Breviare de Calcul

Comportarea prognozata a lucrarilor

ISPH S.A.Cod documenta\ie: 4718.H.35.014.B.49.98 ME pag.13

Seria de actualizare:0

CENTRALA HIDROELECTRIC~ STEJARU

CARTEA TEHNIC~ A CONSTRUC|IEI

Partea 2. CAPITOLUL A DOCUMENTA|IA PRIVIND PROIECTAREA

VOL. A-2-1. BARAJ ACUMULARE IZVORUL MUNTELUI

MAPA A-2-1-03. BREVIARE DE CALCUL

CapitolulDenumirea capitolului

A-2-1-03-01-1Calcule de stabilitate la proiectare

A-2-1-03-01-2Modelul de calcul

A-2-1-03-01-3Evaluarea [nc`rc`rilor

A-2-1-03-01-4Combina\ii de [nc`rc`ri

A-2-1-03-01-5Calculul eforturilor

A-2-1-03-01-6Distribu\ia eforturilor pe talpa de funda\ie

A-2-1-03-01-7Alunecarea [n rostul de funda\ie

A-2-1-03-01-8Alunecarea pe suprafe\e cilindrice

A-2-1-03-01-9Alunecarea pe falii

A-2-1-03-01-10Calcule de stabilitate prin MEF 1994

A-2-1-03-01-11Calcule de stabilitate prin MEF 1996

A-2-1-03-02Calcule de infiltra\ii inclusiv influen\a amenaj`rii asupra regimului apelor subterane din zon`

A-2-1-03-03-1Calculul hidraulic al evacuatorilor. Golirile de fund

A-2-1-03-03-2Calculul hidraulic al evacuatorilor. Deversorul

A-2-1-03-03-3Calculul hidraulic al evacuatorilor. Disipatorul de energie

A-2-1-03-03-4Influen\a lacului asupra apelor subterane

A-2-1-03-04Armarea barajului

A-2-1-03-01-1. CALCULE DE STABILITATE LA PROIECTARE

Generalit`\i

Stabilirea profilului la barajul Izvorul Muntelui s-a realizat prin aplicarea criteriilor clasice de dimensionare a barajelor de greutate, prin procedee relativ simple, folosind formule din Rezisten\a Materialelor, aplicate la calculul unei grinzi [n consol`, de sec\iune variabil`.

For\ele din cutremur au fost tratate ca for\e statice ]i au fost combinate cu [nc`rc`rile din greutatea proprie, presiunea hidrostatic` ]i subpresiunea.

Criteriile de proiectare clasice impun un anumit coeficient de siguran\` la stabilitatea la r`sturnare ]i alunecare, iar eforturile de compresiune [n baraj trebuie s` nu dep`]easc` valorile admisibile [n orice ipoteza de [nc`rcare. Nu sunt permise eforturi de tensiune, dar posibilitatea de fisurare a betonului nu este considerat` a fi foarte grav`.

Utiliznd datele de proiectare s-au efectuat ]i calcule cu elemente finite ([n anii 1994 ]i 1996); au rezultat eforturi de compresiune la piciorul amonte ]i la piciorul aval al barajului cu valori maxime mai mari decat la calculul prin Rezisten\a Materialelor.

Stabilitatea barajului a fost determinat` n faza de proiectare pe baza metodelor clasice n care coeficientul de siguran\` este dat de raportul ntre suma for\elor verticale nmultit` cu coeficientul de frecare statica si fortele orizontale. n formule alternative, pe lnga for\ele de frecare intervin ]i for\ele de coeziune.

A-2-1-03-01-2. MODELUL DE CALCUL

Modelul de calcul este schematizat lundu-se cte dou` pante pentru fiecare parament, rezultate din dimensionarea ]i optimizarea profilului. Radierul s-a considerat simplificat cu o contrapant` unic` de 1:20 fa\` de situa\ia real` [n trepte ]i cu pinten aval, datorit` statifica\iei geotehnice slabe din zon`. {n calcule s-a \inut seama ]i de greutatea proprie a coronamentului.

Rocile care apar [n ampriza barajului sunt:

- Gresiile de Tarcù alc`tuiesc aproximativ 77% din suprafa\a de funda\ie a barajului ]i se prezint` sub form` de strate cu grosimi de 0,5-15,0m. Mineralul dominant este cuar\ul 60-70%, al`turi de care apar : feldspatul, biolitul, muscovitul ]i mai rar cloritul ]i apatitul. Probele de laborator au ar`tat: greutatea volumetric` 2,57tf/m3, porozitatea 6,8%, umiditatea medie 1,9%, rezisten\a temporar` [nainte de [nghe\ 1400Kgf/cm2 iar dup` [nghe\ 1200Kgf/cm2.

- Gresiile muscovitice ]i c`rbunoase ]istoase au textur` ]istoas`, se prezint` [n strate de la c\iva cm pn` la 30cm ]i sunt intercalate [ntre gresiile de Tarcù [n propor\ie de 5% din acestea. {n componen\a lor [n afar` de mineralele din gresii de Tarcù intr` un procent mai mare de muscovit (6-7%) ]i de frac\iuni mici de c`rbune.

- }isturile argiloase apar sub form` de pachete de grosime variabil` de la c\iva cm la max. 6-7m, intercalate [ntre pachetele de gresii ]i alc`tuiesc cca. 17% din suprafa\a de fundare. Mineralogic sunt compuse din cuar\ 30%, calcedon 10%, muscovit, siderit, glauconit, etc. Probele de laborator au ar`tat greutatea volumetric` 2,45tf/m3 , umiditatea normal` 2,6%, iar la satura\ia total` 5,35%, porozitatea 14%, gradul de satura\ie [n stare normal` 68,63%, ]i rezisten\a temporar` 500kgf/cm2.

- Conglomeratele apar cu totul neregulat cu excep\ia unui strat de cca 2m grosime situat la partea superioar` a profilului, sunt compuse din cuar\ ]i roci cristaline legate printr-un ciment greso-argilos, ]i reprezint` 1% din funda\ia barajului.

- Rocile tectonice, reprezint` cca 5% din suprafa\a funda\iei, apar pe direc\ia faliilor [n grosime de 0,25-1,5m ]i sunt constituite din sf`rm`turi de gresie de Tarcù ]i ]isturi argiloase. Pe baza datelor de laborator ]i observa\iilor de teren, se poate spune c` acest material are caracteristici mecanice cu valori inferioare celorlalte tipuri de roci din funda\ie, astfel c` poate fi considerat ca zon` de minim` rezisten\`.

{n concluzie rezult` c` terenul de fundare al barajului poate fi clasat ca fiind stncos cu excep\ia ]uvi\elor [nguste de argile ]istoase din ]isturile argiloase.

Stratifica\ia ]i aspectul tectonic al rocilor din ampriza barajului

Valea [n ampriza barajului este orientat` N 40oE, iar stratele ce alc`tuiesc funda\ia N 50o-25oV, astfel c` stratele taie valea aproape perpendicular. Stratele fac unghi de 0o-25o cu axul barajului ]i au [nclinarea general` de 60o-80o spre aval. Rezult` c` direc\ia ]i [nclinarea straturilor este favorabil` construc\iei [n ceea ce prive]te rezisten\a ]i etan]eitatea.

{n ampriza barajului apare un sistem de falii [nso\ite de brecii de max. 1,5m l`\ime dirijate NNE - SSV, care dau terenului o structur` de casare [n culise [n acord cu rigiditatea materialului gresos-dur.

Pe baza grosimii breciei, m`rimii deplas`rii compartimentelor ]i gradului deranjamentelor [n stratifica\ia rocilor, faliile au fost clasificate [n falii principale ]i secundare.

Disloca\iile principale formeaz` un sistem de falii aproape paralele [ntre ele [n direc\ie general` N 10o-20oE ]i c`dere 45o-85o spre E. Pe malul stng urc` din baza versantului dinspre amonte spre aval, iar pe malul drept coboar` dinspre amonte spre aval. Deplas`rile compartimentelor separate de falii p`streaz` [n general sensul deplas`rilor din amonte [n aval ]i [nregistreaz` m`rimi de la c\iva cm [n cazul fracturilor secundare pn` la 20-30cm [n cazul fracturilor principale.

Din cele ar`tate rezult` c` roca din funda\ia barajului se prezint`:

- stncoas` dar neomogen`. Gresiile de Tarcù cca.77%, ]isturi argiloase cca.17%, gresii muscovitice c`rbunoase ]istoase ]i brecii tectonice cca.6%.

- dislocat` ]i compartimentat`, prin faliile ce au ap`rut ca o consecin\` a mi]c`rilor orogenice ]i epirogenice [n Miocen ]i Quaternar. Aceste mi]c`ri au provocat [n falii [ndoiri, fracturi ]i zdrobiri, dnd na]tere unui material brecios de l`\ime variabil` de la c\iva cm pn` la 1,50m dup` amplasarea fenomenului.

- fisurat` destul de accentuat ca o consecin\` a naturii materialului (gresia este casant` ]i dur`), mi]c`rile orogenice care au dus la o fisurare puternic` pe zonele adiacente faliilor, ac\iunii agen\ilor exteriori ]i [n special ac\iunii apei care a determinat puternica deschidere a fisurilor pe primii 12m de la suprafa\a stncii.

- alterat` [n falii ]i zonele imediat adiacente faliilor, precum ]i pe zona primilor 12m [ncepnd de la suprafa\`. Pe malul stng stratul alterat are o grosime medie de 7-8m, iar pe malul drept 4-5m. {n stadiul excava\iilor din 1955 alterarea apare mai accentuat` pe versantul stng [ntre cotele 520-485 ]i 423-415.

- permeabilitatea pentru fiecare tip de roc` ce apare [n ampriza barajului, pe baza studiilor de laborator este mic` ]i chiar nul` pentru unele, [ns` [n condi\iile de z`c`mnt pierderile de ap` sunt [n general mai mari datorit` fisurilor ]i cr`p`turilor rocii. Studiile f`cute pe teren arat` o permeabilitate mai mare pn` la 40m, mijlocie pn` la 60m, ]i slab` pn` la 70-80m.

Prin fisuri ]i [n special prin zona de la suprafa\` a stncii de cca.12m grosime, circul` un debit redus de ap` de infiltra\ie care a depus pn` la 12m adncime urme de argil` galben`.

{n galeriile de cercetare ]i ampriza excava\iilor n-au ap`rut izvoare mai [nsemnate care s` indice existen\a unor cr`p`turi importante ]i ca atare infiltra\ii puternice de ap`.

Analiza apei de picurare din cteva galerii a indicat prezen\a H2S ]i CH4 care se explic` prin prezen\a intercala\iilor de gresii c`rbunoase.

