Содержание к диссертации
Введение
Глава I Проблемы и перспективы строительства и эксплуатации оградительных сооружений откосного профиля в морских портах россии 11
1.1. Современное состояние морских портов России и перспективы строительства новых портовых акваторий 11
1.2. Зарубежный опыт проектирования, строительства и эксплуата ции оградительных сооружений откосного профиля 23
1.2.1. Сооружения с креплением откосов естественным камнем 23
1.2.2. Сооружения с креплением откосов бетонными массивами.. 25
1.2.3. Сооружения с креплением откосов фасонными блоками 27
Глава II. Повреждения и катастрофические разрушения оградительных сооружений откосного профиля в процессе эксплуатации 34
2.1. Нарушение режима эксплуатации морских портов в результате повреждения оградительных сооружений 34
2.2. Катастрофические разрушения оградительных сооружений морских портов под воздействием экстремальных гидрофизических процессов 47
2.3. Анализ причин повреждений и разрушений оградительных сооружений 59
2.4. Характеристика экстремальных гидрофизических процессов в перспективных районах портового гидротехнического строительства Российской Федерации 67
Глава III. Параметры и режимные характеристики волн при экстремальных гидрофизических процессах ... 78
3.1. Ветровые волны 78
3.1.1. Концепция нормирования методов расчета элементов ветровых волн при экстремальных штормах 78
3.1.2. Режимные характеристики ветрового волнения и зыби в зонах действия ураганов 90
3.2. Низкочастотные морские волны сейсмического происхождения 98
3.2.1. Теоретическое обоснование метода расчета параметров низкочастотных морских волн сейсмического происхождения... 98
3.2.2. Расчет параметров низкочастотных волн сейсмического происхождения для Каспийского моря 104
3.2.3. Расчет параметров и вероятностных характеристик низкочастотных волн сейсмического происхождения
для Черного моря 107
Глава IV. Накат волн на откосы оградительных сооружений 115
4.1. Анализ методов расчета высоты наката волн на откосы оградительных сооружений 115
4.2. Теория подобия и основные расчетные параметры 122
4.3. Предлагаемые соотношения для расчета высоты наката волн при регулярном и нерегулярном волнении 124
Глава V. Устойчивость откосов оградительных сооружений 136
5.1. Совокупность формул для расчета массы элементов крепления откосов 136
5.2. Параметр Ирибаррена 140
5.3. Базовая формула 146
5.4. Эмпирические соотношения с учетом характеристик откосов 150
5.5. Предлагаемая формула по определению массы элементов крепления откосов 155
5.6. Критерий устойчивости откосов оградительных сооружений... 163
Глава VI. Предложения по включению результатов работы в нормативные документы российской федерации ... 171
6.1. Расчет параметров экстремальных волн 171
6.1.1. Ветровые волны 171
6.1.2. Низкочастотные морские волны сейсмического происхождения 174
6.2. Расчет режимных характеристик волнения в зонах действия ураганов 177
6.3. Расчет высоты наката волн на откосы 181
6.4. Расчет массы элементов крепления откосов 183
Заключение 186
Список литературы 190
- Зарубежный опыт проектирования, строительства и эксплуата ции оградительных сооружений откосного профиля
- Катастрофические разрушения оградительных сооружений морских портов под воздействием экстремальных гидрофизических процессов
- Низкочастотные морские волны сейсмического происхождения
- Теория подобия и основные расчетные параметры
Зарубежный опыт проектирования, строительства и эксплуата ции оградительных сооружений откосного профиля
Начиная с 70-х годов XX века, в мировой практике строительства портовых оградительных сооружений наибольший удельный вес имеют сооружения откосного профиля. До этого времени область применения откосных оградительных сооружений, обусловленная в первую очередь их высокой материалоемкостью, ограничивалась глубинами до 15 м. Однако уже в 70-80 г.г. были введены в эксплуатацию сооружения, выходящие на значительно большие глубины: 25 м (Арзев Эль-Джедид, Алжир, 1978 г.); 35 м (Бильбао, Испания, 1976 г.); 45 м (Лас-Пальмас, Канарские острова, 1972 г.); 50 м (Синиш, Португалия, 1979 г.) [83, 113,114]. В конструктивном отношении оградительные сооружения откосного профиля не отличаются большим многообразием. Основное отличие заключается в выборе типа крепления внешнего (морского) откоса, подверженного наибольшим волновым нагрузкам и воздействиям. Первыми конструкциями такого рода были сооружения в виде наброски естественного камня (мол порта викингов, IX в) [135]. В условиях умеренного волнового режима и при наличии местного материала крепление откосов сортированным камнем применяют до настоящего времени. В 70-90 г.г. за рубежом было построено около 30 сооружений такого рода. Акватория порта Суапи (Бразилия) образована Южным молом, ориентированным по нормали к берегу, а затем параллельно ему по изобате 15 м [119]. Общая длина мола 2640 м. На расстоянии 1 км от берега мол пересекает барьерный риф шириной 100 м и глубинами 1-2 м. Для обеспечения стока рек, впадающих в лагуну, проектом было предусмотрено образование проема в теле барьерного рифа.
