropierea portului, având ieᗰire spre mare, ferit de vânturi, valuri, curenᘰi, unde ancoreaz navele care aᗰteapt s intre în port

registru maritim régistre maritime

- organizaᘰie care supravegheaz construcᘰia navelor, verific starea tehnic a navelor în conformitate cu normele internaᘰionale (= societate de clasificare)

rezerva pilotului pied de pilot

- adâncimea apei minim, sub chil, pentru a evita neregularitᘰile fundului ᗰenalului

salutul pavilionului salut du pavillon

- coborârea lent a pavilionului pân la 2/3 din înlᘰimea la care se afl, în semn de salut, când trece la distanᘰ mic, pe lâng alt nav

sonet plutitoare sonnette flottante

- instalaᘰie plutitoare pentru baterea piloᘰilor

S.O.S. “Save Our Souls” - semnal internaᘰional de alarm ᗰi cerere de ajutor emis de navele aflate în pericol grav, compus în memoria celor 1600 de victime din naufragiul pachebotului Titanic, la 14 aprilie 1912, în Oceanul Atlantic

sprgtor de gheaᘰ brise-glace

- nav special, robust, cu etrava întrit, destinat spargerii gheᘰii prin lovire, tiere, urcare cu prova pe gheaᘰ

ᗰaland (grec. khelandion) chaland

- nav tehnic fluvial, nepuntat, cu fund plat, bordaj vertical, folosit la transportul mrfurilor ᗰi materialelor

ᗰenal (franc. chenal) chenal

- porᘰiune în lungul unui, fluviu, râu, canal, pe suprafaᘰa unui lac, unde sunt asigurate gabaritele de navigaᘰie

ᗰlep (germ. schlepp) chaland fluvial

- nav puntat, cu fund plat ᗰi bordaj vertical, prova bombat ᗰi pupa rotunjit, remorcat, folosit la transportul mrfurilor pe distanᘰe mici

timon (latin. temo) timone, gouvernail

- pies mobil a unei nave sau ambarcᘰiuni, servind la menᘰinerea sau schimbarea direcᘰiei de deplasare

tonaj (orig. galic) tonnage, jauge

- volumul interior total (tonaj brut) sau util (tonaj net) al navei, determinat de spaᘰiul destinat mrfurilor ᗰi cazrii pasagerilor; se msoar în tone-registru (TR)

ton-registru, TR tonne de jauge, TJ

- unitate de msur pentru volum, care apreciaz tonajul navei, egal cu 100 picioare cubice, egal cu 2,83 m3

torpilor (latin. torpedo) torpileur

- nav de lupt, uᗰoar, rapid, folosit la atacul cu torpile; pe cale de dispariᘰie

trauler (engl. trawler) chalutier

- nav de pescuit prin tragerea plaselor

tribord (orig. olandez) tribord

- partea dreapt a navei, privind spre prova

trinchet (ital. trinchetto) trinquet

- arborele de la prova, înclinat puᘰin spre înainte, folosit mai ales de velierele romane

vedet (ital. vedetta) vedette

- nav militar de tonaj sub 130 t ᗰi vitez peste 60 Nd, pentru atac în apropierea coastei ᗰi pe fluvii

vrachier (oland. wrac) cargo de transport de vrac

- nav de mare capacitate pentru transportul mrfurilor în vrac

yard (engl. yard) yard

- unitate de msur pentru lungimi; 1 yd = 0,914 m

– 116 –

ANEXA I.2

EVOLUᘠIA CRONOLOGICဠ A CANALELOR NAVIGABILE

Perioada Localizarea Caracteristicile 1348–1281 î.e.n. Nil – Marea Roᗰie 1 ecl., L = 68,5 km, B = 30 m, H =

12,5 m, exist Sec. 8 î.e.n. Samiram, Podiᗰul Armeniei

247 î.e.n. Cian-Go L =120 km; alim. cu ap lac Van; irigaᘰii

100 e.n. Ocolire Porᘰile de Fier L = 3,2 km, B = 30 – 57 m 1180 Or. Bruges – port Zeebruges L = 10 km 1285 - 1325 Spaarndam 2 ecl. 1398 Trane (pe Elba) 1564 - 1566 Exeter (Anglia) 1642 Briare – Montargis 42 ecl., traverseaz Seine – Loire

1666 - 1681 Canal du Midi (Oc.Atlantic – râu Garonne – M.Mediteran)

114 ecl., L = 241 km, B = 44 m, H = 1,83 m

1675 Orléans 20 ecl.

1709 Volga – Neva – M.Baltic; M.Alb – M.Baltic L = 1100 km

1777 - 1785 Kiel (oraᗰ Kiel la M.Baltic – vrsare Elba în M.Nordului)

2 ecl, L = 98,55 km, B = 102 m, H = 11,3 m

1800 Caledonian (Scoᘰia): estuar Maray la M.Nordului – Lynnh

8 ecl., L = 97 km (60 km navigabil), B = 5,5 m

1880 Gotha 37 ecl., B = 37,5 m; H = 3 m 1869 (Lesseps) Suez (M.Mediteran – M.Roᗰie) L = 161 km, B = 70 – 125 m 1882-1893 (Lesseps) Golf Corint – M.Egee L = 6,3 km, B = 25 m, H = 70 m

1894 Manchester 1898 ᗠip (mal drept Dunre) Navigaᘰie Porᘰile de Fier 1880-1915 (Lesseps)

Panama (Oc. Atlantic – Oc. Pacific)

6 ecl. duble, L = 81,3 km, B = 91–300 m, H = 13 m

1932-1937 Moscova (râu Moscova – fl. Volga) 9 ecl., L = 128 km

1933 M. Alb – lac Onega – M.Baltic 19 ecl., L = 227 km 1952 Volga – Don 13 ecl., L = 101 km

1962 Karakum (râu Amu Daria – oraᗰ Aᗰhabad) L = 950 km

1964-1972 Porᘰile de Fier 2 ecl. 300 x 34 m, baraj 858 m, CH 2100 MW

1980 Nod Vaugris (canalizare fl. Rhône) 1990 Rhin – Main – Dunre 54 ecl., 3 ascens., L = 677 km

– 117 –

C H I N A

Sec. 9 î.e.n - Sec. 5 î.e.n.

Yun – Ho (Marele canal, între fl. Huang Ho – Yangtze) uneᗰte Beijing – golf Hang Chow

L = 1917 km, B = 15 – 30 m, H = 22 - 33 m, 75 baraje, fr ecluze, halaj, sectorul mijlociu.

Sec. 7 e.n. Sector sud: golf Hang Chow – fl. Yangtze

Sec. 13 e.n. Sector nord: Huang Ho – or. Tientsin pe fluviul Pei Ho, legat de Beijing

PROIECT

2000 Kra (Thailanda) Oc. Indian – M. Chinei de Sud

– 118 –

ANEXA II.1

ELEMENTE DE HIDROLOGIE ᗠI METEOROLOGIE ÎN NAVIGAᘠIA FLUVIALဠ

Proiectarea ᗰi execuᘰia amenajrilor hidrotehnice pentru navigaᘰie pe apele interioare precum ᗰi punerea în evidenᘰ a calitᘰilor nautice ale navei presupune cunoaᗰterea regimului vânturilor, valurilor, al precipitaᘰiilor etc.

Nebulozitatea exprim gradul de acoperire cu nori a bolᘰii cereᗰti (Tabel A.II.a). Acest factor meteorologic este exprimat prin 10 grade. Fictiv, bolta cerului este împrᘰit în 10 prᘰi egale. Numrul prᘰilor acoperite cu nori reprezint gradul de nebulozitate. Exemplu: dac 6 prᘰi sunt acoperite cu nori, se spune c nebulozitatea este 6.

Scara vânturilor (scara Beaufort) ᗰi scara mrii în funcᘰie de intensitatea vânturilor sunt prezentate în Tabelul A.II.b.

Tabel A.II.a Nebulozitatea (Scara norilor) Descriere Denumire Prognoz Altitudine Structur Strat

Nori în form de dungi albe ᗰi lungi Cirus Nu produc

averse 6 - 10 km Cristale de gheaᘰ

Nori de forma unei draperii albe ᗰi subᘰiri ce acoper uneori toat bolta

Cirostratus Nu produc averse 6 - 12 km Cristale de

gheaᘰ

Bulgri mici de nori, ca brazdele proaspt arate Cirocumulus Nu produc

averse 6 - 12 km Cristale de gheaᘰ

Nori superiori

Nori cu form de draperie gri, compact, prin care transpare soarele

Altostratus

Produc precipitaᘰii ce nu ajung la

suprafaᘰa mrii

2 - 6 km Picturi de ap

Nori de forma unor valuri paralele, în care exist benzi luminoase

Altocumulus

Produc precipitaᘰii ce nu ajung la

suprafaᘰa mrii

2 - 6 km Picturi de ap

Nori cu form de valuri stratificate sau de sfere gri Stratocumulus Nu produc

averse 50 m-2 km Picturi de ap

Nori de culoare gri închis, având form de valuri uniforme

Nimbostratus Produc averse continui 50 m-2 km Picturi de

ap

Nori m

ijlocii

Nori de culoare gri ᗰi forma unui val uniform Stratus

Produc averse slabe: vara -

burniᘰ, iarna-zpad fin

50 m-2 km Picturi de ap

Grmezi de nori, asemntori cu bulgri de vat alb Cumulus

Nu produc averse; vreme

frumoas 50 m-6 km Picturi mici

de ap

Grmezi de nori cu vârfuri albe ᗰi temelii de culoare închis

Cumulonimbus

Produc ploi torenᘰiale,

grindin ori ninsoare bogat

50 m-6 km Picturi mari de ap

Nori inferiori

Sc

ara

mr

ii

Forᘰa

vâ

ntul

ui

Star

ea

atm

osfe

ric

Vite

za m

edie

a

vânt

ului

(m

/s)

Pres

. m

edie

pe

supr

. per

p.

pe d

irecᘰ

ia

vânt

ului

Gra

dul

mr

ii St

area

mr

ii A

spec

tul s

upra

feᘰe

i mr

ii

0 C

alm

0

- 0,5

0

0 “O

glin

d”

Supr

afaᘰ

ne

ted

1 A

dier

e uᗰ

oar

0,

5 - 1

,7

0,1

1 U

ᗰor

ondu

lat

V

alur

i uᗰo

are,

scur

te. V

alur

i îna

lte d

e 0,

1- 0

,75

m

2 B

riz

uᗰoa

r

1,7

- 3,3

0,

5 2

Încr

eᘰit

A

par

cres

te m

ici

de v

alur

i ca

re s

e sp

arg,

for

mân

d sp

um

stic

loas

3

Briz

sl

ab

3,3

- 5,2

2

4 B

riz

potri

vit

5,

2 - 7

,4

4 3

Uᗰo

r agi

tat

A

par “

berb

eci”

. Val

uri c

eva

mai

lung

i, cu

înl

ᘰimi d

e 0,

75-6

m.