Rezisten\a la sarcinile din construc\ie

Pe baza [ncerc`rilor de laborator asupra gresiilor care au dat rezisten\e la rupere [ntre 820-1400Kgf/cm2, rezisten\a pe ]isturile argiloase a fost apreciat` pentru stratul [n situ de ordinul a 500Kgf/cm2,, s-a apreciat o valoare medie de 22Kgf/cm2 drept presiune admisibil`.

Pe baza rezultatelor de teren ]i din laborator ]i ca urmare a m`surilor de consolidare prev`zute s-a recomandat pentru calcul coeficientul de frecare f=0,6.

{ncerc`rile efectuate arat` compresibilit`\i neegale [n rocile ce alc`tuiesc terenul de fundare, dup` direc\ia de [nc`rcare ]i natura straturilor. Astfel dup` direc\ia de [nc`rcare [n capul straturilor, gresiile sunt mult mai compresibile ]i au deforma\ii elastice mult mai mari dect dup` direc\ia normal` stratifica\iei, iar ]isturile argiloase dimpotriv`.

La [nc`rcarea [n capul straturilor gresia are coeficient de tasare ]i deforma\ie elastic` mai mare dect al ]isturilor argiloase, iar la cea normal` pe strate situa\ia se prezint` invers.

Situa\ia aceasta se datore]te faptului c` gresia este afectat` de numeroase fisuri normale pe direc\ia stratifica\iei dup` cum s-a ar`tat.

Consolidarea terenului de fundare

Consolidarea terenului, care prin stratifica\ia ]i natura lui determin` o distribu\ie defavorabil` a rezisten\elor, s-a realizat att [n ampriza barajului, ct ]i aval de baraj, prin injec\ii ]i plomb`ri.

Injec\ii de consolidare

Roca de fundare, prin stratifica\ia ce o prezint` ]i prin calit`\ile sale mecanice, poate duce la tas`ri mari ale terenului, ]i ceea ce este mai important, la diferen\e de tas`ri mari fie [n cadrul aceluia]i bloc, fie [ntre blocuri vecine. Faptul c` rocile rezistente de gresie sunt intercalate cu strate mai slabe de ]isturi argiloase ]i mai ales faptul c` [ntre strate [n special [n zona de suprafa\` nu exist` o leg`tur` intim`, distribu\ia rezisten\elor [n terenul de fundare nu se face [n mod favorabil ]i duce la concentr`ri de eforturi. Fisurarea general` a rocilor conduce la tas`ri mari ]i neuniforme ]i favorizeaz` infiltra\iile unor debite mari de ap`, care pot sp`la roca mic]orndu-i calit`\ile fizico-mecanice. Faliile [mpreun` cu zonele lor de brecifiere prezint` un aspect special asem`n`tor fisur`rii generale.

Pentru ameliorarea acestei situa\ii s-au executat:

- injec\ii de consolidare a rocilor sub baraj ]i par\ial [n aval de baraj ]i

- injec\ii de cosolidare a faliilor [n zona lor de brecifiere.

Injec\iile de consolidare au rolul de a m`ri calit`\ile fizico-mecanice ale rocilor prin:

- uniformizarea ]i mic]orarea tas`rilor,

- mic]orarea golurilor ]i reducerea pericolului de sp`lare a rocilor,

- legarea straturilor [ntre ele ]i omogenizarea terenului de fundare, uniformiznd

distribu\ia eforturilor [n roc`.

Studiile geologice ]i forajele experimentale au ar`tat prezen\a [n roca de sub funda\ia barajului a unei zone cu fisura\ie mai accentuat` pe o adncime de aproximativ 12-15m sub talpa de funda\ie; pe aceast` adncime s-a executat consolidarea stncii.

Injec\iile de consolidare sub baraj s-au executat pe toat` suprafa\a de fundare [ntr-o re\ea de p`trate cu laturile paralele respectiv perpendiculare pe axul barajului, distan\a [ntre ]irurile de foraje fiind de 4,00m.

Forajele s-au executat pn` la 15m adncime sub talpa barajului astfel [nct limita inferioar` a zonei consolidate s` formeze un plan paralel cu talpa de funda\ie (cu o [nclinare de 1:10 la blocurile deversoare ]i 1:15 la blocurile nedeversoare), ce s-a continuat ]i sub pinten pn` la piciorul aval al barajului ([n zona pintenului forajele au lungimi variabile mai mici de 15m).

La blocurile cu pinten, s-a prev`zut o re\ea de injec\ii de consolidare [n aval de baraj, care continu` injec\iile de sub baraj. Suprafa\a inferioar` a zonei consolidate este limitat` de un plan ce urc` [nspre aval cu un unghi de 20o (fa\` de orizontal`). Adncimea acestor foraje a rezultat variabil`. Consolidarea rocii [n aval de piciorul barajului s-a f`cut pe o l`\ime de 40m la blocurile 11-20 (inclusiv), la blocurile 7-10 (inclusiv) de pe malul drept ]i la blocurile 21-24 (inclusiv) de pe malul stng, l`\imea consolid`rii s-a mic]orat [n trepte de la 40m la 30m, iar la celelalte blocuri (1-6 ]i 25-30) nu s-au prev`zut injec\ii de consolidare.

Gùrile de foraj s-au amplasat [ntr-o re\ea de p`trate ]i dreptunghiuri, formnd ]iruri paralele respectiv perpendiculare pe axul barajului. }Irurile perpendiculare pe axul barajului sunt a]ezate la 5,00m distan\` pe jum`tatea amonte a zonei consolidate ]i la 6,50m distan\` pe jum`tatea aval.

{n lungul faliilor secundare, pe partea [nspre care este [nclinat planul faliei s-au executat injec\ii de consolidarea faliilor [ntr-un ]ir de foraje la 3,00m distan\`. Lungimea forajelor s-a determinat astfel [nct s` intersecteze falia la 6,00m de la talpa funda\iei, m`sura\i [n lungul faliei pe linia de cea mai mare pant` ]i s` p`trund` cu cca.2,00m (m`sura\i [n lungul forajului) sub zona faliei.

{n lungul faliilor principale, [n afara ]irului prev`zut la faliile secundare, s-a executat un al doilea ]ir de foraje, astfel [nct s` [ntlneasc` planul faliei la cca.10m de la talpa de funda\ie m`sura\i pe linia de cea mai mare pant` a faliei ]i s` p`trund` cu cca.2,00m sub zona faliei. Distan\a [ntre forajele ]irului II a fost [n medie de 3,00m ]i s-au aranjat [n ]ah cu forajele din ]irul I.

Gùrile s-au forat [n general vertical; [n cazul faliilor cu pant` mare (apropiat` de vertical`) gùrile s-au f`cut [nclinate sub un unghi maxim de 25o fa\` de vertical`, astfel [nct s` intercepteze planul faliei sub un unghi ct mai pu\in ascu\it.

Disloca\iile tectonice s-au injectat pe toat` por\iunea suprafe\ei de fundare a barajului ]i [n zona consolid`rii din aval.

Pintenul

Datorit` stratifica\iei, [nclin`rii stratelor ]i prezen\ei [ntre straturi a unui material cu coeficien\i de frecare interioar` mai mici ca ai gresiei (]isturi argiloase, gresii micacee alterate, etc.) exist` pericolul ca for\ele normale pe stratifica\ie provenite din [mpingerea apei s` nu se distribuie [n adncime [n roca de fundare, ci s` se concentreze [ntr-o zon` relativ [ngust` sub baraj. Acest fapt poate aduce dup` sine o distrugere a echilibrului capetelor de straturi [n imediata vecin`tate a piciorului aval al barajului.

Pentru a pre[ntmpina acest neajuns ar fi necesar` o adncire a funda\iei pe toat` l`\imea barajului. Pentru a solu\iona problema economic [ns`, aceast` adncire s-a f`cut numai pe treimea aval a funda\iei, care a c`p`tat forma unui pinten.

Prin aceasta for\ele normale pe stratifica\ie sunt repartizate par\ial chiar pe fa\a aval a pintenului. {n felul acesta rezisten\ele [n teren, aval de piciorul barajului sunt coborte sub rezisten\ele admisibile.

Pintenul se dezvolt` [n general sub blocurile cu [n`l\ime mai mare de 80m, anume sub blocurile 7-24. Pintenul s-a executat monolit cu corpul barajului.

A-2-1-03-01-3. EVALUAREA {NC~RC~RILOR

Evaluarea [nc`rc`rilor s-a f`cut conform normativelor romne]ti ]i sovietice existente [n 1955.

1. Greutatea proprie

Pentru determinarea greut`\ii volumetrice a betonului s-au efectuat probe pe beton executat cu agregate din balastiera Crnu. Rezultatele ob\inute au avut valori cuprinse [ntre 2,35 ]i 2,40tf/m3.

{n calculele statice s-au utilizat ambele valori dup` cum urmeaz`:

- [n calculul de stabilitate la alunecare ]i a rezisten\elor minime la piciorul amonte s-a introdus valoarea (b=2,35tf/m3.

- determinarea rezisten\elor maxime la piciorul aval ]i calculul distribu\iei rezisten\elor [n terenul de fundare s-a f`cut cu (b=2,40tf/m3.

1.1.Greutate coronament/m

Q=149,17t pentru (b=2,35tf/m3

Q=152,34t pentru (b=2,40tf/m3.

1.2.Greutate corp baraj/m

a).

pentru talp` cu pinten sub cota 470,00

b).

pentru talp` f`r` pinten sub cota 470,00

c).

pentru talp` peste cota 470,00

2. Presiunea apei

{ntruct lacul de acumulare are un volum ]i o lungime foarte mare, care permite sedimentarea aproape integral` a particulelor [n suspensie, s-a luat [n calcule pentru greutatea specific` a apei (=1,0tf/m3.

2.1.Greutatea apei/m

A. Pentru Nam=516,00; Nav=426,00

a). Pentru rosturi sub cota 426,00

[n care:

b). Pentru rosturi [ntre cotele 426,00 ]i 470,00

c). Pentru rosturi peste cota 470,00

B. Pentru Nam=513,00; Nav=426,00


[n care:


c). Pentru rosturi peste cota 470,00

2.2. Presiunea hidrostatic`/m



[n care:


c). Pentru rosturi [ntre cotele 445,00 ]i 470,00

d). Pentru rosturi peste cota 470,00



[n care:


EMBED Equation.2

c). Pentru rosturi [ntre cotele 445,00 ]i 470,00

d). Pentru rosturi peste cota 470,00

3. {mpingerea umpluturilor

Ca urmare a inspec\iilor geologice ]i a [ncerc`rilor efectuate s-au luat [n calculele statice de verificare a profilului:

- greutatea volumetric` a umpluturii uscate (u =1,8tf/m3;

- porozitatea 30%.