Крепление откоса с внешней стороны мола выполнено камнем массой 12-18 т до отметки +9.0 - + 10.0 м. Строительство мола произведено пионерным способом с использованием 30-тонных самосвалов и автокранов грузоподъемностью 20 т с вылетом стрелы 20 м. Объем и масса материала, использованного для строительства 2640 п. м мола, составили: ядро из несортированной каменной наброски - V = 1538 тыс. м3 , m = 2353 тыс. т; камень массой 12-18 т объемом - V = 502.2 тыс. м3 , т=809.8 тыс. т. Расход камня на строительство 1 погонного метра сооружения составил 1.214 тыс. т [119]. Акватория порта Ном (США, зал. Нортон-Саунд) находится под защитой прямолинейного одиночного мола длиной 1100 м, ориентированного по нормали к берегу, и широкого пирса, образующего голову мола [141,189,197]. Тыловая сторона широкого пирса выполнена в виде вертикальной причальной стенки, морская - в виде откоса. Крепление внешних откосов мола и широкого пирса выполнено 20-тонными каменными глыбами, уложенными в 2 слоя до отметки +8.55 м. В порту Сет (Средиземноморское побережье Франции) к 1982 г. было выполнено удлинение на 1050 м существующего волнолома Делон и завершено строительство нового Восточного мола длиной 1800 м [203,204]. Сооружение располагается на изобате 12.0 м. Ядро мола образовано камнем массой до 500 кг. Откосы защищены каменными глыбами массой 8-Ю т, уложенными на слой камня массой 0.5 - 2.0 т.
Строительство мола было осуществлено с плавсредств. Расход материалов на строительство 1800 пог. м мола составил: камень массой до 0.5 т -940 тыс. т; камень массой до 0.5-2.0 т - 240 тыс. т; камень массой до 2.0-5.0 т -75 тыс. т; камень массой до 5.0-7.0 т - 125 тыс. т; камень массой до 8.0 -10.0 т - 25 тыс. т. Расход камня на строительство 1 п. метра сооружения составил 780 т. Мол гавани Россалин-Бей (штат Квинсленд, северо-восточное побережье Австралии) был построен в 1968 году для образования акватории яхтенного порта [150]. Конструкция мола первоначально представляла собой каменно-набросное сооружение с заложением внешнего откоса 2.5. Крепление внешнего откоса было выполнено камнем массой 3 т. Гребень сооружения, не рассчитанный на перелив волн, укреплен камнем массой 0.5 т и выровнен камнем более мелких фракций. Головная часть мола выведена на глубину 3 м. Отметка гребня сооружения +7.32 м. Первоначальная длина мола составляла 105 м. К 1972 г. длина мола была доведена 300 м. ПОРТ Анталия, один из главных торговых портов Турции, расположен на открытом побережье Средиземного моря ( =34.5 с.ш., Я = 30.5 в.д.). Акватория порта образована перекрывающимися Главным и Вспомогательным молами длиной соответственно 1450 и 650 м [135]. Крепление внешнего откоса Главного мола выполнено 2-мя слоями карьерного камня массой 9-15 т при заложении 2.5. Для крепления тылового откоса заложением 2.0 использован камень массой 2-6 т. Прямолинейный участок морской части мола длиной около 700 м располагается на изобатах 15-20 м. По гребню сооружения выполнена надстройка с парапетом до отметки + 5.0 м. Применение бетонных массивов массой до 40 т в качестве крепления откосов оградительных сооружений характерно для европейской практики гидротехнического строительства на отмелых морских берегах. В последние десятилетия масса бетонных массивов, применяемых для крепления откосов достигает 100 и даже 150 т. Внешние оградительные сооружения аванпорта порта Зеебрюгге (Бельгия) [205], построенные на рубеже 80-х годов, включают
Восточный и Западный молы длиной соответственно 4000 м и 4250 м [205]. Заложение откосов оградительных сооружений 1.5 (в головных частях -2.0). Крепление откоса выполнено бетонными массивами массой 25 и 40 т до отметки +13.0 м. Акватория порта Карбонерас (Испания), рассчитанная на прием балкеров дедвейтом 70 тыс. т, образована одиночным молом длиной 1000 м [133]. Головная часть мола располагается на изобате 25 м, отметка верха сооружения - +13.5 м. Крепление внешнего откоса выполнено бетонными массивами массой от 18 т (корневой участок) до 80 т (головной участок). Внутренний откос укреплен 37-тонными массивами. Камень для отсыпки ядра доставляли из карьера, расположенного на расстоянии 70 км. Отсыпку ядра производили самораскрывающимися баржами (55%), а затем самосвалами (45%). Бетонные массивы укладывали кранами. Расход материалов на сооружение 1000 м мола составил: бетонные массивы -177 тыс. м3; камень массой 2.0 - 4.0 т - 200 тыс. м3; камень массой 0.2 - 2.0 т - 300 тыс. м3; карьерная мелочь - 1000 тыс. м3. Мол нефтегавани Антифер (п. Гавр, Франция), построенный в 1973-75 г.