Cre

stel

e su

nt în

spum

ate.

Val

urile

sunt

con

tura

te

5 B

riz

pute

rnic

7,

4 - 9

,8

6 4

Cu

“ber

beci

” V

ântu

l în

cepe

s

spar

g c

rest

ele,

apa

re s

pum

al

b,

ce o

cup

ve

rsan

ᘰii v

alur

ilor

6 V

ânt p

uter

nic

9,8

- 12,

4 11

7 V

ânt t

are

12,4

- 15

,2

17

5 A

gita

t

Spum

a ar

e fo

rm

de b

enzi

nu

prea

lung

i ᗰi c

ontu

ruri

nede

finite

8 V

ânt f

oarte

tare

15

,2 -

18,2

25

9

Furtu

n

18,2

- 21

,5

35

6 Fo

arte

m

onta

t

10

Furtu

n p

uter

nic

21

,5 -

25,1

46

7

Furtu

noas

Val

uri l

ungi

, cu

înl

ᘰimi d

e 6-

12 m

. Vân

tul s

pulb

er

cres

tele

ᗰi

împr

ᗰtie

spu

ma

alb

sub

for

m

de f

âᗰii

lung

i, ac

oper

ind

între

aga

supr

afaᘰ

a

mr

ii

11

Furtu

n v

iole

nt

25,1

- 29

64

8

12

Ura

gan

29 -

45

>

64

9 U

raga

n

Stra

tul

de s

pum

, c

ompa

ct a

cope

r a

proa

pe t

oat

sup

rafa

ᘰa

mr

ii.

Val

uri

pest

e 2

m.

Vân

tul

spul

ber

vi

olen

t cr

este

le

valu

rilor

. Pul

bere

a fin

de

ap

sat

urea

z a

tmos

fera

. Viz

ibili

tate

re

dus

.

Tabelul A.II.b Scara vânturilor (Scara Beaufort) ᗰi Scara mrii

− 119 −

– 120 –

ANEXA II.2

CODUL INTERNAᘠIONAL DE SEMNALE MORSE

Element de semnalizat Semnul Morse Element de

semnalizat Semnul Morse

A · Y · · ဠ · · Z · · B · · · Ë · · · · C · · Ö · D · · Ü · · E · 1 · F · · · 2 · · G · 3 · · · H · · · · 4 · · · · I · · 5 · · · · · J · 6 · · · · K · 7 · · · L · · · 8 · · M 9 · N · 0 O . · · · · · · P · · , · · · · Q · Chemare · · · · etc R · · Rspuns etc S · · · Desprᘰire · · · T Eroare · · · · · U · · Repetare · · · · · V · · · Terminat · · · · W · Confirmare X · · Încep

transmisia · · ·

− 121 −

ANEXA V

PRESIUNILE REACTIVE ALE TERENULUI

în punctul i ( ip ) mediate pe sectoare de lungime lc81

= ,

produse de sarcini exterioare unitare aplicate în punctul j

Tabel A.V.1

Schema sarcinii

bl

Ppp ii 2=

Diagrama reacᘰiunii

unde: t – coeficientul de flexibilitate; ( )( ) IE

lbEt1

30

20

21

41

1 π⋅

µ−

µ−=

0E , 1E – modulul de deformaᘰie al terenului de fundaᘰie, respectiv al materialului grinzii;

0µ , 1µ – coeficientul Poisson al terenului de fundaᘰie, respectiv al materialului grinzii; b – lᘰimea grinzii; b = 1 m; l – semilungimea grinzii (m); I – momentul de inerᘰie al grinzii (m4).

0=t (grind absolut rigid)

lx

H = 0 H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞

1/16 1 0,970 0,924 0,828 0,718 0,639 3/16 1 0,972 0,925 0,829 0,725 0,640 5/16 1 0,976 0,929 0,836 0,741 0,668 7/16 1 0,966 0,918 0,837 0,769 0,710 9/16 1 0,956 0,910 0,857 0,816 0,770

11/16 1 0,946 0,911 0,899 0,909 0,874 13/16 1 0,960 0,927 0,987 1,059 1,070 15/16 1 1,254 1,556 1,927 2,263 2,629

P l l

strat compresibil H

+x/l -x/l

x/l x/l

O c=l/8 c=l/8

p

− 122 −

Tabel A.V.2

Schema sarcinii

bl

Ppp ii =


t = 0 (grind absolut rigid)

lx

H = 0 H = 0,5 l H = 2 l

1/16 1 0,92 0,72 3/16 1 0,92 0,73 5/16 1 0,93 0,74 7/16 1 0,92 0,77 9/16 1 0,91 0,82

11/16 1 0,91 0,91 13/16 1 0,93 1,06 15/16 1 1,56 2,26

t = 3 ; H = 0,5 l

la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 1,306 1,244 1,156 1,049 0,923 0,797 0,664 0,528 0,459 3/16 1,242 1,213 1,142 1,045 0,934 0,814 0,690 0,566 0,502 5/16 1,164 1,146 1,106 1,035 0,954 0,848 0,745 0,640 0,589 7/16 1,053 1,046 1,030 1,002 0,961 0,875 0,800 0,722 0,684 9/16 0,933 0,936 0,943 0,947 0,962 0,914 0,878 0,837 0,816 11/16 0,810 0,826 0,851 0,885 0,935 0,962 0,978 0,992 0,998 13/16 0,682 0,716 0,764 0,832 0,913 1,010 1,110 1,195 1,236 15/16 0,810 0,873 1,008 1,205 1,418 1,780 2,135 2,520 2,716

t = 3 ; H = l

la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 1,143 1,093 1,023 0,941 0,850 0,754 0,657 0,559 0,509 3/16 1,099 1,072 1,016 0,940 0,853 0,765 0,671 0,579 0,532 5/16 1,093 1,027 0,997 0,940 0,869 0,790 0,707 0,623 0,582 7/16 0,966 0,962 0,950 0,926 0,878 0,815 0,749 0,680 0,646 9/16 0,898 0,898 0,903 0,904 0,894 0,863 0,823 0,779 0,756 11/16 0,838 0,848 0,864 0,886 0,911 0,933 0,933 0,929 0,927 13/16 0,799 0,818 0,852 0,902 0,964 1,034 1,106 1,164 1,191 15/16 1,218 1,282 1,395 1,561 1,781 2,046 2,354 2,687 2,857

+x/l -x/l

x/l x/l

O c c

pi

P

strat compresibil

H

P a a

l l

− 123 −

t = 3 ; H = 2 l t = 3 ; H = ∞

la

=α la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 0 1 1/16 1,040 0,991 0,924 0,846 0,761 0,671 0,579 0,487 0,440 0,985 0,389 3/16 1,002 0,976 0,923 0,848 0,768 0,684 0,596 0,510 0,465 0,951 0,417 5/16 0,953 0.942 0,914 0,858 0,791 0,715 0,636 0,556 0,517 0,907 0,474 7/16 0,902 0.898 0,887 0,866 0,820 0,760 0,697 0,631 0,599 0,866 0,565 9/16 0,862 0,863 0,868 0,869 0,860 0,830 0,791 0,748 0,725 0,838 0,705 11/16 0,846 0,856 0,872 0,893 0,918 0,939 0,938 0,933 0,931 0,845 0,928 13/16 0,866 0,883 0,916 0,963 1,022 1,088 1,157 1,210 1,235 0,896 1,264 15/16 1,529 1,591 1,696 1,857 2,060 2,313 2,606 2,925 3,088 1,712 3,258

t = 5 ; H = 0,5 l

la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1

1/16 1,477 1,385 1,254 1,097 0,923 0,739 0,550 0,361 0,265 3/16 1,391 1,339 1,234 1,093 0,933 0,764 0,589 0,412 0,324 5/16 1,262 1,238 1,185 1,082 0,953 0,812 0,696 0,517 0,443 7/16 1,106 1,098 1,081 1,042 0,961 0,859 0,748 0,637 0,579 9/16 0,937 0,945 0,956 0,966 0,962 0,920 0,865 0,802 0,773

11/16 0,763 0,786 0,824 0,876 0,935 0,990 1,010 1,023 1,027 13/16 0,587 0,626 0,693 0,789 0,913 1,049 1,190 1,307 1,365 15/16 0,477 0,584 0,773 1,055 1,420 1,867 2,382 2,941 3,224

t = 5 ; H = l

la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1

1/16 1,299 1,220 1,114 0,990 0,856 0,717 0,576 0,434 0,363 3/16 1,228 1,188 1,103 0,990 0,864 0,732 0,598 0,462 0,395 5/16 1,133 1,116 1.076 0,991 0,883 0,767 0,647 0,524 0,463 7/16 1,022 1,017 1,004 0,972 0,989 0,806 0,706 0,605 0,553 9/16 0,912 0,917 0,924 0,928 0,918 0,870 0,809 0,740 0,708 11/16 0,805 0,821 0,847 0,882 0,921 0,954 0,951 0,941 0,933 13/16 0,710 0,738 0,789 0,860 0,954 1,058 1,164 1,245 1,285 15/16 0,891 0,983 1,143 1,387 1,706 2,096 2,549 3,049 3,300

− 124 −

t = 5 ; H = 2 l t = 5 ; H = ∞

la

=α la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 0 1 1/16 1,202 1,125 1,022 0,904 0,776 0,645 0,512 0,378 0,311 1,153 0,267 3/16 1,137 1,099 1,017 0,908 0,788 0,663 0,535 0,407 0,343 1,091 0,302 5/16 1,053 1,036 0,999 0,917 0,813 0,701 0,585 0,468 0,410 1,011 0,372 7/16 0,962 0,957 0,946 0,916 0,846 0,757 0,661 0,565 0,515 0,928 0,485 9/16 0,878 0,883 0,891 0,896 0,886 0,839 0,779 0,712 0,680 0,857 0,660