Greutatea volumetric` a umpluturii sub ap` rezult`:

Unghiul taluzului natural

Unghiul de frecare [ntre baraj ]i umplutur`

Unghiul pe care [l face umplutura cu un plan orizontal

Unghiul pe care [l face paramentul amonte cu orizontala

Unghiul pe care [l face paramentul aval cu orizontala

3.1. {mpingerea umpluturilor din amonte

[n care:

a). Pentru rosturile sub cota 470,00

Componenta orizontal`:

Componenta vertical`:

b). Pentru rosturile peste cota 470,00 (=73o40'

3.2. {mpingerea umpluturii din aval

a). Componentele orizontale ]i verticale sub cota 426,00

b). Pentru rosturile [ntre cotele 426,00 ]i 470,00

c). Pentru rosturile peste cota 470,00 (=61o9'

4. Ac\iunea subpresiunii

Coeficientul de reducere a subpresiunii pe talp` (=0,6=m.




c). Pentru rosturile [ntre cotele 445,00 ]i 470,00

d). Pentru rosturile peste cota 470,00




c). Pentru rosturile [ntre cotele 445,00 ]i 470,00

d). Pentru rosturile peste cota 470,00

5. Ac\iuni seismice

5.1. Asupra betonului din corpul barajului

5.2. Asupra apei din lac Nam=516,00; Nav=426,00



c). Pentru rosturile peste cota 470,00

A-2-1-03-01-4. COMBINA|II DE {NC~RC~RI

1. Cazul I Condi\ii normale de exploatare

Greutatea proprie ((b=2,4tf/m3 ]i 2,35tf/m3)

Presiunea hidrostatic` (Nam=513,00, Nav=426,00)

Subpresiunea ((=m=0,6)

{mpingerea umpluturii ((u=1,8tf/m3 ; n=30%; (=25o; (=(/2)

2. Cazul II Condi\ii speciale de exploatare (la nivelul volumului de ap` maxim)

Greutatea proprie ((b=2,4tf/m3 ]i 2,35tf/m3)

Presiunea hidrostatic` (Nam=516,00, Nav=426,00)

Subpresiunea ((=m=0,6)

{mpingerea umpluturii ((u=1,8tf/m3 ; n=30%; (=25o; (=(/2)

3. Cazul III - Condi\ii extraordinare de exploatare (nivel amonte 516,00+cutremur)

La for\ele din cazul II se adaug` ac\iunea cutremurului asupra greut`\ii proprii a barajului ]i asupra apei din lac.

Coeficient de seismicitate c=0,05.

A-2-1-03-01-5. CALCULUL EFORTURILOR

Eforturile [n corpul barajului ]i pe talpa de funda\ie s-au calculat [n dou` ipoteze:

- pentru lacul plin pn` la nivelul maxim la viitur` cota 516,00mdM

- pentru lacul gol.

For\ele care s-au luat [n considerare sunt urm`toarele:

- greutatea proprie a coronamentului ]i corpului barajului pentru o greutate volumetric` a betonului (b=2,40tf/m3.

- presiunea hidrostatic` amonte cum s-a ar`tat mai sus, iar aval cu nivelul apei la cota 426,00mdM.

- cutremurul de gradul VIII maxim, cuprinznd att ac\iunea for\elor de iner\ie ale barajului ct ]i suprapresiunea rezultat` din for\ele de iner\ie ale maselor de ap`, respectiv coeficientul de seismicitate c=0,05.

- subpresiunea cu coeficientul de reducere amonte (=m=0,6.

- [mpingerea umpluturii.

Eforturile s-au determinat [n talpa de funda\ie socotind pentru blocurile f`r` pinten (deasupra cotei 445,00mdM) talpa avnd o pant` medie de 1/15, iar pentru blocurile cu pinten talpa avnd o pant` de 1/20 (pentru a se \ine seama de faptul c` rostul de funda\ie urmeaz` talpa cu panta 1/15 acolo unde barajul reazem` direct pe teren, iar deasupra pintenului urm`re]te un rost de lucru orizontal).

Rezultatele se prezint` [n tabelul de mai jos:

Tipul bloculuiSec\iuneaEforturile normale [n sec\iune (tf/m2)

cotalac plinlac gol

(av(am(av(am

Blocul

nedevorsor50042,815,04,360,7

49064,86,515,665,1

48088,72,726,179,3

470112,10,434,794,8

460125,45,541,0106,3

450140,511,049,6119,6

440153,816,758,2131,4

430171,022,166,9146,3

426176,522,870,2152,4

420180,723,275,4161,8

410188,524,483,9178,0

401195,625,491,6192,6

Blocul deversor401168,8543,5--

Eforturile maxime nu dep`]esc valoarea de 19,6 Kgf/cm2. Efortul maxim care se poate calcula, dar care nu se poate realiza este [n ipoteza de lac plin pentru blocul nedeversor la piciorul aval socotind c` subpresiunea [n acest punct ar fi nul` ]i el atinge valoarea de 22 Kg/cm2 . Aceast` valoare nu se poate realiza deoarece nivelul maxim la viitur` 516,00mdM se realizeaz` numai cu deversare, [n orice condi\ii de exploatare, ceea ce conduce implicit la ridicarea nivelului aval la minimum cota 426,00mdM.

A-2-1-03-01-6. DISTRIBU|IA EFORTURILOR PE TALPA DE FUNDA|IE

Calculul eforturilor s-a f`cut [n ipoteza simplificatoare, considernd c` eforturile normale [n sec\iune se distribuie liniar. La dimensionarea profilului s-a cùtat s` se uniformizeze eforturile pe talp`, respectiv s` se aduc` raportul dintre efortul aval ]i efortul amonte la o valoare ct mai redus` ]i anume maxim 3,5.

Valoarea acestui raport s-a determinat [n urm`toarea ipotez` de [nc`rcare:

- greutatea proprie a construc\iei introdus` cu o greutate volumetric` (=2,35tf/m3.

- presiunea hidrostatic` cu nivel amonte maxim de exploatare 513,00mdM ]i nivel aval 426,00mdM.

- subpresiunea cu coeficientul de reducere amonte (=m=0,6.

- umplutura amonte ]i aval.

{n tabelul de mai jos se dau datele ob\inute din calcul:

Sec\iunea

cotaRaportul n1=

Blocul nedeversor Blocul deversor

5000,644-

4901,732-

4802,884-

4704,020-

4603,864-

4503,710-

4403,553-

4303,439-

4263,536-

4203,539-

4103,556-

4013,5593,16

A-2-1-03-01-7. ALUNECAREA {N ROSTUL DE FUNDA|IE

Stabilitatea la alunecare s-a verificat direct [n rostul de funda\ie [nclinat cu 1/15 [n blocurile f`r` pinten, respectiv 1/20 [n blocurile cu pinten.

For\ele luate [n considerare au fost:

- greutatea proprie a barajului (corpul barajului inclusiv coronamentul f`r` a se sc`dea golurile) pentru o greutate volumetric` (b=2,35tf/m3.

- presiunea hidrostatic` cu nivel maxim [n lac la viitur` 516,00 ]i cu nivel aval 426,00.

- subpresiunea pe talpa de funda\ie presupus` a fi distribuit` trapezoidal ]i avnd valorile: la piciorul aval presiunea aval integral`, iar la piciorul amonte presiunea aval integral` plus 60% din diferen\a de presiune [ntre amonte ]i aval.

- cutremurul de gradul VIII maxim, coeficient de seismicitate c=0,05. Subpresiunea datorit` for\elor de iner\ie ale maselor de ap` s-a calculat cu formula dat` de W. Creager, rezultnd c` la o adncime de 116m presiunea este po=2,22tf/m2 ]i aceast` subpresiune este distribuit` parabolic.

- ac\iunea umpluturii considernd o greutate volumetric` (u=1,8tf/m3 ]i porozitatea n=30%, de unde a rezultat greutatea volumetric` sub ap` (u=1,1tf/m3. Unghiul taluzului natural s-a luat (=25o, iar acela dintre umplutur` ]i baraj (=(/2.

Rezultatele ob\inute sunt ar`tate [n tabelul de mai jos:

Cota sec\iuniiCoeficientul de frecare efectivCoeficientul de siguran\` efectiv

Bloc nedeversorBloc deversorBloc nedeversorBloc deversor

5000,366-1,65-

4900,462-1,30-

4800,496-1,21-

4700,511-1,17-

4600,505-1,19-

4500,499-1,20-

4400,474- 1,27-

4300,474-1,27-

4260,474-1,27-

4200,488-1,23-

4100,505-1,19-

4010,5140,5151,171,17

Se vede c` stabilitatea la alunecare [n rostul de funda\ie este asigurat` dat fiind valoarea coeficientului de siguran\` la alunecare mai mare de 1,1.

A-2-1-03-01-8. ALUNECAREA PE SUPRAFE|E CILINDRICE

Exper\ii sovietici studiind materialul documentar relativ la situa\ia geologic`, [ntocmit [n colaborare de speciali]tii cehi ]i romni, au conchis c` alunecarea pe suprafe\e cilindrice la barajul Izvorul Muntelui este pu\in probabil`.

Din aceast` cauz` nu s-au ref`cut calculele [n aceast` ipotez` pentru profilul definitiv, mai ales c` situa\ia este net [mbun`t`\it` fa\` de profilul din alternativa B a proiectului tehnic, dat fiind ameliorarea distribu\iei eforturilor pe talpa de funda\ie.

Prezent`m mai jos pe scurt rezultatele calculelor la alunecare pe suprafe\e cilindrice prezentate [n cadrul "Materialului documentar privind problemele de consulta\ii ]i expertiz` pentru barajul H.C. V.I.Lenin Partea a-II-a. Vol.2. Elemente de baz`".

Ipotezatg(max

Bloc nedeversorBloc deversor

a). Suprafa\a cilindric` trece prin piciorul amonte0,3250,415

b). Suprafa\a cilindric` porne]te din axul barajului0,4290,489

c). Suprafa\a cilindric` porne]te de la limita amonte a pintenului0,4760,559

{n tabelul de mai sus sunt ar`tate valorile maxime.

Raportul geologic recomand` pentru alunecarea pe suprafe\ele cilindrice pentru:

gresie

tg(=0,450

c=0,7Kgf/cm2

]isturi argiloasetg(=0,375

c=0,5Kgf/cm2

Pentru a stabili valorile medii limit` la care s` putem s` ne referim facem urm`toarea ipotez`: suprafa\a de alunecare trece 50% prin material brecifiat inclusiv aluvii ]i deluvii ]i 50% prin stnc` la care admitem aceea]i coeziune ob\inut` prin [ncerc`ri pe teren asupra c`reia [ns` aplic`m un factor de reducere de 0,5 care s` acopere eventualele varia\ii ale coeziunii.

Ob\inem astfel:

Cu aceste valori s-au calculat coeficien\ii de siguran\` [n dou` ipoteze: f`r` coeziune ]i cu coeziune.