11/16 0,812 0,828 0,853 0,888 0,926 0,957 0,954 0,942 0,934 0,810 0,932 13/16 0,772 0,799 0,847 0,916 1,005 1,104 1,205 1,282 1,319 0,799 1,343 15/16 1,184 1,273 1,425 1,655 1,960 2,334 2,768 3,246 3,489 1,351 3,640

t = 10 ; H = 0,5 l

la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 1,768 1,611 1,405 1,164 0,904 0,638 0,372 0,105 0,030 3/16 1,621 1,548 1,381 1,162 0,927 0,679 0,427 0,175 0,050 5/16 1,413 1,383 1,313 1,158 0,963 0,753 0,539 0,324 0,217 7/16 1,177 1,174 1,162 1,116 0,994 0,838 0,669 0,497 0,409 9/16 0,931 0,949 0,977 0,005 1,008 0,941 0,845 0,640 0,688 11/16 0,678 0,717 0,779 0,867 0,964 1,045 1,065 1,064 1,063 13/16 0,422 0,479 0,580 0,725 0,908 1,115 1,322 1,481 1,555 15/16 0,010 0,139 0,403 0,801 1,332 1,990 2,761 3,614 4,048

t = 10 ; H = l

la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 1,580 1,441 1,265 1,066 0,856 0,646 0,437 0,227 0,121 3/16 1,454 1,396 1.253 1,071 0,875 0,673 0,469 0,266 0,166 5/16 1,290 1,268 1,212 1,077 0,908 0,725 0,541 0,356 0,263 7/16 1,108 1,107 1,097 1,057 0,942 0,779 0,635 0,473 0,391 9/16 0,925 0,939 0,959 0,976 0,969 0,891 0,784 0,669 0,612 11/16 0,741 0,769 0,815 0,879 0,948 0,999 0,987 0,954 0,937 13/16 0,555 0,599 0,678 0,792 0,938 1,103 1,267 1,381 1,433 15/16 0,347 0,481 0,721 1,082 1,564 2,183 2,880 3,674 4,077

− 125 −

t = 10 ; H = 2 l t = 10 ; H = ∞

la

=α la

=α lx

0 3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 0 1 1/16 1,497 1,360 1,190 0,996 0,795 0,593 0,394 0,195 0,094 1,477 0,065 3/16 1,376 1,320 1,182 1,005 0,816 0,622 0,426 0,232 0,136 1,351 0,110 5/16 1,221 1,201 1,148 1,017 0,852 0,675 0,496 0,316 0,226 1,183 0,180 7/16 1,056 1,056 1,047 1,011 0,900 0,757 0,603 0,446 0,367 0,984 0,335 9/16 0,896 0,910 0,926 0,948 0,942 0,865 0,759 0,645 0,589 0,788 0,565

11/16 0,746 0,774 0,810 0,882 0,949 1,000 0,986 0,953 0,935 0,569 0,930 13/16 0,608 0,651 0,676 0,836 0,977 1,137 1,295 1,402 1,451 0,408 1,510 15/16 0,599 0,728 1,021 1,305 1,769 2,351 3,041 3,811 4,202 1,240 4,305

Tabel A.V.3

Schema sarcinii

bl

Ppp ii =


Valorile ip sunt date pentru jumtatea dreapt a grinzii; pentru jumtatea stâng ip se vor lua cu semn schimbat

t = 3 ; H = 0,5 l

la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1

1/16 0,048 0,066 0,082 0,095 0,106 0,116 0,126 0,129 3/16 0,131 0,197 0,245 0,284 0,320 0,352 0,384 0,398 5/16 0,200 0,315 0,404 0,477 0,540 0,598 0,655 0,684 7/16 0,241 0,393 0,531 0,639 0,730 0,815 0,896 0,937 9/16 0,277 0,460 0,633 0,790 0,922 1,042 1,166 1,212 11/16 0,315 0,522 0,728 0,930 1,124 1,292 1,455 1,537 13/16 0,353 0,593 0,837 1,084 1,333 1,581 1,812 1,926 15/16 0,688 1,161 1,658 2,184 2,743 2,743 3,947 4,257

+x/l -x/l

x/l

O c

c x/l

pi

P

H P

a a l l

strat compresibil

− 126 −

t = 3 ; H = l

la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 0,037 0,050 0,060 0,068 0,075 0,081 0,087 0,089 3/16 0,103 0,149 0,179 0,203 0,226 0,245 0,,265 0,274 5/16 0,161 0,232 0,295 0,342 0,381 0,416 0,450 0,467 7/16 0,185 0,302 0,406 0,484 0,546 0,605 0,660 0,689 9/16 0,226 0,376 0,518 0,647 0,762 0,847 0,937 0,981 11/16 0,275 0,457 0,637 0,816 0,987 1,133 1,274 1,345 13/16 0,343 0,576 0,812 1,052 1,292 1,532 1,754 1,864 15/16 0,806 1,355 1,923 2,517 3,140 3,792 4,466 4,805

t = 3 ; H = 2 l t = 3 ; H = ∞

la

=α la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1

1/16 0,034 0,045 0,053 0,060 0,065 0,070 0,073 0,074 0,064 3/16 0,095 0,135 0,161 0,179 0,198 0,212 0,227 0,234 0,228 5/16 0,138 0,215 0,267 0,307 0,339 0,367 0,394 0,409 0,400 7/16 0,171 0,278 0,374 0,443 0,497 0,547 0,594 0,618 0,607 9/16 0,207 0,345 0,475 0,592 0,685 0,768 0,846 0,884 0,870

11/16 0,261 0,434 0,606 0,776 0,937 1,076 1,209 1,275 1,263 13/16 0,338 0,567 0,799 1,035 1,271 1,507 1,726 1,834 1,830 15/16 0,844 1,418 2,011 2,630 3,277 3,952 4,651 5,002 5,032

t = 5 ; H = 0,5 l

la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 0,061 0,078 0,092 0,101 0,108 0,113 0,118 0,119 3/16 0,166 0,232 0,275 0,305 0,327 0,344 0,360 0,367 5/16 0,234 0,365 0,449 0,507 0,551 0,588 0,621 0,638 7/16 0,272 0,440 0,583 0,677 0,746 0,803 0,857 0,882 9/16 0,299 0,492 0,673 0,830 0,942 1,036 1,120 1,164

11/16 0,323 0,537 0,748 0,952 1,142 1,293 1,432 1,500 13/16 0,349 0,587 0,830 1,082 1,336 1,587 1,812 1,923 15/16 0,639 1,091 1,580 2,113 2,701 3,341 4,020 4,363

− 127 −

t = 5 ; H = l

la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 0,050 0,061 0,069 0,074 0,078 0,080 0,082 0,082 3/16 0,133 0,181 0,207 0,223 0,235 0,243 0,250 0,254 5/16 0,181 0,281 0,338 0,370 0,392 0,410 0,424 0,432 7/16 0,213 0,345 0,455 0,522 0,566 0,601 0,635 0,649 9/16 0,245 0,405 0,555 0,685 0,773 0,846 0,910 0,944

11/16 0,282 0,470 0,657 0,838 1,007 1,137 1,257 1,315 13/16 0,340 0,570 806 1,050 1,296 1,538 1,753 1,859 15/16 0,761 0,1,290 1,849 2,448 3,094 3,788 4,519 4,888

t = 5 ; H = 2 l t = 5 ; H = ∞

la

=α la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1 1/16 0,047 0,056 0,062 0,066 0,067 0,068 0,069 0,070 0,066 3/16 0,125 0,167 0,188 0,200 0,207 0,210 0,213 0,218 0,128 5/16 0,170 0,262 0,311 0,337 0,353 0,365 0,373 0,390 0,370 7/16 0,199 0,322 0,423 0,481 0,517 0,544 0,570 0,585 0,570 9/16 0,224 0,374 0,513 0,631 0,708 0,770 0,822 0,860 0,837

11/16 0,269 0,448 0,626 0,799 0,959 1,081 1,193 1,240 1,234 13/16 0,334 0,561 0,793 1,034 1,275 1,513 1,725 1,820 1,826 15/16 0,799 1,352 1,937 2,559 3,228 3,945 4,700 5,060 5,108

t = 10 ; H = 0,5 l

la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 0,087 0,108 0,116 0,115 0,114 0,107 0,103 0,0,93 3/16 0,242 0,313 0,342 0,350 0,343 0,326 0,312 0,298 5/16 0,314 0,477 0,551 0,578 0,572 0,562 0,556 0,537 7/16 0,341 0,544 0,700 0,757 0,783 0,779 0,755 0,762 9/16 0,346 0,565 0,763 0,921 0,988 1,021 1,143 1,049 11/16 0,343 0,569 0,792 1,004 1,185 1,294 1,493 1,420 13/16 0,336 0,570 0,816 1,007 1,345 1,604 2,000 1,908 15/16 0,531 0,934 1,401 1,954 2,606 3,358 4,358 4,608

− 128 −

t = 10 ; H = l

la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1/16 0,075 0,088 0,092 0,087 0,082 0,077 0,070 0,064 3/16 0,205 0,256 0,269 0,266 0,253 0,234 0,214 0,205 5/16 0,256 0,385 0,431 0,435 0,419 0,397 0,371 0,357 7/16 0,275 0,440 0,565 0,605 0,607 0,590 0,569 0,558 9/16 0,285 0,468 0,635 0,767 0,819 0,839 0,847 0,852

11/16 0,275 0,462 0,657 0,847 1,011 1,106 1,179 1,214 13/16 0,389 0,647 0,897 1,150 1,405 1,648 1,838 1,927 15/16 0,631 1,096 1,626 2,236 2,937 3,730 4,597 5,037

t = 10 ; H = 2 l t = 10 ; H = ∞

la

=α la

=α lx

3/16 5/16 7/16 9/16 11/16 13/16 15/16 1 1 1/16 0,072 0,084 0,085 0,079 0,073 0,066 0,061 0,051 0,068 3/16 0,197 0,243 0,252 0,245 0,227 0,204 0,180 0,170 0,030 5/16 0,245 0,368 0,407 0,405 0,385 0,357 0,326 0,311 0,335 7/16 0,262 0,419 0,536 0,569 0,563 0,540 0,513 0,498 0,540 9/16 0,271 0,443 0,601 0,721 0,763 0,771 0,768 0,767 0,405

11/16 0,288 0,478 0,670 0,852 1,007 1,092 1,155 1,185 1,210 13/16 0,322 0,546 0,781 1,029 1,284 1,529 1,721 1,811 1,820 15/16 0,699 1,204 1,763 2,395 3,116 3,928 4,812 5,261 5,450