IpotezaCoeficient de siguran\`

Bloc nedevorsorBloc deversor

f`r` coeziunecu coeziunef`r` coeziunecu coeziune

a).Suprafa\a cilindric` trece prin piciorul amonte1,612,691,262,24

b).Suprafa\a cilindric` porne]te din axul barajului1,221,881,071,72

c).Suprafa\a cilindric` porne]te de la limita amonte a pintenului1,101,920,9351,58

Din tabelul de mai sus rezult` c` ]i [n cazul [n care s-ar pune problema alunec`rilor pe suprafe\e cilindrice, stabilitatea este asigurat`. Numai [n cazul [n care coeziunea ar fi inexistent` blocurile deversoare nu ar prezenta suficient` stabilitate. Trebuie \inut [ns` seama c` terenul de funda\ie se consolideaz` cu injec\ii, a]a c` se poate considera c` barajul este stabil ]i la alunecare pe suprafe\e cilindrice.

A-2-1-03-01-9. ALUNECAREA PE FALII

{nclinarea stratelor rocii de funda\ie face ca s` nu apar` problema alunec`rii pachetelor de gresii pe ]isturi argiloase.

Faliile tectonice umplute cu material brecifiat nu au o orientare paralel` cu axul barajului ]i [nclin` spre amonte sau aval. Ele sunt dispuse aproape perpendicular pe axul barajului. Faliile secundare, dispuse aproape orizontal, nu sunt [nso\ite de zone de brecifiere ci au interspa\ii libere care pot fi injectate eficace cu ciment.

De]i nu apare ca posibil` alunecarea pe falii, s-au f`cut totu]i verific`ri [n ipoteza existen\ei unei suprafe\e de rupere cu direc\ia paralel` cu axul barajului ]i [nclinare mic` spre amonte. S-a admis c` linia de ruptur` trece imediat sub pintenul de beton. {n amonte ruperea se face dup` un strat de ]ist argilos chiar de la piciorul barajului, iar [n aval se face dup` un plan la 45o. Subpresiunea are valoarea presiunii nivelului aval la piciorul barajului.

Panta suprafe\ei de alunecaretg(efCoeficient de frecare

f=0,375

c=0,5f=0,436

c=0,7

1/200,4540,970,96

1/100,4111,061,06

1,5/100,3641,171,20

Rezult` c` numai [n cazul ipotezei foarte pu\in probabil` de [nclinare mai mic` de 1/10 spre amonte, s-ar pune problema stabilit`\ii.

{n general pe toat` suprafa\a barajului ]i pn` la 40m [n aval de baraj s-au f`cut injec\ii de consolidare pn` la adncimea de 10-15m. Aceast` consolidare, rezultatele calculului de mai sus ]i rezultatele studiilor geotehnice permit s` se afirme c` nu exist` pericol de alunecare pe falii.

A-2-1-03-01-10. CALCULE DE STABILITATE PRIN MEF - 1994

Pentru barajul Izvorul Muntelui a fost conceput un model spa\ial, care cuprinde structura de beton ]i terenul de fundare, alc`tuit din 745 elemente volumice interconectate [n 988 noduri.

Re\eaua de elemente finite a fost creat` automat cu programul IMAGES, calculele efectu[ndu-se cu programul SAP.

{ntr-o prim` etap` s-au [ntocmit calculele pentru modelul plan al plotului nedeversor cu caracteristicile materialelor date [n urm`torul tabel:

VariantaEb

(daN/cm2)(bEt(daN/cm2)(t

1320.0000,2110.0000,25

2186.0000,2110.0000,25

3186.0000,250.0000,25

{nc`rc`rile aplicate barajului provin din:

1. Greutatea proprie. Programele [n elemente finite calculeaz` volumele pe elemente care [nmul\ite cu greutatea specific` dau for\ele ce sunt repartizate automat [n noduri. S-a considerat (b=2,4 tf/m3.

2. Presiunea hidrostatic` corespunz`toare NNR=513,00mdM.

3. Subpresiunea s-a aproximat cu o diagram` trapezoidal`.

4. {nc`rcarea seismic` a fost determinat` de GEOTEC prin generarea accelerogramelor simulate, corespunz`toare la dou` nivele de solicitare seismic`:

a). Cutremur de proiectare de baz` (DBE)

b). Cel mai mare cutremur posibil (MCE)

- DBE IA = 6,5 - 7 aH = 70 - 100 cm/s2- MCE IA = 7,5 - 8 aH = 140 - 200 cm/s2* unde: IA si aH sunt marimile in amplasament ale intensitatii seismice si acceleratiei maxime orizontale; daca pentru MCE valoarea poate fi considerata supraestimata dar posibila, pentru DBE valoarea propusa (cca 0.1 g) este inferioara celei din P100 (Ks = 0.12 zona E), fapt ce a impus corectarea pentru etapa actuala, pentru care se recomanda Ks = 0.12 /18/.

n calculul seismic s-a utilizat metoda analizei modale (in domeniul liniar elastic) cu spectre seismice de raspuns; s-au analizat mai multe variante, si s-au considerat numai fortele seismice din inertia masei betonului (nu si a terenului de fundare considerat numai in caracteristici de rigiditate).

Pentru calculul dinamic s-au utilizat doua modele de calcul reprezentnd o schema cu elemente spatiale si o schema cu elemente plane, aceleasi utilizate si pentru calcule statice.

Calculele s-au efectuat [n dou` situa\ii: lac gol ]i lac plin unde s-a introdus efectul presiunii hidrodinamice.

Din analiza rezultatelor privind calculele statice [n variantele de teren [n care s-a modificat raportul Et/Eb se constat` urm`toarele:

- pentru valori ale raportului Et/Eb cuprinse [ntre 1/1 ]i 1/2 nu apar diferen\e sensibile la eforturile din corpul barajului;

- zonele cele mai solicitate sunt la piciorul amonte, la lac gol ]i piciorul aval la lac plin unde apar compresiuni mari cu valori de cca. 40 daN/cm2 [n varianta cu Et=50.000daN/cm2;

- la valori reduse ale raportului Et/Eb sub 1/3 [n zona central` din axul barajului, la lac gol au rezultat eforturi de tensiune orizontale care cresc pe m`sur` ce Et/Eb scade, [n cazul extrem rezultnd tensiuni de cca. 18 daN/cm2;

- o reducere cu acela]i procent a modulului de elasticitate la beton ]i teren nu aduce o modificare esen\ial` [n eforturile din baraj, [ns` dac` se reduce numai Eteren , atunci cresc eforturile de compresiune la piciorul amonte ]i aval al barajului. Cazul cel mai defavorabil apare cnd att zona central` ct ]i zona aval a terenului au modulii de elasticitate foarte redu]i.

{n ceea ce prive]te calculele dinamice se pot face urm`toarele observa\ii:

- la o reducere a modulului de elasticitate al betonului de la 320.000daN/cm2 la 186.000daN/cm2 , la acela]i Et ]i la aceea]i [nc`rcare seismic`, eforturile unitare cresc cu 10-15%;

- zonele cele mai solicitate ale barajului din solicitarea seismic` sunt [n partea superioar` [n dreptul punctelor de schimbare a pantei paramentelor barajului.

Pe baza analizei comparative a rezultatelor calculelor cu metoda elementelor finite cu cele din faza de proiectare ]i unele date din activitatea de UCC se constat` urm`toarele:

- alura diagramelor de eforturi unitare normale verticale la baza barajului difer` [n cele dou` metode de calcul folosite [n faza de proiectare (RM) ]i [n prezent (MEF).Calculul cu elemente finite pune [n eviden\` concentr`rile de eforturi la marginea suprafe\ei [nc`rcate (eforturi maxime de compresiune de 19 daN/cm2 [n faza de proiectare ]i de 25 daN/cm2 [n prezent).

- la eforturi seismice, diferen\ele sunt mai mari. {n faza de proiectare s-a luat coeficientul seismic Ks=0,05, ceea ce conduce la eforturi maxime de 2 daN/cm2 . {n prezent, conform actualei zon`ri seismice Ks=0,12 ]i perioada de col\ Tc=0,7s; [n urma aplic`rii calculului dinamic au rezultat eforturi maxime de 16 daN/cm2 (cutremur MCE) lac plin.

Modificarea [n timp a modulului de elasticitate al betonului din baraj Eb, influen\eaz` [n special eforturile seismice. La o reducere a lui Eb cu 40%, eforturile seismice, rezultate din calculul dinamic cresc cu 10-15%.

- Din compararea rezultatelor de urm`rire a comport`rii barajului cu cele din calculul cu elemente finite rezult` c` diagrama deplas`rilor orizontale amonte - aval are valori comparabile calcul - m`sur`tori, [n special la valori mai mari ale lui Et (110.00daN/cm2). Curba deplas`rilor din m`sur`tori se dep`rteaz` de cea din calcul, [n cazul unui teren mai slab (Et=50.000daN/cm2) luat [n calcul.

Curba eforturilor unitare verticale la baza barajului difer` mult de curba presiunilor rezultat` din m`sur`torile la telepresmetre. {n timp ce rezultanta eforturilor unitare din calcul verific` suma [nc`rc`rilor verticale (greutatea proprie, presiunea vertical` a apei, subpresiunea), rezultanta presiunilor verticale din m`sur`tori reprezint` doar 50% din [nc`rc`rile vericale.

A-2-1-03-01-11. CALCULE DE STABILITATE PRIN MEF - 1996

{n anul 1996 s-a continuat studierea siguran\ei barajului Izvorul Muntelui cu studiul a dou` blocuri reprezentative:

- blocul 13 - nedeversant

- blocul 16 - deversant

Calculele s-au efectuat de c`tre Catedra de Construc\ii Hidrotehnice a Facult`\ii de Hidrotehnic` Bucure]ti. S-a folosit programul de calcul ANSYS bazat pe MEF.

Caracteristicile materialelor considerate [n calcule, att din corpul barajului ct ]i din terenul de fundare au corespuns celor stabilite din probele de laborator efectuate de GEOTEC S.A. Ele sunt prezentate [n tabelul urm`tor pentru ambele blocuri utilizate.

Nr. materialTipul materialuluiModulul de elasticitate E

(tf/m2)Coeficient

Poisson

(

1Beton de parament3.300.0000,17

2Beton [n corpul barajului2.100.0000,18

3Beton [n zona funda\iei2.700.0000,18

4Material [n falie (bloc 16)100.0000,30

5Umpluturi100.0000,25

6Teren de fundare [n zona voalului de etan]are1.000.0000,20

7Teren de fundare - categoria 1 (bloc 13)250.0000,30

8Teren de fundare - categoria 2 (bloc 13)500.0000,35

9Gresii [n terenul de fundare (bloc 16) 1.000.0000,20

Analiza st`rii de eforturi [n ansamblul baraj - teren de fundare s-a f`cut pentru ambele blocuri [n urm`toarele dou` ipoteze de calcul:

Ipoteza I - [nc`rc`ri din greutatea proprie, lac plin la nivel maxim de 513,43mdM, cu

nivel aval 426,00mdM.