Tabel A.V.4

Schema sarcinii

qpp ii =


t = 0

lx

H = 0 H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 1 0,970 0,924 0,828 0,718 0,639 3/16 1 0,972 0,925 0,829 0,725 0,640 5/16 1 0,976 0,929 0,836 0,741 0,668 7/16 1 0,966 0,918 0,837 0,769 0,710 9/16 1 0,956 0,910 0,857 0,816 0,770

11/16 1 0,946 0,911 0,899 0,909 0,874 13/16 1 0,960 0,927 0,987 1,059 1,070 15/16 1 1,254 1,556 1,927 2,263 2,629

+x/l -x/l

x/l x/l

O c c

pi

strat compresibil H

q l l

− 129 −

t = 3

lx

H = 0 H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 1 0,990 0,958 0,876 0,786 0,733 3/16 1 0,985 0,956 0,874 0,789 0,738 5/16 1 0,980 0,954 0,874 0,795 0,751 7/16 1 0,975 0,934 0,866 0,808 0,772 9/16 1 0,960 0,916 0,870 0,836 0,814

11/16 1 0,960 0,904 0,893 0,899 0,898 13/16 1 0,960 0,904 0,955 1,013 1,043 15/16 1 1,190 1,474 1,791 2,073 2,251

t = 5

lx

H = 0 H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 1 0,990 0,972 0,900 0,826 0,773 3/16 1 0,988 0,969 0,895 0,819 0,775 5/16 1 0,978 0,964 0,892 0,821 0,781 7/16 1 0,965 0,942 0,879 0,826 0,794 9/16 1 0,960 0,919 0,877 0,845 0,824

11/16 1 0,960 0,901 0,890 0,895 0,893 13/16 1 0,970 0,895 0,941 0,992 1,018 15/16 1 1,179 1,438 1,726 1,981 2,142

t = 10

lx

H = 0 H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 1 1,018 0,994 0,938 0,875 0,889 3/16 1 1,010 0,989 0,931 0,871 0,868 5/16 1 1,008 0,981 0,923 0,866 0,821 7/16 1 0,920 0,953 0,902 0,859 0,742 9/16 1 0,980 0,925 0,889 0,862 0,842

11/16 1 0,980 0,898 0,887 0,889 0,870 13/16 1 0,970 0,881 0,916 0,956 0,980 15/16 1 1,114 1,390 1,616 1,821 1,988

Tabel A.V.5

Schema sarcinii qpp ii = Diagrama reacᘰiunii


-x/l +x/l

x/l

O c

c x/l

pi


l l q

− 130 −

t = 0

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,089 0,074 0,051 0,044 0,040 3/16 0,260 0,224 0,155 0,133 0,122 5/16 0,460 0,379 0,259 0,228 0,212 7/16 0,610 0,511 0,376 0,338 0,325 9/16 0,770 0,648 0,521 0,480 0,448

11/16 0,940 0,796 0,695 0,658 0,612 13/16 1,080 0,966 0,937 0,922 0,914 15/16 1,825 2,042 2,337 2,440 2,627

t = 3

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,099 0,082 0,059 0,051 0,050 3/16 0,292 0,245 0,176 0,155 0,152 5/16 0,490 0,407 0,290 0,260 0,255 7/16 0,635 0,541 0,406 0,370 0,355 9/16 0,775 0,672 0,547 0,498 0,492

11/16 0,901 0,809 0,709 0,673 0,567 13/16 1,025 0,964 0,943 0,919 0,918 15/16 1,730 1,993 2,283 2,393 2,398

t = 5

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞

1/16 0,070 0,088 0,065 0,057 0,056 3/16 0,315 0,258 0,190 0,169 0,100 5/16 0,512 0,424 0,307 0,278 0,274 7/16 0,665 0,559 0,426 0,390 0,385 9/16 0,800 0,686 0,562 0,515 0,509

11/16 0,918 0,817 0,718 0,683 0,676 13/16 1,045 0,963 0,934 0,919 0,917 15/16 1,710 1,962 2,250 2,348 2,363

t = 10

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l 1/16 0,121 0,098 0,076 0,069 3/16 0,350 0,289 0,221 0,203 5/16 0,560 0,464 0,348 0,323 7/16 0,710 0,599 0,468 0,436 9/16 0,840 0,720 0,580 0,534

11/16 0,930 0,835 0,703 0,704 13/16 1,021 0,960 1,014 0,916 15/16 1,640 1,892 2,132 2,258

– 131 –

Tabel A.V.6

Schema sarcinii

qpp ii = Diagrama reacᘰiunii

t = 0

lx

H = 0 H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,5 0,485 0,462 0,414 0,359 0,319 3/16 0,5 0,486 0,463 0,414 0,363 0,320 5/16 0,5 0,488 0,464 0,418 0,370 0,334 7/16 0,5 0,483 0,459 0,418 0,384 0,355 9/16 0,5 0,478 0,455 0,428 0,409 0,385

11/16 0,5 0,473 0,455 0,449 0,454 0,437 13/16 0,5 0,480 0,463 0,493 0,529 0,535 15/16 0,5 0,627 0,778 0,996 1,132 1,314

t = 3

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,625 0,553 0,494 0,446 0,419 3/16 0,610 0,544 0,488 0,442 0,417 5/16 0,590 0,528 0,478 0,437 0,414 7/16 0,540 0,499 0,460 0,430 0,412 9/16 0,475 0,466 0,446 0,428 0,417

11/16 0,425 0,433 0,434 0,440 0,439 13/16 0,373 0,403 0,442 0,473 0,488 15/16 0,360 0,574 0,757 0,905 0,995

t = 5

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,670 0,592 0,532 0,488 0,464 3/16 0,638 0,579 0,522 0,481 0,458 5/16 0,600 0,554 0,505 0,468 0,447 7/16 0,540 0,518 0,479 0,451 0,435 9/16 0,480 0,471 0,454 0,437 0,427

11/16 0,410 0,423 0,430 0,433 0,432 13/16 0,330 0,377 0,417 0,446 0,459 15/16 0,332 0,486 0,660 0,796 0,878

+x/l -x/l

x/l x/l

O c c

pi


l l

– 132 –

t = 10

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,715 0,665 0,597 0,561 0,560 3/16 0,690 0,635 0,581 0,547 0,540 5/16 0,670 0,588 0,553 0,522 0,502 7/16 0,570 0,542 0,512 0,488 0,443 9/16 0,480 0,478 0,466 0,453 0,420

11/16 0,385 0,407 0,418 0,420 0,400 13/16 0,290 0,336 0,378 0,400 0,398 15/16 0,210 0,349 0,495 0,609 0,737

Tabel A.V.7

Schema sarcinii




lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,029 0,026 0,017 0,014 0,014 3/16 0,086 0,075 0,052 0,044 0,040 5/16 0,153 0,126 0,086 0,075 0,071 7/16 0,203 0,170 0,125 0,113 0,108 9/16 0,257 0,216 0,173 0,160 0,149 11/16 0,313 0,265 0,232 0,219 0,204 13/16 0,360 0,322 0,312 0,307 0,304 15/16 0,608 0,681 0,779 0,814 0,876

t = 3

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,042 0,031 0,023 0,020 0,020 3/16 0,117 0,091 0,067 0,060 0,059 5/16 0,200 0,148 0,107 0,097 0,095 7/16 0,235 0,196 0,149 0,137 0,135 9/16 0,275 0,233 0,190 0,173 0,172 11/16 0,281 0,264 0,240 0,228 0,227 13/16 0,315 0,320 0,310 0,305 0,305 15/16 0,540 0,644 0,743 0,777 0,782

H q

l l q

strat compresibil

+x/l

x/l

O c

c x/l

pi

-x/l

– 133 –

t = 5

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,051 0,036 0,028 0,024 0,025 3/16 0,140 0,101 0,077 0,070 0,073 5/16 0,212 0,160 0,119 0,109 0,081 7/16 0,275 0,212 0,164 0,152 0,160 9/16 0,400 0,243 0,199 0,183 0,182 11/16 0,303 0,280 0,247 0,234 0,231 13/16 0,335 0,318 0,309 0,304 0,303 15/16 0,510 0,621 0,721 0,754 0,760

t = 10

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l 1/16 0,060 0,044 0,036 0,033 3/16 0,162 0,126 0,100 0,094 5/16 0,250 0,191 0,147 0,139 7/16 0,310 0,246 0,198 0,186 9/16 0,325 0,267 0,220 0,207 11/16 0,320 0,293 0,243 0,247 13/16 0,281 0,315 0,341 0,301 15/16 0,468 0,568 0,653 0,703

Tabel A.V.8

Schema sarcinii




lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,059 0,050 0,034 0,030 0,026 3/16 0,173 0,149 0,103 0,089 0,082 5/16 0,307 0,253 0,173 0,153 0,141 7/16 0,407 0,341 0,251 0,225 0,217 9/16 0,513 0,430 0,348 0,320 0,299 11/16 0,627 0,531 0,463 0,439 0,408 13/16 0,720 0,644 0,625 0,510 0,610 15/16 1,217 1,361 1,558 1,623 1,754

+x/l

x/l

O c

c x/l

pi

-x/l

H q

l l

q

strat compresibil

– 134 –

t = 3

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,057 0,051 0,036 0,031 0,030 3/16 0,175 0,154 0,109 0,095 0,093 5/16 0,290 0,259 0,183 0,163 0,160 7/16 0,400 0,345 0,257 0,233 0,230 9/16 0,500 0,439 0,357 0,335 0,320 11/16 0,620 0,545 0,469 0,445 0,440 13/16 0,710 0,644 0,624 0,614 0,613 15/16 1,190 1,349 1,540 1,606 1,616

t = 5

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,059 0,062 0,037 0,033 0,031 3/16 0,175 0,157 0,113 0,099 0,097 5/16 0,300 0,264 0,188 0,169 0,166 7/16 0,390 0,347 0,262 0,238 0,235 9/16 0,400 0,443 0,363 0,332 0,327 11/16 0,615 0,537 0,471 0,449 0,445 13/16 0,710 0,645 0,645 0,615 0,614 15/16 1,200 1,341 1,529 1,594 1,603

t = 10

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l 1/16 0,061 0,054 0,040 0,036 3/16 0,188 0,163 0,121 0,109 5/16 0,310 0,273 0,201 0,184 7/16 0,400 0,353 0,270 0,250 9/16 0,515 0,453 0,375 0,347 11/16 0,610 0,542 0,460 0,457 13/16 0,740 0,700 0,673 0,615 15/16 1,172 1,324 1,479 1,565

Tabel A.V.9

Schema sarcinii

2lbMpp ii =



+x/l

x/l

O c

c x/l

pi

-x/l

M l l

strat compresibil H

– 135 –

t = 0 lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞

1/16 0,089 0,074 0,051 0,044 0,040 3/16 0,260 0,224 0,155 0,133 0,122 5/16 0,460 0,379 0,259 0,228 0,212 7/16 0,610 0,511 0,376 0,338 0,325 9/16 0,770 0,648 0,521 0,480 0,448 11/16 0,940 0,796 0,695 0,658 0,612 13/16 1,080 0,966 0,937 0,922 0,914 15/16 1,825 2,042 2,337 2,440 2,627

t = 3

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,252 0,167 0,139 0,131 0,130 3/16 0,515 0,382 0,278 0,279 0,275 5/16 0,724 0,541 0,408 0,376 0,371 7/16 0,835 0,651 0,500 0,462 0,456 9/16 0,900 0,745 0,607 0,557 0,550 11/16 0,928 0,838 0,731 0,695 0,689 13/16 0,857 0,942 0,915 0,900 0,898 15/16 1,203 1,818 2,135 2,237 2,252

t = 5

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞

1/16 0,232 0,228 0,198 0,190 0,189 3/16 0,712 0,481 0,393 0,371 0,368 5/16 0,895 0,641 0,499 0,468 0,464 7/16 1,015 0,736 0,578 0,539 0,533 9/16 1,035 0,804 0,658 0,610 0,603 11/16 0,970 0,862 0,753 0,717 0,711 13/16 0,865 0,926 0,901 0,887 0,885 15/16 1,255 1,680 2,010 2,112 2,127

t = 10 lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞

1/16 0,515 0,372 0,336 0,329 0,189 3/16 1,085 0,715 0,612 0,592 0,368 5/16 1,280 0,872 0,711 0,683 0,464 7/16 1,300 0,927 0,748 0,714 0,533 9/16 1,210 0,933 0,766 0,727 0,603 11/16 0,980 0,914 0,728 0,764 0,783 13/16 0,705 0,889 1,038 0,854 0,885 15/16 0,924 1,374 1,643 1,829 2,126

– 136 –

Tabel A.V.10

Schema sarcinii

2lbMpp ii =


t = 3

lx

H = 0 H = 0,125

l H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞

1/16 0 0 1,780 1,087 0,789 0,738 0,732 3/16 0 0 1,650 1,006 0,750 0,716 0,700 5/16 0 0 1,320 0,836 0,666 0,635 0,632 7/16 0 0 0,900 0,624 0,551 0,524 0,521 9/16 0 0 0,410 0,323 0,352 0,344 0,342 11/16 0 0 – 0,330 – 0,092 0,045 0,050 0,052 13/16 0 0 – 1,450 – 0,653 – 0,436 – 0,403 – 0,400 15/16 0 0 – 4,280 – 3,131 – 2,604 – 2,604 – 2,579

t = 5

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 2,050 1,523 1,138 1,070 1,064 3/16 1,900 1,416 1,086 1,029 1,022 5/16 1,690 1,188 0,976 0,938 0,931 7/16 1,850 0,907 0,820 0,785 0,780 9/16 – 0,520 0,495 0,541 0,532 0,529 11/16 – 0,260 – 0,086 0,100 0,107 0,108 13/16 – 1,850 – 0,895 – 0,609 – 0,567 – 0,563 15/16 – 5,850 – 4,548 – 4,052 – 3,894 – 3,871

t = 10

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 2,161 2,139 1,674 1,592 1,428 3/16 2,300 2,011 1,618 1,548 1,443 5/16 2,350 1,731 1,490 1,448 1,484 7/16 2,400 1,385 1,303 1,258 1,230 9/16 1,000 0,848 0,928 0,917 0,870 11/16 0,011 0,034 0,283 0,292 0,290 13/16 – 2,200 – 1,178 – 0,823 – 0,772 – 0,730 15/16 – 8,000 – 6,970 – 6,473 – 6,283 – 6,015

+x/l

x/l

O c c

x/l pi

-x/l

M l l

strat compresibil H

M

– 137 –

Tabel A.V.11

Schema sarcinii

2lbMpp ii =


Valorile ip sunt date pentru jumtatea dreapt a grinzii;

pentru jumtatea stâng ip se vor lua cu semn schimbat

t = 0

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 – 0,178 – 0,148 – 0,102 – 0,088 – 0,080 3/16 – 0,520 – 0,448 – 0,310 – 0,266 – 0,244 5/16 – 0,920 – 0,758 – 0,518 – 0,456 – 0,424 7/16 – 1,220 – 1,022 – 0,752 – 0,676 – 0,650 9/16 – 1,540 – 1,296 – 1,042 – 0,960 – 0,896

11/16 – 1,880 – 1,592 – 1,390 – 1,316 – 1,224 13/16 – 2,160 – 1,932 – 1,874 – 1,844 – 1,828 15/16 – 3,650 – 4,084 – 4,674 – 4,880 – 5,254

t = 3

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 – 0,030 – 0,074 – 0,054 – 0,032 – 0,026 3/16 – 0,130 – 0,244 – 0,151 – 0,114 – 0,106 5/16 – 0,180 – 0,452 – 0,273 – 0,219 – 0,210 7/16 – 0,330 – 0,648 – 0,443 – 0,377 – 0,366 9/16 – 0,690 – 0,914 – 0,720 – 0,624 – 0,611

11/16 – 1,292 – 1,290 – 1,118 – 1,049 – 1,040 13/16 – 2,400 – 1,822 – 1,754 – 1,724 – 1,720 15/16 – 4,840 – 4,954 – 5,431 – 5,621 – 5,648

t = 5

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,010 – 0,033 – 0,014 – 0,002 0,000 3/16 0,040 – 0,119 – 0,056 – 0,020 – 0,014 5/16 0,070 – 0,265 – 0,119 – 0,073 – 0,064 7/16 0,100 – 0,417 – 0,253 – 0,191 – 0,181 9/16 0,080 – 0,678 – 0,518 – 0,426 – 0,413

11/16 – 1,040 – 1,099 – 0,944 – 0,878 – 0,866 13/16 – 2,200 – 1,748 – 1,675 – 1,645 – 1,642 15/16 – 5,960 – 5,498 – 5,909 – 6,091 – 6,119

c

+x/l

x/l

O c

x/l pi

-x/l

M

strat compresibil H

M l l

– 138 –

t = 10

lx

H = 0,25 l H = 0,5 l H = l H = 2 l H = ∞ 1/16 0,120 0,053 0,059 0,088 0,377 3/16 0,300 0,153 0,157 0,205 0,710 5/16 0,950 0,147 0,220 0,276 0,706 7/16 1,000 0,095 0,176 0,229 0,704 9/16 0,650 – 0,141 0,058 0,032 0,380

11/16 – 0,400 – 0,653 – 0,556 – 0,472 – 0,308 13/16 – 2,200 – 1,556 – 1,421 – 1,443 – 1,513 15/16 – 7,760 – 6,749 – 7,050 – 7,187 – 7,986

Tabel A.V.12

Schema sarcinii


t = 0 H = l H = 2 l

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

1/16 0 0,045 0,076 0,172 0,172 0,225 0,280 3/16 0 0,042 0,075 0,170 0,171 0,220 0,273 5/16 0 0,041 0,071 0,164 0,164 0,209 0,257 7/16 0 0,054 0,082 0,156 0,163 0,197 0,227 9/16 0 0,056 0,090 0,140 0,143 0,152 0,177

11/16 0 0,050 0,089 0,099 0,101 0,094 0,087 13/16 0 0,080 0,073 0,015 0,012 – 0,028 – 0,059 15/16 0 – 0,368 – 0,556 – 0,916 – 0,927 – 1,069 – 1,243

t = 0 H = ∞

lx

b = l b = 2 l b = 4 l b = ∞ 1/16 0,200 0,250 0,300 0,362 3/16 0,273 0,252 0,300 0,350 5/16 0,257 0,250 0,295 0,325 7/16 0,227 0,222 0,250 0,300 9/16 0,177 0,170 0,190 0,225

11/16 0,087 0,100 0,100 0,130 13/16 – 0,059 – 0,050 – 0,060 – 0,120 15/16 – 1,243 – 1,194 – 1,375 – 1,572

+x/l

x/l

O c c

x/l pi

-x/l


l l

q

b b

– 139 –

t = 3 H = l H = 2 l H = ∞

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞ b = l b = 2 l

1/16 0 0,020 0,042 0,123 0,123 0,169 0,112 0,143 0,191 3/16 0 0,022 0,044 0,125 0,125 0,168 0,210 0,142 0,191 5/16 0 0,023 0,046 0,126 0,126 0,165 0,203 0,141 0,190 7/16 0 0,028 0,066 0,134 0,134 0,166 0,188 0,137 0,190 9/16 0 0,050 0,084 0,129 0,129 0,113 0,159 0,124 0,172

11/16 0 0,075 0,096 0,105 0,107 0,102 0,096 0,088 0,102 13/16 0 0,090 0,095 0,039 0,044 0,008 – 0,015 – 0,021 – 0,005 15/16 0 – 0,308 – 0,474 – 0,791 – 0,789 – 0,801 – 1,053 – 0,754 – 1,031

t = 5

H = l H = 2 l H = ∞ lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞ b = l b = 2 l

1/16 0 0,010 0,028 0,101 0,101 0,143 0,180 0,120 0,162 3/16 0 0,012 0,031 0,104 0,104 0,143 0,180 0,121 0,165 5/16 0 0,014 0,036 0,108 0,108 0,144 0,178 0,129 0,167 7/16 0 0,025 0,058 0,120 0,121 0,150 0,170 0,123 0,167 9/16 0 0,040 0,081 0,122 0,123 0,105 0,150 0,117 0,150

11/16 0 0,076 0,099 0,108 0,110 0,105 0,101 0,091 0,105 13/16 0 0,090 0,105 0,056 0,059 0,026 0,007 0,036 0,020 15/16 0 – 0,267 – 0,438 – 0,717 – 0,726 – 0,817 – 0,965 – 0,731 – 0,936

t = 10 H = l H = 2 l

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

H = ∞ b = l

1/16 0 0,003 0,006 0,063 0,062 0,097 0,125 0,065 3/16 0 0,005 0,011 0,068 0,069 0,101 0,128 0,075 5/16 0 0,010 0,019 0,078 0,078 0,108 0,134 0,096 7/16 0 0,025 0,046 0,097 0,098 0,123 0,137 0,129 9/16 0 0,042 0,075 0,110 0,111 0,120 0,134 0,130