Ipoteza a-II-a - [nc`rc`ri din greutatea proprie lac plin la nivelul maxim de 513,43mdM,

cu nivel aval 426,00mdM, cutremur DBE cu accelera\ie maxim` de 0,12g.

Concluzii:

A. Blocul 13

Eforturile principale din corpul barajului sunt de compresiune exceptnd zona de contact cu funda\ia de la piciorul amonte al barajului. Cele mai mari eforturi principale de compresiune se produc [n zona piciorului aval al barajului, valorile lor maxime fiind prezentate [n tabelul urm`tor:

Tipul profiluluiIpoteza de [nc`rcareEforturi principale maxime de compresiune (3(tf/m2)

Profil nedeversantI729,5

Bloc 13II1126,5

Eforturile de lunecare maxime se produc de asemenea [n zona piciorului aval ajungnd la valori maxime de 351,9 tf/m2 (ipoteza I) respectiv 558,4 tf/m2 (ipoteza a-II-a). Aceast` zon` este puternic comprimat` ]i valorile reale ale eforturilor de lunecare sunt:

(ef=(-f(

unde: f - coeficcient de frecare beton - roc`; f=0,7.

Rezult` astfel valori ale lui (ef nesemnificative.

{n zona de contact dintre terenul de fundare ]i piciorul amonte al barajului - parament amonte - apar local eforturi principale de [ntindere evaluate la 27,9tf/m2 [n ipoteza I ]i 208,2tf/m2 [n ipoteza a-II-a. {n aceast` zon`, [n acord cu observa\iile de la numeroase baraje din lume aflate [n exploatare, se dezvolt` [n funda\ie o fisur` vertical` la piciorul amonte al barajului care nu afecteaz` [ns` func\ionalitatea ]i siguran\a construc\iei.

Considernd (r,compresiune=220 daN/cm2 [n betoanele de la paramente, coeficien\ii efectivi minimi de siguran\` la starea limit` de rupere prin dep`]irea capacit`\ii de rezisten\` ai betonului rezult` 3,07 [n ipoteza I ]i 1,94 [n ipoteza a-II-a.

Golurile din corpul barajului nu au influen\at dect local ]i nesemnificativ starea de eforturi [n corpul barajului.

B. Blocul 16

Eforturile principale din corpul plotului deversor sunt de compresiune exceptnd zonele de contact cu funda\ia la piciorul amonte al barajului, zona galeriei de vizitare de la piciorul aval la barajului, valorile lor maxime fiind prezentate mai jos:

Tipul profiluluiIpoteza de [nc`rcareEforturi principale maxime de compresiune (3(tf/m2)

Profil deversantI653,0

Bloc 16II790,5

Eforturile (ef au valori nesemnificative.

Blocul 16 este solicitat la eforturi principale de [ntindere [n zona de contact cu taluzul amonte al funda\iei la piciorul amonte, [n zona adiacent` contactului aval la piciorul aval al barajului ]i [n zona galeriei de vizitare de la piciorul aval. Eforturile principale de [ntindere [n zona piciorului aval au valori de 6,75 daN/cm2 (ipoteza I) ]i 7,96 daN/cm2 (ipoteza a-II-a). {n aceste zone se cosider` c` s-au produs fisuri care au condus la redistribuirea eforturilor. Ele au un caracter local ]i nu pot influen\a siguran\a general` a profilului.

Coeficien\ii efectivi minimi de siguran\` la starea limit` de rupere prin dep`]irea capacit`\ii de rezisten\` la compresiune din [ncovoiere a betonului rezult` egali cu 3,36 (ipoteza I) ]i 2,78 (ipoteza a-II-a), considernd (r,compresiune=220 daN/cm2.

Din considerentele anterioare se poate spune c` pe ansamblu, [n ceea ce prive]te barajul Izvorul Muntelui, zonele de alarm` (unde eforturile efective dep`]esc capacitatea de rezisten\` a materialului) nu exist`, iar zonele de aten\ie se g`sesc [n zona piciorului amonte ]i [n zona piciorului aval inclusiv racordul cu bazinul disipator pentru ploturile deversoare.

De asemenea [n 1996 s-a studiat ]i starea de stabilitate la alunecare cu ajutorul unui model de calcul bazat tot pe MEF, folosind programul ANSYS.

S-au studiat tot blocurile 13 ]i 16 [n urm`toarele ipoteze:

Ipoteza I - lac plin nivelul maxim 513,43mdM, nivel aval 426,00mdM.

Ipoteza a-II-a - lac plin la nivelul extraordinar 516,00mdM, nivel aval 426,00mdM.

Ipoteza a-III-a - lac plin la nivelul maxim 513,43mdM ]i cutremur DBE cu accelera\ie maxim` 0,12g.

Analiza a condus la concluzia c` stabilitatea la alunecare a celor dou` blocuri este asigurat` chiar [n cele mai pesimiste ipoteze de calcul. {n ipoteza cu lacul plin ]i f`r` cutremur, coeficien\ii de siguran\` la alunecare au variat [n limitele 1,32.....2,08 de-a lungul diverselor suprafe\e de alunecare considerate [n calcul. Coeficien\ii de siguran\` la alunecare cei mai mici [n cadrul limitelor prezentate mai [nainte au rezultat pe suprafe\e de contact baraj -funda\ie. Plotul nedeversant 13, nefiind [ngropat [n roc` la piciorul aval [n aceea]i m`sur` ca plotul 16, este comparativ mai expus la alunecare dect plotul 16.

{n cazul consider`rii [n ipoteza lac plin a unui cutremur de 0,12g coeficien\ii de siguran\` la alunecare au rezultat [n limitele 1,03........1,36 pentru coeficien\ii de frecare pesimi]ti. Aceea]i concluzie care a fost prezentat` mai [nainte se men\ine [n privin\a coeficien\ilor relativi de stabilitate a plotului 13 fa\` de plotul 16.

{n concluzie, pe baza datelor disponibile [n aceast` etap`, se poate spune c` barajul Izvorul Muntelui [ndepline]te criteriile [n vigoare privind stabilitatea la alunecare.

A-2-1-03-02. CALCULE DE INFILTRA|II INCLUSIV INFLUEN|A AMENAJ~RII ASUPRA REGIMULUI APELOR SUBTERANE DIN ZONA

Calculele au fost efectuate pentru determinarea celor dou` elemente de baz` ale voalului:

lungimea voalului =

grosimea voalului =

Pentru determinarea formulelor de calcul s-a considerat c` domeniul subteran de scurgere a apelor de infiltra\ie este alc`tuit dintr-un mediu omogen ]i izotrop, nelu@ndu-se [n calcule efectul drenajelor.

Calculul s-a efectuat pentru dou` scheme :

Schema I - radier plan cu un perete impermeabil [n fa\`, a]ezat pe un mediu imprmeabil semiinfinit.

Schema II - radier plan, cu un perete impermeabil [n fa\`, [ncastrat [n stratul impermeabil.

Pentru schema I calculul s-a f`cut prin dou` metode:

a) Utiliz@nd formulele analitice stabilite prin transform`ri conforme [n hidrodinamica teoretic` a apelor subterane.

b) Utiliz@nd diagramele din normele tehnice sovietice TU-24-112-48.

{n ambele metode s-a efectuat calculul pentru voalul executat din galerie (deplasat spre aval) ]i pentru voalul situat la piciorul amonte, \in@nd seama de dimensiunile reale ale barajjului. Calculul s-a f`cut [n ipoteza c` subpresiunea se reduce cu coeficientul

=0.6 a]a cum se arat` [n Cap. I Calcule statice ]i stabilitatea barajului paragraful a. Date de baz` .

{n proiect s- a adoptat un voal de ad@ncime medie de 70m, cu injec\ii pe 3r@nduri efectuate [n galerie ]i distan\ate la cota 2.00m pe direc\ia longitudinal` baarajului. R@ndurile se dispun la 1.00m unele de altele. Pentru consolidarea [n amonte, se execut` la o ad@ncime de 15.00m [ntre ele. {n acest fel se satisfac rezultatele calcului care cer injec\ii de 70m ad@ncime ]i o grosime a voalului de maximum 2.40m ( [n schema I de calcul ).

Calcule hidrodinamice

A. Elemente geometrice

B. Subpresiunea admis` [n proiect

h2=26,50m

h1=26,50 + 0,6(116,50 26,50)=80,50

;

Calculul adncimii voalului

1. Voalul executat din galeria de injec\ii

Calculul se face cu formule ob\inute prin transform`ri conforme, [n ipoteza unui mediu poros omogen ]i izotrop.

Presiunea unitar` pentru H=1,00m este dat` de formulele:

amonte:

aval:

unde:

l1=11,80m l2=99,67m

s=40; 50; 60; 70..........m

s=40m

amonte

aval

2. Voalul executat la piciorul amonte

Calculul dimensiunilor voalului dup` normele sovietice T.U. 24 112 48

1.Voal din galerie

Considernd s = 80m (cifra s-a ales [n urma unor serii de [ncerc`ri)

Dac` l=2,40

Din diagram` rezult` (=0,515

a. Lac plin, cota apei [n aval la 426,00 mdM

H=516,00-426,00=90,00 m

Subpresiunea: P=90x11,80+0,5x43,60x99,67+26,5x111,47=6200 t

b. Lac plin, cota apei [n aval la 422,00 mdM

H=16,00-422,00=94,00 m

h1=516,00-399,50=116,50 m

h2=422,00-399,50=22,50 m

Subpresiunea: P=94x11,80+0,5x45,6x99,67+22,5x111,47=5900 t

2. Voal la piciorul amonte

Lac plin, cota apei [n aval la 426,00mdM

H=90,00m h2=26,50m

Din diagram` rezult`:

; ;

Dac` se consider` l=2,00m, gradientul maxim admisibil:

l=2,00m

b. Lac plin, cota [n aval la 422,00mdM

H=94,00m h2=22,50m

; ; S=40,00m.

Calculul voalului dup` recomand`rile Institutului Glavghidroproiect.

Ipoteza de calcul

Voalul se consider` [ncastrat [n stratul impermeabil, acesta situndu-se sub linia de separa\ie [ntre zona cu absorb\ie medie q = 0,80 l/min.m.atm. ]i zona cu absorb\ie medie q = 0,10 l/min.m.atm.

Voalul se consider` permeabil, cu o permeabilitate specific` q = 0,10 l/min.m.atm.

Dimensiunile galeriei de injec\ii

R aza de ac\iune a cimenta\iei = 1,00m (vezi P.T. vol.42)

Din T.U.-24-112-48, din diagram` (pag.51), pentru q=0,08l/min(m(1m col.ap` ]i H=90m, rezult` distan\` necesar` [ntre foraje (1,15m.

Se ia distan\a [ntre ]irurile extreme (I ]i III)=2,00m.

{ntr-un ]ir, distan\a [ntre foraje se ia 2,00m. (raza de ac\iune [n direc\ia stratifica\iei este mai mare).

Din schema de mai sus rezult` grosimea voalului l=2,00m. Transformnd grosimea voalului [n lungime de radier pe medie cu un Kr=8Kv (Kr=coeficient de permeabilitate pentru roc`; Kv=coeficient de permeabilitate [n voal).

LBD=2,00x8=16,00m

Diagrama subpresiunilor pe talpa de funda\ie:

Subpresiunea admis` [n calcul :

Rezult` c` [n aceast` ipotez` voalul nu-]i [ndepline]te rolul de reducere a subpresiunii ,acest lucru fiind atribuit drenajelor,voalul constituind o rezerv` .

A-2-1-03-03-1. CALCULUL HIDRAULIC AL EVACUATORILOR. GOLIRILE DE FUND

Determinarea capacit`\ii, a liniei piezometrice ]i a formei desc`rc`torilor, precum ]i a nivelului apelor aval a f`cut obiectul [ncerc`rilor pe model executate [n Institutul de cercet`ri hidroeconomice (V.U.V.) din Praga ]i prezentate [n cadrul volumului 49 al Proiectului Tehnic. Calculele hidrotehnice de mai jos au fost efectuate [n acela]i institut ]i rezultatele au servit ca punct de plecare pentru executarea modelelor ]i pentru [ncerc`ri.

1. Capacitatea golirilor de fundDiametrul golirilor = 2,5m

Viteza [n conduct` = V1Pierderi [n gr`tare.

z1=

EMBED Equation.2 dup` Kirachner

=1,79s=0,15mb=0,30m

Suprafa\a de trecere [n fa\a gr`tarelor este la fel de cca 45m2. Faptul c` nu [ntreaga suprafa\` a prizei este la fel de eficace ]i \in@nd seama de forma prizei ]i de pilele gr`tarului, s-a admis din motive de siguran\` o suprafa\` de numai 25m2.

=0,03

Pierderi la priz`

=0,06

Pierderi pe conduct` pentru o lungime l=81,00m

(n=0,013)

;

Pierderi din schimbarea direc\iei =28,5(

Pierderi prin schimbarea progresiv` a profilului.

(cu 15%) ]i schimbarea vitezei de la v1 la v2

Ecua\ia pentru capacitatea de evacuare a unei goliri:

Cota maxim` de reten\ie

516,00mdM

Cota axei conductei la v`rsare425,25mdM

Hmax= 90,75m

m3/s ( pentru o golire )

m3/s pentru 4 goliri

m/s

2.Linia piezometric` a golirii de fund.

Pentru a putea determina linia piezometric` [n golire s-a calculat presiunea presiunea [n trei puncte ]i anume imediat [n spatele prizei (A), [n punctul din fa\a cotului principal al conductei (B) (la 66m distan\` de la priz`) ]i la cap`tul cotului [naintea [ngust`rii (C) (76m distan\` de la priz`). Rezultatele calcului presiunii sunt cuprinse [n tabelele de mai jos (presiunile sunt indicate [n m. coloan` de ap` peste presiunea atmosferic` ]i se refer` la axa conductei ).

PunctulCota axei

conducteiCota nivelului apei deasupra barajului

516,00490,00470,00450,00

A

B

C434,25

430,69

428,0035,25

21,41

15,5023,25

14,51

11,1213,45

8,61

7,153,25

2,06

2,45

Din tabel reiese c` conducta este expus` pe toat` lungimea ei presiunilor pozitive ]i c` nu este probabil s` ia na]tere cavit`\i chiar la nivelele mici [n lac, cu condi\ia ca toate p`r\ile conductei s` fie executate corect din punct de vedere hidraulic. O sc`dere a presiunii [n punctul B la 1,25 (adic` la presiunea atmosferic` [n partea superioar` a conductei) este posibil` numai la cobor@rea nivelului apei la cota cca 445,00, ceea ce la exploatare normal` este cu totul improbabil de conceput. Diagrama liniei piezometrice este reprezentat` hidraulic [n planul NHM-15-4014-43315.

A-2-1-03-03-2. CALCULUL HIDRAULIC AL EVACUATORILOR. DEVERSORUL

1. Profilul deversorului.

Forma suprafe\ei deversorului s-a calculat cu ajutorul rezultatelor de m`sur`tori indicate [n lucrarea Studies of crests for overfall dams publicat` de U.S. Bureau of Reclamation, denver, deoarece paramentul amonte al barajului este oblic ]i rezultatele [ncerc`rilor pe men\ionate permit determinare formei crestei deversorului pentru orice pant` a paramentului amonte. Suprafa\a deversorului a fost proiectat` dup` forma suprafe\ei inferioare a lamelei deversante ]i deci reprezint` suprafa\a pentru starea f`r` presiune. Creasta deversorului s-a stabilit la cota 509,00, iar panta paramentului aval al barajului s-a p`strat ca la blocurile nedeversoare de 1/0,551.

Influen\a eventual` a st`vilarului segment asupra presiunilor pe creasta deversorului barajului se cerceteaz` pe model.

Dup` calculul coordonatelor crestei deversorului, care s-a executat admi\@ndu-se o pant` a paramentului amonte 1/0,220 ]i a reprezent`rii grafice a rezultatelor a dat ca pant` corect` a paramentului amonte raportul 1:4,54, adic` aproape o pant` egal` cu cea apreciat` ini\ial. Reprezentarea grafic` a rezultatelor calculelor se afl` pe plan]a EHM-15-4566-47889.

2. Capacitatea deversorului.

{n`l\imea nivelului apei [n baraj deasupra crestei deversorului = h.

{n`l\imea muchiei inferioare a segmentului peste creasta deversorului = a.

La calculul capacit`\ii trebuie s` se deosebeasc` dou` cazuri:

1). h>a

Dac` pentru se aplic` formula dup` Tolkmitt ob\inem:

unde b=15-3,50=11,50m pentru un c@mp deversor.

Rezult` apoi petru valorile m ]i pentru

Valoarea medie pentru

pentru un c@mp deversor.

2) h>a

Pentrus-au ales valori dup` rezultatele cercet`rilor hidrotehnice cu devers`ri f`r` subpresiune. Dup` aceste indica\ii este valabil urm`torul raport:

(m) 1 2 3 4 5 6 7

0,610 0,635 0,665 0,685 0,710 0,725 0,740

Rezultatele calculelor sunt cuprinse [n tabelele urm`toare:

Deschiderea

st`vilarului

segment

Capacitatea unui c@mp deversor

Cota nivelului apei [n barajCapacitatea

a 4

derversoare

b=46,00m 516,00

510,00511,00512,00513,00514,00515,00516,00

1,0020,741,4 53,50 63,30 72,30 79,10 86,00 344,00

2,00

61,00 95,00117,00135,60151,00165,00 660,00

3,00

117,50158,50189,00214,00237,50 950,00

4,00

186,50231,00268,00300,501202,00

5,00

270,50310,00354,001416,00

6,00

362,00396,001584,00

7,00

465,001860,00

A-2-1-03-03-3. CALCULUL HIDRAULIC AL EVACUATORILOR. DISIPATORUL DE ENERGIE

1. Cheia limnimetric` [n albia regularizat`.

Pentru calculul disipatorului de energie este important s` se cunoasc` cheia limnimetric` a albiei r@ului aval de baraj. Pentru a-l putea calcula trebuie s` se presupun` o anumit` form` a albiei r@ului [n aval de disipatorul de energie ]i s` se plece la calcul de la cheia limnimetric` a albiei actuale. Ca baz` au servit profilele transversale ale albiei ]i cheia limnimetric` [n profilul nr. 8 al planului RSH-15-529-5360, adic` [n profilul limnigrafului de ast`zi. Cheia limnimetric` [n profilul limnigrafului a fost extrapolat` din nou cu valoarea

=1,75 din formula dup` Bazinov, deoarece [n extrapolarea executat` de I.S.P.E.

a fost prea mic. Pentru calcul s-au folosit profilele nr.8, 39, 42, 46, 49, 52 ]i 56 ]i dup` cheia limnimetric` a profilului nr. 8 s-a calculat cheia limnimetric` a profilului nr. 56. Suprafa\a din profilele nr. 39, 42, 46 s-a [nmul\it cu cos

,

reprezent@nd unghiul [ntre profil ]i linia de curgere, \in@nd seama de pozi\ia oblic` a profilelor. Dup` determinarea liniei de debit [n profilulul 56, s-a calculat cheia limnimetric` la cap`tul aval al disipatorului de energie proced@nd [n mod similar ca mai sus, [ns` de data aceasta invers curgerii ]i [n ipoteza unei albii regulate cu profil constant cu l`\imea talpei de 70,00m ]i o [nclinare a malului [n raport 1:2, la o valoare

=1,6. Pragul disipatorului de energie s-a admis la cota 422,00. Calculele servesc pentru orientare [n vederea determin`rii bazelor pentru calculul disipatorului de energie. Rezultatele calculului pot fi cuprinse [n urm`toarea tabel`:

Q m3/sCota nivelului apei

la limnigraf

pf. 08pf.56treapta disipatorului de

energie

140

560

1000

1860

2000

2200424,60

425,80

426,70

427,90

428,00

428,14423,80

424,59

425,30

425,87

425,95

426,02424,00

425,05

425,80

426,87

427,00

427,10

2. Calculul disipatorului de energie.

Calculul s-a efectuat dup` procedeul indicat [n lucrarea O dimensorani vyraru(Despre dimensionarea disipatoarelor de energie) de ing. dr. C. Steie, ap`rut` [n Tenhn. Obzov, XIV, nr.16 folosindu-se constantele ]i diagramele autorilor sovietici Pavlovsky, Certousov ]i Bachmanov, admi\@du-se urm`toarele cazuri caracteristice.

1) Evacuare pritr-o golire

140m3/s

2) Evacuare prin toaate golirile

510m3/s

3) Deversor pentru toate c@mpurile

1860m3/s

4) Deversor ]i evacuare prin goliri

2000m3/s

(conform Protocolului din Bucure]ti, iunie 1957)

Dimensiunile disipatorului de energie depind de felul cum se l`\e]te lama de ap` [n disipatorul de energie. Aceast` l`\ime se va stabili de abia pe model, [ns` din motive de siguran\` se admite o valoare relativ mic` a l`\imii

5,00m.

m3/s.m.