11/16 0 0,070 0,102 0,111 0,113 0,110 0,107 0,110 13/16 0 0,102 0,120 0,080 0,084 0,056 0,043 0,073 15/16 0 – 0,255 – 0,380 – 0,607 – 0,616 – 0,715 – 0,807 – 0,678

Tabel A.V.13

Schema sarcinii



l l b b

+x/l

x/l

O c c

x/l pi

-x/l

strat compresibil H

q q

– 140 –

t = 0 H = l H = 2 l

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

1/16 0 0,006 0,011 0,022 0,022 0,017 0,021 3/16 0 0,013 0,034 0,065 0,065 0,050 0,062 5/16 0 0,032 0,054 0,108 0,108 0,081 0,100 7/16 0 0,044 0,087 0,144 0,145 0,122 0,133 9/16 0 0,070 0,117 0,165 0,167 0,159 0,159 11/16 0 0,042 0,139 0,173 0,176 0,132 0,165 13/16 0 0,096 0,147 0,147 0,152 0,140 0,147 15/16 0 – 0,190 – 0,365 – 0,471 – 0,479 – 0,408 – 0,453

0=t H = ∞

lx

b = l b = 2 l b = 4 l b = ∞ 1/16 0,010 0,012 0,015 0,018 3/16 0,030 0,055 0,050 0,050 5/16 0,060 0,080 0,080 0,090 7/16 0,090 0,100 0,115 0,115 9/16 0,120 0,130 0,140 0,145 11/16 0,140 0,160 0,160 0,170 13/16 0,135 0,130 0,140 0,150 15/16 – 0,361 – 0,393 – 0,414 – 0,436

t = 3

H = l H = 2 l lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

H = ∞ b = l

1/16 0 0,003 0,010 0,020 0,020 0,015 0,019 0,014 3/16 0 0,005 0,031 0,061 0,061 0,046 0,058 0,041 5/16 0 0,010 0,049 0,102 0,103 0,076 0,095 0,069 7/16 0 0,030 0,081 0,137 0,138 0,096 0,127 0,069 9/16 0 0,040 0,112 0,159 0,160 0,154 0,152 0,119

11/16 0 0,045 0,135 0,169 0,171 0,129 0,161 0,133 13/16 0 0,109 0,147 0,147 0,152 0,140 0,147 0,132 15/16 0 – 0,170 – 0,355 – 0,458 – 0,466 – 0,388 – 0,440 – 0,360

t = 5 H = l H = 2 l

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

H = ∞ b = l

1/16 0 0,003 0,010 0,020 0,019 0,015 0,019 0,013 3/16 0 0,008 0,029 0,059 0,058 0,044 0,055 0,040 5/16 0 0,008 0,046 0,100 0,098 0,073 0,091 0,070 7/16 0 0,030 0,078 0,136 0,133 0,093 0,123 0,092 9/16 0 0,040 0,108 0,160 0,156 0,151 0,149 0,116

11/16 0 0,050 0,133 0,174 0,169 0,129 0,159 0,131 13/16 0 0,055 0,147 0,183 0,152 0,125 0,147 0,132 15/16 0 – 0,127 – 0,348 – 0,492 – 0,457 – 0,379 – 0,433 – 0,354

– 141 –

t = 10

H = l H = 2 l lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

H = ∞ b = l

1/16 0 0,002 0,008 0,017 0,017 0,013 0,017 0,013 3/16 0 0,005 0,024 0,052 0,052 0,039 0,050 0,040 5/16 0 0,010 0,040 0,089 0,089 0,066 0,083 0,070 7/16 0 0,020 0,070 0,122 0,122 0,084 0,113 0,092 9/16 0 0,040 0,101 0,145 0,146 0,143 0,140 0,116 11/16 0 0,050 0,129 0,151 0,154 0,122 0,153 0,131 13/16 0 0,060 0,147 0,168 0,174 0,140 0,147 0,132 15/16 0 – 0,126 – 0,334 – 0,441 – 0,449 – 0,366 – 0,415 – 0,354

Tabel A.V.14

Schema sarcinii


t = 0

H = l H = 2 l lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

1/16 0 0,040 0,066 0,130 0,151 0,142 0,201 3/16 0 0,039 0,065 0,128 0,149 0,140 0,196 5/16 0 0,038 0,062 0,121 0,143 0,133 0,186 7/16 0 0,044 0,072 0,116 0,139 0,123 0,167 9/16 0 0,046 0,078 0,100 0,122 0,103 0,136 11/16 0 0,044 0,065 0,070 0,086 0,070 0,075 13/16 0 0,003 0,006 0,011 0,012 0,016 0,024 15/16 0 – 0,254 – 0,414 – 0,676 – 0,802 – 0,727 – 0,937

t = 0 H = ∞

lx

b = l b = 2 l b = 4 l 1/16 0,129 0,180 0,211 3/16 0,128 0,179 0,210 5/16 0,125 0,175 0,205 7/16 0,120 0,160 0,190 9/16 0,109 0,140 0,160 11/16 0,080 0,100 0,108 13/16 0,010 0 0 15/16 – 0,701 – 0,934 – 1,084

+x/l

x/l

O c c

x/l pi

-x/l

strat compresibil H

q

l l

q

b b

– 142 –

t =3 H = l H = 2 l

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞

H = ∞ b = l

1/16 0 0,017 0,037 0,094 0,103 0,106 0,151 0,091 3/16 0 0,018 0,039 0,095 0,108 0,106 0,150 0,091 5/16 0 0,018 0,041 0,095 0,109 0,105 0,146 0,091 7/16 0 0,043 0,058 0,096 0,115 0,102 0,139 0,091 9/16 0 0,049 0,073 0,090 0,110 0,093 0,122 0,086

11/16 0 0,062 0,081 0,075 0,091 0,069 0,082 0,067 13/16 0 0,068 0,078 0,035 0,040 0,024 0,009 0,032 15/16 0 – 0,275 – 0,407 – 0,578 – 0,678 – 0,605 – 0,799 – 0,548

t = 5 H = l H = 2 l H = ∞

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞ b = l b = 2 l

1/16 0 0,009 0,025 0,077 0,089 0,089 0,127 0,075 0,108 3/16 0 0,010 0,027 0,079 0,092 0,090 0,128 0,077 0,109 5/16 0 0,012 0,032 0,079 0,094 0,091 0,128 0,079 0,110 7/16 0 0,028 0,052 0,086 0,104 0,092 0,125 0,086 0,111 9/16 0 0,046 0,070 0,086 0,104 0,088 0,116 0,081 0,105 11/16 0 0,063 0,083 0,077 0,093 0,071 0,084 0,069 0,084 13/16 0 0,067 0,087 0,046 0,053 0,035 0,024 0,046 0,034 15/16 0 – 0,232 – 0,376 – 0,530 – 0,628 – 0,556 – 0,732 – 0,500 – 0,660

t = 10

H = l H = 2 l H = ∞ lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞ b = l b = 2 l

1/16 0 0,002 0,006 0,049 0,056 0,059 0,087 0,038 0,059 3/16 0 0,003 0,010 0,053 0,060 0,062 0,090 0,045 0,067 5/16 0 0,005 0,017 0,057 0,067 0,067 0,095 0,061 0,086 7/16 0 0,023 0,041 0,069 0,084 0,074 0,101 0,085 0,116 9/16 0 0,051 0,066 0,077 0,094 0,079 0,103 0,125 0,162

11/16 0 0,080 0,090 0,080 0,096 0,074 0,089 0,173 0,218 13/16 0 0,084 0,090 0,064 0,075 0,055 0,051 0,663 0,842 15/16 0 – 0,248 – 0,320 – 0,449 – 0,532 – 0,471 – 0,616 – 1,191 – 1,550

– 143 –

Tabel A.V.15

Schema sarcinii



t = 0

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞

H = l b = l

H = l b = ∞

H = 2 l b = l

H = 2 l b = ∞

1/16 0 0,006 0,010 0,015 0,019 0,011 0,015 3/16 0 0,012 0,029 0,045 0,055 0,034 0,045 5/16 0 0,021 0,047 0,077 0,093 0,056 0,074 7/16 0 0,042 0,076 0,102 0,124 0,078 0,100 9/16 0 0,062 0,101 0,117 0,142 0,096 0,122 11/16 0 0,076 0,118 0,125 0,150 0,106 0,131 13/16 0 0,080 0,124 0,115 0,134 0,108 0,126 15/16 0 – 0,191 – 0,312 – 0,345 – 0,412 – 0,292 – 0,359

t = 0 H = ∞

lx

b = l b = 2 l b = 4 l 1/16 0,009 0,012 0,014 3/16 0,027 0,035 0,042 5/16 0,046 0,059 0,072 7/16 0,065 0,082 0,100 9/16 0,084 0,105 0,118

11/16 0,097 0,118 0,138 13/16 0,106 0,121 0,140 15/16 – 0,266 – 0,320 – 0,373

strat compresibil H

q

l l

q

b b

+x/l

x/l

O c c

x/l pi

-x/l

– 144 –

t = 3 H = l H = 2 l H = ∞

lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞ b = l b = 2 l

1/16 0 0,006 0,009 0,014 0,017 0,010 0,014 0,010 0,013 3/16 0 0,016 0,027 0,043 0,052 0,032 0,042 0,029 0,037 5/16 0 0,022 0,043 0,073 0,088 0,053 0,069 0,048 0,061 7/16 0 0,040 0,071 0,097 0,117 0,074 0,095 0,068 0,085 9/16 0 0,060 0,096 0,112 0,136 0,092 0,117 0,086 0,107

11/16 0 0,075 0,115 0,122 0,146 0,104 0,128 0,099 0,120 13/16 0 0,080 0,124 0,115 0,134 0,108 0,126 0,106 0,121 15/16 0 – 0,177 – 0,303 – 0,336 – 0,401 – 0,284 – 0,350 – 0,270 – 0,326

t = 5

H = l H = 2 l H = ∞ lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞ b = l b = 2 l

1/16 0 0,004 0,008 0,014 0,017 0,010 0,013 0,009 0,012 3/16 0 0,014 0,025 0,041 0,049 0,030 0,040 0,027 0,035 5/16 0 0,021 0,040 0,070 0,084 0,051 0,066 0,046 0,059 7/16 0 0,045 0,069 0,094 0,114 0,071 0,092 0,055 0,082 9/16 0 0,075 0,094 0,109 0,133 0,090 0,114 0,084 0,105 11/16 0 0,080 0,113 0,120 0,144 0,102 0,126 0,097 0,118 13/16 0 0,082 0,124 0,115 0,134 0,108 0,126 0,106 0,121 15/16 0 – 0,205 – 0,298 – 0,330 – 0,393 – 0,279 – 0,344 – 0,265 – 0,320

t = 10

H = l H = 2 l H = ∞ lx

H = 0

b = l ÷ ∞ H = 0,25 l b = l ÷ ∞

H = 0,5 l b = l ÷ ∞ b = l b = ∞ b = l b = ∞ b = l b = 2 l

1/16 0 0,001 0,003 0,012 0,015 0,009 0,012 0,009 0,012 3/16 0 0,007 0,015 0,036 0,044 0,027 0,036 0,027 0,035 5/16 0 0,009 0,022 0,069 0,076 0,046 0,060 0,046 0,059 7/16 0 0,040 0,060 0,086 0,104 0,065 0,084 0,065 0,082 9/16 0 0,062 0,090 0,102 0,124 0,085 0,108 0,084 0,105 11/16 0 0,100 0,112 0,110 0,131 0,099 0,122 0,097 0,118 13/16 0 0,110 0,124 0,130 0,152 0,108 0,125 0,106 0,121 15/16 0 – 0,229 – 0,282 – 0,324 – 0,386 – 0,268 – 0,329 – 0,265 –0,320

AN

EX

A V

I.1

CL

ASI

FIC

AR

EA

EL

EM

EN

TE

LO

R S

TR

UC

TU

RA

LE

du

p g

radu

l de

expu

nere

la a

cᘰiu

nea

inte

mpe

riilo

r ᗰi

a u

mid

itᘰii

, în

cond

iᘰii o

biᗰn

uite

de

med

iu

(ST

AS

1010

7/0-

90 P

arag

rafu

l 6.1

.2)

Cat

egor

ia

Def

inire

I El

emen

te s

ituat

e în

spa

ᘰii î

nchi

se (

feᘰe

le s

pre

inte

rior

ale

elem

ente

lor

stru

ctur

ale

din

cld

iri c

ivile

, inc

lusi

v ce

le d

in g

rupu

rile

sani

tare

ᗰi b

uct

riil

e ap

arta

men

telo

r de

locu

it ᗰi

din

hal

ele

indu

stria

le în

chis

e, c

u um

idit

ᘰi re

lativ

e in

terio

are ≤

75

%).

Elem

ente

în c

onta

ct c

u ex

terio

rul,

dac

sunt

pro

teja

te p

rin te

ncui

re sa

u pr

intr-

un a

lt st

rat d

e pr

otec

ᘰie e

chiv

alen

t.

II

Elem

ente

situ

ate

în ae

r lib

er, n

epro

teja

te, c

u ex

cepᘰ

ia c

elor

exp

use

la în

gheᘰ

ᗰi d

ezgh

eᘰ în

star

e um

ezit

. El

emen

te a

flate

în

spaᘰ

ii în

chis

e cu

um

idita

te r

elat

iv

inte

rioar

>

75%

: ha

le i

ndus

trial

e cu

um

idita

te s

uper

ioar

ac

este

i lim

ite,

acop

eriᗰ

urile

rez

ervo

arel

or ᗰ

i ba

zine

lor,

grup

urile

san

itare

ᗰi

buc

trii

le d

in c

onst

rucᘰ

iile

de u

tiliz

are

publ

ic,

sub

solu

rile

neîn

clz

ite a

le c

ldi

rilor

etc

.

III

Elem

ente

situ

ate

în ae

r lib

er, e

xpus

e la

îngh

eᘰ ᗰi

dez

gheᘰ

în st

are

umez

it.

Elem

ente

situ

ate

în sp

aᘰii

înch

ise

în h

alel

e in

dust

rial

e cu

con

dens

tehn

olog

ic (h

ale

cu d

egaj

ri d

e ab

uri e

tc.)

Feᘰe

le e

lem

ente

lor

în c

onta

ct c

u ap

a sa

u cu

alte

lic

hide

fr

ag

resi

vita

te c

him

ic

(exe

mpl

e: p

ereᘰ

ii ᗰi

fun

dul

reze

rvoa

relo

r, ba

zine

lor ᗰ

i cuv

elor

cas

tele

lor d

e ap

).

Feᘰe

le în

con

tact

cu

pm

ântu

l ale

ele

men

telo

r pre

fabr

icat

e ᗰi

ale

cel

or m

onol

ite tu

rnat

e în

cof

raj (

grin

zi, s

tâlp

i, pe

reᘰi

etc.

) sau

pe

beto

n de

ega

lizar

e.

IV

Feᘰe

le în

con

tact

cu

pm

ântu

l ale

ele

men

telo

r din

bet

on a

rmat

mon

olit

turn

ate

dire

ct în

sp

turi

(fun

daᘰii

, zid

uri d

e sp

rijin

etc

.).

− 145 −

AN

EX

A V

I.2

GR

OSI

ME

A S

TR

AT

UL

UI D

E A

CO

PER

IRE

CU

BE

TO

N A

AR

Mဠ

TU

RIL

OR

pen

tru

beto

n cl

asa

≥ C

16/2

0 (

STA

S 10

107/

0-90

Par

agra

ful 6

.1.3

)

Gro

sim

ea m

inim

a

stra

tulu

i de

acop

erire

cu

beto

n a

arm

tur

ilor

pent

ru b

eton

cla

sa ≥

C16

/20

(mm

) I

II

Arm

tur

i Ti

p de

ele

men

t M

onol

ite,

pret

urna

te

pe ᗰa

ntie

r

pref

abric

ate

uzin

ate

mon

olite

, pr

etur

nate

pe

ᗰant

ier

pref

abric

ate

uzin

ate

III

IV

Plc

i pla

ne ᗰi

cur

be

Ner

vuri

dese

cu

lᘰim

e ≤

150

mm

ale

pla

nᗰee

lor

10

10

15

15

20

–

Pere

ᘰi 15

(30)

10

20

(30)

15

30

45

Grin

zi,

stâl

pi,

bulb

ii di

afra

gmel

or

(per

eᘰilo

r st

ruct

ural

i) 25

20

30

25

35

–

Long

itudi

nale

Fund

aᘰii

Fund

ul re

zerv

oare

lor

Fund

ul c

uvel

or d

e ca

stel

de

ap

– –

– –

35

45

Tran

sver

sale

Et

riere

B

arel

e tra

nsve

rsal

e al

e ca

rcas

elor

suda

te

15

10

15

15

20

25

− 146 −

AN

EX

A V

I.3

DIA

ME

TR

EL

E, A

RII

LE

SE

Cᘠ

IUN

ILO

R T

RA

NSV

ER

SAL

E, G

RE

UT

ဠᘠ

ILE

AR

Mဠ

TU

RIL

OR

D

IN B

AR

E L

AM

INA

TE

[1,

Tab

el 1

9, p

ag. 5

04]

Aria

secᘰ

iuni

i tra

nsve

rsal

e pe

ntru

n b

are

(mm

2 ) D

iam

etru

(m

m)

1 2

2,5

3 3,

5 4

4,5

5 5,

5 6

7 8

9 10

Gre

utat

e (k

g/m

)

5 19

,6

39

49

59

69

79

88

98

108

118

137

157

177

196

0,15

4 6

28,3

57

71

85

99

11

3 12

7 14

2 15

6 17

0 19

8 22

6 25

5 28

3 0,

222

8 50

,3

101

126

151

176

201

226

251

275

302

352

402

453

503

0,39

5 10

78

,5

157

196

236

275

314

353

393

432

471

550

628

707

785

0,61

7 12

11

3,1

226

282

339

395

452

508

565

611

679

792

905

1018

11

31

0,88

8 14

15

3,9

308

– 46

2 –

616

– 76

9 –

923

1077

12

31

1385

15

39

1,20

8 16

20

1,1

402

– 60

3 –

804

– 10

05

– 12

06

1407

16

08

1810

20

11

1,57

8 18

25

4,5

509

– 76

3 –

1018

–

1272

–

1527

17

81

2036

22

90

2545

1,

998

20

314,

1 62

8 –

942

– 12

56

– 15

71

– 18

84

2109

25

14

2828

31

41

2,46

6 22

38

0,1

760

– 11

40

– 15

20

– 19

00

– 22

81

2661

30

41

3421

38

01

2,98

4 25

49

0,9

982

– 14

73

– 19

63

– 24

54

– 29

45

3436

39

27

4418

49

09

3,85

3 28

61

5,8

1232

–

1847

–

2463

–

3079

–

3695

43

10

4926

55

42

6158

4,

834

32

804,

2 16

08

– 24

13

– 32

17

– 40

21

– 48

25

5630

64

34

7238

80

42

6,31

3 36

10

18

2036

–

3054

–

4072

–

5090

–

6108

71

26

8144

91

62

1018

0 7,

990

40

1256

25

12

–

3768

–

5024

–

6280

–

7536

87

92

1004

8 11

304

1256

0 9,

870

− 147 −

– 148 –

BIBLIOGRAFIE

1. Agent R., Dumitrescu D., Postelnicu T. – Îndrumtor pentru calculul ᗰi alctuirea elementelor structurale de beton armat – Ed. Tehnic, Bucureᗰti, 1992;

2. Dan Eugen – Îndrumtor de proiect pentru Ci navigabile interioare – Lito, Institutul Politehnic “Traian Vuia” Timiᗰoara, 1983;

3. Florea N., Patraᗰ M. – Beton armat. Calculul ᗰi alctuirea elementelor structurale – Lito, Institutul Politehnic “Gh. Asachi” Iaᗰi, 1989;

4. Gorbunov-Posadov M. I. – Calculul construcᘰiilor pe mediu elastic – Ed. Tehnic, Bucureᗰti, 1960;

5. Hâncu C. D. – Ci navigabile – Ovidius University Press, 1999; 6. Lihaciov V.P., Luzan S.V. ᗰ.a. – Metode de calcul al stabilitᘰii ᗰi rezistenᘰei

construcᘰiilor hidrotehnice – Ed. Tehnic, Bucureᗰti, 1963; 7. Manoliu I. – Regularizri de râuri ᗰi ci de comunicaᘰie pe ap – Ed. Didactic ᗰi

Pedagogic, Bucureᗰti, 1973; 8. Ministerul Energiei Electrice, T.A.G.C.H. – Amenajarea complex a Oltului Inferior pe

sectorul Slatina - Dunre – Bucureᗰti, 1990; 9. STAS 10100/0-77 – Principii generale de verificare a siguranᘰei construcᘰiilor; 10. STAS 10101/0-77 – Acᘰiuni în construcᘰii. Clasificarea ᗰi gruparea acᘰiunilor; 11. STAS 10101/1-78 – Acᘰiuni în construcᘰii. Greutᘰi tehnice ᗰi încrcri permanente; 12. STAS 10101/2-75 – Acᘰiuni în construcᘰii. Încrcri datorit procesului de exploatare; 13. STAS 10107/0-90 – Construcᘰii civile ᗰi industriale. Calculul ᗰi alctuirea elementelor

structurale din beton, beton armat ᗰi beton precomprimat – Ed. Tehnic, Bucureᗰti, 1991;

14. Stere C., Popescu R., Nicolescu D. – Ci navigabile ᗰi ecluze. Îndrumtor de proiectare – Lito, Institutul de Construcᘰii Bucureᗰti, 1986;

15. Tertea I., Oneᘰ T., Pcuraru V. – Proiectarea betonului armat – Ed. Didactic ᗰi Pedagogic, Bucureᗰti, 1984;

16. Tuleaᗰc L., Cuciureanu A., Mihai P. – Beton, beton armat, beton precomprimat – Lito, Universitatea Tehnic “Gh. Asachi” Iaᗰi, 2001.