Viteza max. de scurgere

m

{n`l\imea relativ` a saltului hidraulic

13,54m;

Radierul disipatorului de energie se admite la cota 410,00. Dac`

este ad@ncimea disipatorului de energie ]i

[n`\imea apei aval, atunci m.

Gradul de disipare al saltului hidraulic:

Aceast` disipare este mic`, dar \in@nd seama de l`\imea admis` mic`

pentru l`\imea lamei de ap` o ad@ncime de 422,00 - 410,00=12m pare a fi foarte suficient` pentru disipator.

Valorile

]i

sunt la fel ca cele din cazul de mai sus.

Nivelul apei aval se afl` la cota aproximativ 425,05 ]i

=15,05

deci mai defavorabil dec@t [n cazul de mai sus.

Fa\` de [n`l\imea mare a deversorului se poate admite c` lama de ap` se poate [ntinde pe toat` l`\imea disipatorului, adic` pe l`\imea de 4 blocuri cu c@te 15,00m minus l`\imea unei pile de 3,5m.

m3/s.m

Se aplic` ecua\ia Bernoulli:

= (cota nivelului [n lac- cota radierului disipatorului)

unde

este viteza de intrare, care se poate admite egal` cu zero

factor de pierdere

unde

se admite dup` Pavlovski

pentru profil [nalt

S` admitem din nou cota radierului disipatorului la 410,00

m

Dup` transformare, ecua\ia men\ionat` mai sus, [n care:

]i

d`

Dup` diagrama lui Rachmanov pentru

=0,85,

=0,0084,

m

m

Nivelul apei subterane se afl` la cota aproximativ 426,87

Certousov afirm` c`

trebuie s` aib` o valoare de 1,05 p@n` la 1,10. |in@nd seama c` [n cazul de fa\` este vorba de un profil foarte [nalt ]i c` aerisirea lamei deversante va fi considerabil`, se poate admite ca satisf`c`toare cota radierului 410,00.

m3/s. m m

m

m

Nivelul apei subterane se afl` la cota aproximativ 427,00

m

]i este valabil` aceea]i observa\ie ca mai sus.

Dup` Smetana, lungimea minim` a disipatorului de energie este dat` de ecua\ia m. Dac` aplic`m aceast` ecua\ie la ultimul caz men\ion@nd, unde diferen\a [ntre

]i

este cea mai mare, se ob\ine:

m

Dimensiunile calculate ale disipatorului de energie sunt deci:

Ad@ncimea 12,00m (pragul la cota 422,00 ]i radierul la cota 410,00)

Lungimea 75,00m.

Prin faptul c` trecerea de la suprafa\a deversorului la radierul disipatorului de energie este dat` [n forma a dou` arce cu razele de 25 ]i 40m cu o dreapt` intercalat` de 7,30m lungime ]i c` primul arc se afl` relativ sus pe paramentul aval (datorit` golirii de fund), apare o oarecare siguran\` [n ce prive]te punctul de unde trebuie s` se m`soare lungimea de 75,00m. De aceea se propune pentru proiect, s` se admit` lungimea disipatorului de energie de 65,00m ]i anume socotit` de la cap`tul suprafe\ei deversorul p@n` la cap`tul disipatorului de energie la cota 422,00 adic` 90,00 de la linia de intersec\ie [ntre paramentul aval al barajului ]i radierului disipatorului la cota 410,00.

Aceste calcule hidraulice au fost verificate prin [ncerc`ri de modele.

Rezultatele asupra capacit`\ii de evacuare a deversorului ]i golirilor de fund se dau comparativ [ntre valorile de calcul ]i acelea de [ncercare pe model, [n partea B Descrierea barajului , cap. VII Evacuarea apelor mari paragraful a. Evacuarea [n timpul exploat`rii aliniatul 1. Capacitatea evacuatorilor .

{ncerc`rile pe model efectuate asupra Barajului sunt prezentate [n vol. 49 al prezentului Proiect Tehnic.

A-2-1-03-03-4. INFLUEN|A LACULUI ASUPRA APELOR SUBTERANE

S-a precizat nivelul maxim de exploatare 513,00, iar nivelul maxim la viitur` 516,00. Ca urmare la aceasta, toate cl`dirile cu pardoseala sub 516,00 vor fi demolate. Toate cl`dirile care respect` condi\ia de mai sus, ]i au funda\ia deasupra nivelului maxim de exploatare 513,00, nu vor avea de suferit din cauza ridic`rii nivelului extrem de rar la cota 516,00, chiar dac` sunt lng` lac cu condi\ia de a fi fundate pe terenuri stabile.

{n general relieful la marginea lacului fiind destul de accentuat, ridicarea nivelului apelor la malul lacului nu va avea influen\e asupra pnzei freatice, dect la distan\e scurte, ]i va r`mne [n interiorul zonei care se supune exproprierii.

A-2-1-03-04. ARMAREA BARAJULUI

Barajul de greutate este o construc\ie masiv` care rezist` la ac\iunea for\ei principale presiunea hidrostatic` - numai prin greutatea sa. Calculul sù de dimensionare ]i verificare, precum ]i determinarea rezisten\elor ]i a direc\iilor de scurgere a eforturilor s-a f`cut [n ipoteza c` barajul este un bloc masiv, omogen ]i izotrop. {n realitate distribu\ia de rezisten\e este perturbat` fie prin introducerea de goluri, galerii sau pu\uri [n corpul barajului, fie sub influen\a unor reac\iuni suplimentare datorite deforma\iilor inegale [ntre corpul barajului ]i trenul de funda\ie, contrac\ii betonului, varia\iilor de temperatur`. Dac` concentr`rile de rezisten\e cauzate de prezen\a golurilor se pot calcula, influen\a celorlalte ac\iuni este greu s` fie prins` [n calcul. Aceste influen\e dau na]tere [n general la concentr`ri de eforturi suplimentare, de tensiune sau compresiune, care pot provoca fisurarea barajului.

Pentru asigurarea monolicit`\ii blocurilor, ct ]i pentru a se preveni deterior`ri ale construc\iei din punct de vedere static ]i al permeabilit`\ii s-au luat o serie de m`suri : consolidarea terenului de funda\ie, alegerea unui ciment ]i a unui dozaj pentru beton de a]a natur` ca betonul s` aib` o c`ldur` de priz` ]i o contrac\ie ct mai mic`, turnarea betonului la temperaturi ct mai mici, r`cirea componentelor betonului ]i armarea barajului.

Armarea s-a f`cut [n urm`toarele zone ale barajului :

a) [n lamelele de funda\ie;

b) [n pinten;

c) [n jurul galeriilor ]i golurilor.

a) Armarea lamelelor de funda\ie.

Condi\iile geologice ]i topografice care condi\ioneaz` aceast` problem` sunt :

- diferen\ele [ntre modulul de elasticitate al betonului ]i al rocii de funda\ie, dar mai ales varia\ia propriet`\ilor de tasare ale rocii de funda\ie din ampriza barajului;

- diferen\ele relativ mari [ntre cotele de funda\ie ale blocurilor de pe versan\i impuse de panta mare a versan\ilor (30 45o). Aceast` diferen\` a fost prev`zut` [n proiect s` se realizeze prin maximum trei trepte a c`ror diferen\` de nivel s` fie de circa 3 5 m.

Fa\` de aceast` situa\ie, avnd [n vedere dimensiunile mari ale barajului ]i faptul c` :

- [n rostul de funda\ie se dezvolt` eforturi mari din temperatur` ]i contrac\ia betonului, gradientul de temperatur` lund valori mari datorit` rocii de funda\ie a c`rei temperatur` este relativ sc`zut` (8 10oC);

- prezen\a [n rostul de funda\ie a neregularit`\ilor rocii rezultate din prelucrarea suprafe\ei sunt puncte de concentr`ri de eforturi locale, de zone tensionate, care sunt generatoare de fisuri (lucru observat pe construc\ii existente)

s-a considerat necesar ca lamelele inferioare s` fie armate cu arm`tur` longitudinal` dispus` la dou` nivele.

Arm`tura longitudinal` inferioar` s-a a]ezat pe talpa de beton, care egalizeaz` toate neregularit`\ile rostului de funda\ie ]i a c`rei pant` este uniform` (de 1/15 la blocurile nedeversoare ]i 1/10 la blocurile deversoare). Aceast` arm`tur` este astfel aleas` [nct cele 4 5 lamele inferioare s` fie considerate beton slab armat.

Arm`tura de rezisten\` este a]ezat` longitudinal blocului ]i este format` din bare ( 40 mm distibuite diferit, func\ie de [n`l\imea blocului ]i de situa\ia [n bloc. Blocurile [nalte din vale sunt armate cu 4 6 bare pe metru (50 75 cm2/m), iar blocurile mai mici de pe versan\i, spre exemplu blocul 4 este armat cu 3 4 bare pe metru (38 50 cm2/m). Pe aceea]i treapt` arm`tura se [ndese]te de la parament c`tre punctul de treime aval, respectiv [n blocurile cu pinten c`tre marginea amonte a pintenului. Barele [n general sunt drepte.

Arm`tura de montaj ]i de reparti\ie este 2(20mm/m, iar [n cazul [n care ]i ea este supus` la vreo solicitare de 3(20mm/m. Aceast` dispozi\ie de principiu a fost adaptat` la execu\ie situa\iilor reale geologice \inndu-se seama de prezen\a zonelor brecifiate ale faliilor, zone [n care arm`tura s-a [ndesit.

Arm`tura longitudinal` superioar` s-a betonat [n lamela a III-a sau a V-a socotind deasupra arm`turii inferioare, imediat dup` betonarea primului strat de leg`tur` al acestor lamele. Ea s-a dispus orizontal ]i s-a realizat din bare (30mm, care s-au [ndesit ca]i barele din re\eaua inferioar` de la paramente c`tre mijloc, num`rul barelor variind [ntre 3 ]i 5. Arm`tura de reparti\ie dispus` transversal blocului este de 3(20mm. {n zonele [n care arm`tura a trecut [n lamela superioar` s-a asigurat o petrecere de circa 3,00m pentru conlucrarea arm`turilor.

Blocurile de pe versan\i care sunt fundate la diferite nivele, prezint` pericolul ca la muchiile treptelor s` se produc` concentr`ri de eforturi ]i deci zone de tensiune care s` produc` fisuri longitudinale [n baraj. Aceste muchii s-au prev`zut a fi consolidate cu arm`turi de col\.

Arm`tura de col\ s-a a]ezat la muchiile formate din intersec\ia dintre treptele ]i contratreptele t`lpii de funda\ie. Ea este format` dintr-o re\ea a]ezat` pe treapt` care apare [n continuarea re\elei de arm`tur` longitudinal` de pe treapta respectiv` ]i o arm`tur` a]ezat` paralel cu contratreapta. Re\eaua de pe treapt` este alc`tuit` din arm`tura de rezisten\` a]ezat` transversal blocului de 3(30mm/m plus 3(20mm/m (arm`tura de reparti\ie a re\elei inferioare). Re\eaua contratreptei este format` din bare de rezisten\` de 4(30mm/m dispus` [n plane verticale longitudinale barajului ]i paralel cu contratreapta ]i 1,5(20mm/m arm`tur` de montaj ]i reparti\ie a]ezat` longitudinal blocului.

Barele [n cadrul aceleia]i re\ele s-au a]ezat :

- uniform repartizate, [n zonele [n care nu s-au f`cut injec\ii;

- [n pachete dispuse la circa 50 cm unul de altul, lumina [ntre dou` bare din acela] pachet fiind de minimum 6 cm. {n zonele galeriilor de injec\ii nu s-au [n`dit bare prin petrecere. Acest mod de a]ezare a fost adoptat pentru a [ndep`rta posibilitatea tìerii arm`turilor prin forarea gùrilor de injec\ie.

Cantit`\ile medii de arm`tur` pus` [n oper` au fost :

- arm`tura pe m2 de suprafa\` de funda\ie ([n proiec\ie orizontal`) 140 Kg/m2;

- arm`tura pe m3 de beton din [ntreg barajul 2,4 Kg/m3.

b) Armarea pintenului

Dat` fiind situa\ia geologic`, stratifica\ia ]i intercala\iile de ]isturi argiloase [ntre straturile de gresie, rezisten\ele date de baraj pe talpa de funda\ie se distribuie defavorabil cu concentr`ri mari de eforturi de compresiune [n terenul de funda\ie aval de baraj. Pentru o distribu\ie favorabil` ]i pentru a [locui terenul mai slab cu un material mai rezistent s-a introdus pintenul de beton. Pentru a se distribui [n mod uniform presiunile pintenului pe suprafa\a vertical` de contact cu terenul de funda\ie s-a rigidizat aceast` parte a pintenului.

Armarea s-a f`cut cu 5(40mm/m pe peretele vertical inclusiv la racordarea [ntre acest perete ]i suprafa\a orizontal` de reazem. Treapta de baz` a pintenului s-a armat cu 4(40mm/m, iar treptele intermediare pn` la baraj cu (3 4)(30mm/m. Arm`tura de reparti\ie a fost de 2 3 bare (20mm/m.

Cantitativ armarea reprezint` circa 19 Kg/m3 la m3 de beton din pinten.

c) Armarea galeriilor

Galeriile ofer` prin sec\iunea lor goluri [n profilul barajului, goluri care duc la concentr`ri de eforturi locale ]i dau na]tere la eforturi de tensiune.

S-a recomandat ca armarea [n jurul galeriilor s` se fac` dup` urm`toarele principii :

- eforturile de tensiune ce apar [n jurul golului s-au predat [n [ntregime arm`turii;

- zonele din jurul galerie cu concentr`ri de eforturi de compresiune s-au armat ]i ele pentru a se putea asigura betonului armat un grad de siguran\` cel pu\in egal cu acela al betonului simplu din corpul barajului supus numai la eforturi obi]nuite;

- galeriile s-au armat cu o arm`tur` constructiv` chiar dac` nu au ap`rut cre]teri mari de eforturi sau eforturile de tensiune au fost mici mici.

Aceste principii de armare s-au justificat prin aceea c` :

- eforturile de tensiune sau cre]terea eforturilor de compresiune rezultate din schimbarea distribu\iei eforturilor din corpul barajului prin apari\ia golurilor nu trebuiesc l`sate pe seama betonului;

- [n jurul galeriilor fenomenele de r`cire ]i de contrac\ie sunt mai puternice;

- galeriile sunt puncte slabe [n corpul barajului, iar experien\a a ar`tat c` [n general de la galerii pornesc cele mai multe fisuri.

Din aceste motive s-a justificat arm`tura constructiv` ]i chiar acolo unde au ap`rut eforturi de tensiune admisibile conform normelor pentru betonul simplu, efortul de tensiune s-a predat [n [ntregime arm`turii.

Arm`tura calculat` pentru galeriile ]i golurile din baraj este :

1. Galeria de injec\ii

[n zona inundabil` pn` la cota 426

1,30 0,80 t/m

peste cota 426

0,90 0,26 t/m

2. Galeria de drenaj

[n zona inundabil`

0,80 0,30 t/m

peste cota 426

0,30 0,16 t/m

3. Galeria de transport

0,92 t/m

4. Galeria de acces ]i leg`tur`

[n zona inundabil`

0,83 t/m

peste cota 426

0,34 0,05 t/m

5. Pu\urile pendulelor

0,04 0,33 t/m

6. Pu\urile pompelor

3,34 0,60 t/m

7. Pu\urile de acces

[n zona inundabil`

4,15 0,83 t/m

peste cota 426

0,83 0,06 t/m

Dispozi\ia constructiv` adoptat` este redat` [n planurile din Mapa A-2-1-02 din prezentul proiect.

EMBED PBrush

L=39,30+72,17=111,47m ( 111,50 m

EMBED PBrush

399,50

Cota amonte 516,00mdM

Cota aval 426,00mdM

516,00 399,50 = 116,50m

426,00 399,50 = 26,50m

EMBED PBrush

H=516,00-426,00=90m

EMBED PBrush

EMBED Equation.3

EMBED PBrush

EMBED PBrush

EMBED PBrush

EMBED PBrush

EMBED WangImage.Document

EMBED PBrush

EMBED Equation.3

EMBED PBrush

EMBED Equation.3

P= EMBED Equation.3

F-PO-028-02, act.1

_935316655.unknown

_969791398.unknown

_970051539.unknown

_971509162.unknown

_971511564.unknown

_971604210.unknown

_971604255.unknown

_971604352.unknown

_971604402.unknown

_971604426.unknown

_971762672.bin

_971866415.unknown

_971605026.unknown

_971604415.unknown

_971604388.unknown

_971604271.unknown

_971604344.unknown

_971604263.unknown

_971604221.unknown

_971604245.unknown

_971604217.unknown

_971513000.unknown

_971603027.unknown

_971603036.unknown

_971513155.unknown

_971513199.unknown

_971513183.unknown

_971513013.unknown

_971511776.unknown

_971512983.unknown

_971511608.unknown

_971510595.unknown

_971511261.unknown

_971511451.unknown

_971511473.unknown

_971511374.unknown

_971510610.unknown

_971510671.unknown

_971510691.unknown

_971510704.unknown

_971510618.unknown

_971510602.unknown

_971510437.unknown

_971510556.unknown

_971510588.unknown

_971510538.unknown

_971509393.unknown

_971509677.unknown

_971509220.unknown

_970302288.unknown

_970303033.unknown

_970316977.unknown

_971507680.unknown

_970316497.unknown

_970315118.unknown

_970303091.unknown

_970302941.unknown

_970302990.unknown

_970302763.unknown

_970299541.unknown

_970301932.unknown

_970302174.unknown

_970300521.unknown

_970052042.unknown

_970056566.unknown

_970051856.unknown

_969864546.unknown

_969970489.unknown

_970049102.unknown

_970050060.unknown

_970050906.unknown

_970051176.unknown

_970049689.unknown

_970046199.unknown

_970046855.unknown

_970044785.unknown

_969969849.unknown

_969970353.unknown

_969970432.unknown

_969970105.unknown

_969865535.unknown

_969867972.unknown

_969871932.unknown

_969868063.unknown

_969866202.unknown

_969864772.unknown

_969865458.unknown

_969864665.unknown

_969862294.unknown

_969863916.unknown

_969864065.unknown

_969864373.unknown

_969863983.unknown

_969863292.unknown

_969863686.unknown

_969863239.unknown

_969793075.unknown

_969861950.unknown

_969862066.unknown

_969793692.unknown

_969792628.unknown

_969792950.unknown

_969791637.unknown

_935390184.unknown

_969702403.unknown

_969785228.unknown

_969790472.unknown

_969790717.unknown

_969790844.unknown

_969790601.unknown

_969786023.unknown

_969786744.unknown

_969785940.unknown

_969705359.unknown

_969705700.unknown

_969785049.unknown

_969705604.unknown

_969702842.unknown

_969703054.unknown

_969702764.unknown

_969697148.unknown

_969700889.unknown

_969701551.unknown

_969702279.unknown

_969701018.unknown

_969699629.unknown

_969699937.unknown

_969698186.unknown

_969694967.unknown

_969696329.unknown

_969696564.unknown

_969695334.unknown

_936097450.unknown

_969693759.unknown

_935390366.unknown

_935318708.unknown

_935319311.unknown

_935319560.unknown

_935319913.unknown

_935320120.unknown

_935319717.unknown

_935319415.unknown

_935319458.unknown

_935319337.unknown

_935319114.unknown

_935319188.unknown

_935319232.unknown

_935319162.unknown

_935318928.unknown

_935319024.unknown

_935318829.unknown

_935317481.unknown

_935318311.unknown

_935318516.unknown

_935318665.unknown

_935318470.unknown

_935317735.unknown

_935317937.unknown

_935317617.unknown

_935317102.unknown

_935317325.unknown

_935317425.unknown

_935317209.unknown

_935316940.unknown

_935317025.unknown

_935316686.unknown

_935311279.unknown

_935314447.unknown

_935315714.unknown

_935316321.unknown

_935316429.unknown

_935316540.unknown

_935316395.unknown

_935315997.unknown

_935316237.unknown

_935315904.unknown

_935315020.unknown

_935315256.unknown

_935315482.unknown

_935315175.unknown

_935314676.unknown

_935314831.unknown

_935314598.unknown

_935313695.unknown

_935314119.unknown

_935314285.unknown

_935314372.unknown

_935314176.unknown

_935313903.unknown

_935314049.unknown

_935313783.unknown

_935312129.unknown

_935313402.unknown

_935313627.unknown

_935312134.unknown

_935311400.unknown

_935311609.unknown

_935311678.unknown

_935311487.unknown

_935311331.unknown

_935303537.unknown

_935309619.unknown

_935310495.unknown

_935311101.unknown

_935311182.unknown

_935310964.unknown

_935310011.unknown

_935310166.unknown

_935309926.unknown

_935304837.unknown

_935306164.unknown

_935309274.unknown

_935305283.unknown

_935304032.unknown

_935304343.unknown

_935303637.unknown

_935300923.unknown

_935302743.unknown

_935302923.unknown

_935303016.unknown

_935302840.unknown

_935301187.unknown

_935302559.unknown

_935301077.unknown

_935300331.unknown

_935300614.unknown

_935300745.unknown

_935300468.unknown

_935299703.unknown

_935299882.unknown

_935299539.unknown

Breviare de Calcul

Documents

Transcript of Breviare de Calcul