– 149 –

CUPRINS

CAP. I NODUL HIDROTEHNIC PENTRU NAVIGAᘠIE. DATE GENERALE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

I.1 Amenajarea apelor pentru navigaᘰie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 I.1.a Clasificarea ecluzelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6

I.2 Structura ecluzei. Ecluzarea navelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 I.3 Dimensionarea general a ecluzei . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

CAP. II PARCUL DE NAVE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11 II.1 Clasificarea navelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

II.1.a Tipuri de nave fluviale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11 II.2 Forma, caracteristicile geometrice ᗰi capacitatea de încrcare a navelor . . . . 12 II.3 Rezistenᘰa la înaintare a navelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

II.3.a Mecanismul înaintrii navei în ape de adâncime ᗰi lᘰime limitate (în ᗰenal limitat) . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

II.3.b Componentele rezistenᘰei la înaintare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 II.3.c Calculul rezistenᘰelor principale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

II.4 Convoaie de nave fluviale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 II.4.a Stabilirea gabaritului convoiului de calcul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

CAP. III NOD HIDROTEHNIC NAVIGABIL CU ECLUZE . . . . . . . . . . . . . . . . 19 III.1 Sasul ecluzei . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

III.1.a Dimensiunile de gabarit ale sasului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20 III.1.a.1 Lungimea sasului . . . . . .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20 III.1.a.2 Lᘰimea sasului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 III.1.a.3 Adâncimea apei pe praguri. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 III.1.a.4 Adâncimea minim a apei din sas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 III.1.a.5 Înlᘰimea bajoaierelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

III.2 Capetele ecluzei . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25 III.2.a Dimensiunile de gabarit ale capetelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

III.2.a.1. Capul amonte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27 III.2.a.2 Capul aval . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

III.3 Porᘰile ecluzei . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 III.3.a Poarta amonte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 III.3.b Poarta aval . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

III.4 Porturile de aᗰteptare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30 III.4.a. Suprafaᘰa de ap a portului de aᗰteptare cu acces ghidat . . . . . . . . 31 III.4.b Suprafaᘰa de ap a portului de aᗰteptare cu acces liber . . . . . . . . . . 33 III.4.c Construcᘰii auxiliare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

III.4.c.1 Estacade de acostare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 III.4.c.2 Estacade de ghidaj . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 III.4.c.3 Ducdalbi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 III.4.c.4 Moluri . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36 III.4.c.5 Scri ᗰi legturi cu malul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

CAP.IV SISTEMUL HIDRAULIC PENTRU ALIMENTAREA ECLUZEI . . . 37 IV.1 Principalele sisteme hidraulice de alimentare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

IV.1.a Sisteme de alimentare concentrat frontal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 IV.1.a.1 Alimentare frontal prin intermediul porᘰilor . . . . . . . . . . . . 37

IV.2 Sistem de alimentare frontal pe sub poart . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

– 150 –

IV.2.a Caracteristicile geometrice ᗰi hidraulice în perioada umplerii . . . . . . 39 IV.2.b Înecarea orificiului dup terminarea ridicrii porᘰii . . . . . . . . . . . . . . 40 IV.2.c Înecarea orificiului înainte de terminarea ridicrii porᘰii . . . . . . . . . . 42 IV.2.d Calculul tabelar ᗰi grafic al alimentrii pe sub poart . . . . . . . . . . . . 43

IV.3 Sistem de alimentare frontal prin galerii de ocolire a porᘰilor . . . . . . . . . . . . 44 IV.3.a Calculul caracteristicilor geometrice ᗰi hidraulice în timpul umplerii 44 IV.3.b Calculul tabelar ᗰi grafic al alimentrii frontale prin galerii de

ocolire a porᘰilor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

IV.4 Sistem de alimentare distribuit prin galerii longitudinale . . . . . . . . . . . . . . . 47 IV.4.a Calculul în domeniul I . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47 IV.4.b Calculul în domeniul II . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . . 48

IV.4.b.1 Calculul parametrilor neglijând sarcina inerᘰial . . . . . . . . . 48 IV.4.b.2 Calculul parametrilor cu considerarea sarcinii inerᘰiale . . . . 49

IV.4.c Calculul tabelar ᗰi grafic al alimentrii distribuite prin galerii longitudinale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

CAP.V CALCULUL STATIC ᗠI DE REZISTENᘠဠ AL ECLUZEI . . . . . . . . . . 55 V.1 Predimensionarea elementelor funcᘰionale ale sasului . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

V.1.a Elemente de predimensionare pentru bajoaier . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56 V.1.b Elemente de predimensionare pentru radier . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56 V.1.c Niveluri de calcul la intradosul bajoaierului. Niveluri de infiltraᘰie la

extradosul bajoaierului. Cota drenului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57 V.1.d Caracteristicile mecanice ale betonului ᗰi ale pmântului de

umplutur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

V.2. Metoda de calcul de rezistenᘰ. Grupri ᗰi ipoteze de calcul . . . . . . . . . . . 58 V.2.a Metoda de calcul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 V.2.b Gruparea încrcrilor. Ipoteze de calcul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

V.3 Calculul încrcrilor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61 V.4 Verificri de stabilitate ᗰi de rezistenᘰ la ecluze . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

V.4.a Verificarea stabilitᘰii la plutire a sasului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65 V.4.b Verificarea stabilitᘰii la alunecare a sasului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66 V.4.c Verificarea stabilitᘰii la alunecare a capului aval. . . . . . . . . . . . . . . . 67 V.4.d Verificarea capacitᘰii portante a terenului de fundare . . . . . . . . . . . 68

V.5 Calculul bajoaierului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69 V.5.a Ipotezele de dimensionare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69 V.5.b Etapele de calcul (exemplu) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70 V.5.c Calculul încrcrilor în ipoteza de exploatare F2 - sas plin . . . . . . . . 71 V.5.d Calculul încrcrilor în ipoteza de exploatare F.1 - sas gol. . . . . . . . 74 V.5.e Calculul încrcrilor în ipoteza de reparaᘰii în sas S.1 . . . . . . . . . . . . 76 V.5.f Sistematizarea solicitrilor în bajoaiere, în cele trei ipoteze de calcul . 77

V.6 Calculul radierului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80 V.6.a Modele fizice pentru terenul de fundaᘰie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80 V.6.b Calculul radierului prin metode bazate pe modelul semiplanului

infinit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84 V.6.b.1 Metoda Gorbunov-Posadov . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84 V.6.b.2 Metoda Jemocikin . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86 V.6.b.3 Metoda bazat pe modelul stratului compresibil de grosime

finit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88 V.6.c. Etapele de calcul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

V.6.c.1 Definirea datelor iniᘰiale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89 V.6.c.2 Calculul forᘰelor ᗰi momentelor iniᘰiale . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

– 151 –

V.6.c.3 Determinarea reacᘰiunii terenului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91 V.6.c.4 Calculul eforturilor secᘰionale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

V.7 Programe de calcul pentru starea de eforturi ᗰi deformaᘰii a ecluzei . . 95 CAP. VI ARMAREA SASULUI ECLUZEI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97

VI.1 Caracteristicile betonului ᗰi armturii . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97 VI.2 Starea limit de rezistenᘰ. Starea limit de fisurare . . . . . . . . . . . . . . . . . 98 VI.3 Armarea bajoaierelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

VI.3.a Calculul de armare la compresiune excentric . . . . . . . . . . . . . . . . . 99 VI.3.a.1 Exemplu pentru calculul de armare la bajoaier . . . . . . . . . 101

VI.4 Armarea radierului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102 VI.4.a Calculul armturii longitudinale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

VI.4.a.1 Exemplu pentru calculul armturii longitudinale la radier . . 103 VI.4.b Calculul armturii transversale (înclinate) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103

VI.4.b.1 Exemplu pentru calculul armturii transversale la radier . . 104 CAP. VII CAPACITATEA DE TRANZIT A ECLUZEI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

VII.1 Principalii factori care influenᘰeaz capacitatea de tranzit . . . . . . . . . . . . 105 VII.2 Capacitatea de tranzit teoretic . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106 VII.3 Capacitatea de tranzit efectiv . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

ANEXA I.1 Dicᘰionar de specialitate . . . . . . . .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109 ANEXA I.2 Tablou cronologic al evoluᘰiei canalelor navigabile . . . . . . . . . . . . . . . . . 116 ANEXA II Elemente de hidrologie ᗰi meteorologie în navigaᘰia fluvial . . . . . . . . . . . 118 ANEXA V Presiunile reactive ale terenului. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 ANEXA VI.1 Clasificarea elementelor structurale. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 145 ANEXA VI.2 Grosimea stratului de acoperire cu beton a armturilor . . . . . . . . . . . . . 146 ANEXA VI.3 Diametrele, ariile secᘰiunilor transversale, greutᘰile armturilor . . . . . 147 BIBLIOGRAFIE . .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148 CUPRINS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 149

Documents

Prof. univ. dr. ing. OLIMPIA BLĂGOI - navigabile. Ecluze. Indrumar de... · Tabel I.1 Caracteristicile tehnice ale Canalului Dunăre - Marea Neagră Caracteristici Canal principal