г., имеет длину 3500 м и ограждает причалы для приема танкеров дедвейтом 550 тыс. т [120,121,144,169,180,181,185]. В основании сооружения до отметки -10.0 м отсыпана гравийная постель шириной 200 м. Ядро составляет карьерная мелочь, откосы ядра защищены камнем массой 0.5-2.0 т. Постилающий слой защитного покрытия откосов выполнен из камня массой 1-5 т. На внешнем откосе уложены бетонные массивы массой 24-30 т. Головная часть мола расположена на изобате 22 м. Отметка верхасооружения + 15.8 м, что на 7.3 м выше максимального уровня прилива; OTiyiejKa парапета +17.0 м. Расход материала на 3500 м сооружения составил: гравий - 5 350 тыс. м3; камень - 11 000 тыс. м3; бетон - 1 500 тыс. м3. Темпы строительства - 167 погонных метра в месяц. Оградительные молы внешней гавани порта Схевенинген (Нидерланды) длиной 250 и 200 м были построены в 1969-70 г.г. [202]. Ядро сооружений выполнено из камня массой 0.3-1.0 т, крепление откосов - бетонными массивами весом 12, 25 и 28 т. Надстройка сооружена из железо бетонных двутавровых балок массой 30 т, пространство между которыми за полнено бетоном до отметки +4.70 м. Расход материала на 450 м сооружений составил: фашинные маты -74 тыс. м3; крупный щебень - 37 тыс. т; карьерная мелочь - 20 тыс. т; камень массой 300-1000 кг - 247.5 тыс. т; камень массой 1000-6000 кг - 28 тыс. т; асфальт и гравий - 15 тыс. т; закладные элементы - 5 тыс. м3; железобетонные балки - 3 тыс. м3; бетон - 20 тыс. м3 ; блоки массой 12 т - 6 170 шт.; блоки массой 25 т - 6 550 шт.; блоки массой 28 т - 50 шт. Аванпорт порта Дюнкерк (Франция) образован построенными в 1972-76 г.г. Восточным, Западным и Северным молами длиной, соответственно, 1600, 1200 и 1530 м [129,130,171,184,194].
Катастрофические разрушения оградительных сооружений морских портов под воздействием экстремальных гидрофизических процессов
Повреждение Главного мола порта Анталия (Турция, 1971 г., рис. 2.9-2.10). Катастрофическим для сооружения оказался юго-восточный шторм, начавшийся утром 10 декабря 1971 г. и продолжавшийся около 30 часов. Максимальная зарегистрированная скорость ветра период шторма достигала 36 м/с, а высота волн (по визуальным наблюдениям) - 7-8 м. В результате перелива штормовых волн через сооружение участок надстройки оказался сброшенным в акваторию порта. Образовавшаяся брешь быстро прогрессировала и к утру 11 декабря почти 600 м сооружения от парапета до отметки -2.0 м оказались полностью разрушенными. Столь масштабная авария вызвала большой резонанс и явилась предметом изучения многих специалистов и строительных фирм. Расчетные значения элементов волн на глубокой воде в данном районе Средиземного моря, по оценкам двух источников [135], представлены в Таблице 2.4. Проект реконструкции, основанный как на результатах теоретических расчетов, так и модельных исследований, предусматривал доведение профиля мола до отметки + 5.5 м, уполаживание морского откоса в зоне переменного горизонта до ctg(p = 3.5 и крепление откоса камнем массой не менее 15 т, а также бетонными блоками со скошенными гранями, уложенными в виде ступенек. Разрушение Главного мола порта Ашдод (Израиль, 1971 г., рис. 2.11-2.12). Побережье в районе порта Ашдод открыто для штормового волнения в секторе от запада до севера. Прибрежная зона отмелая. Дно образовано мелкозернистым песком крупностью 0.15 мм. Расчетные элементы волн на входе в порт: hs = 8.0 м; Я =264 м ; Г =13 с. Вдольбереговые течения в штормовую погоду достигают 1.5 м/с. Южнее порта в море впадает река Лачиш с максимальным расходом 120 м3/с [164,165]. После завершения строительства сооружения первый же зимний шторм в декабре 1971 г. вызвал размыв грунтов основания перед сооружением. В результате на протяжении 180 м вдоль сооружения образовался желоб глубиной 2 м. При последующих штормах глубина желоба увеличилась до 4.5 м а его ширина - до 40-50 м. В результате камни упорной призмы и тетраподы защитного слоя крепления откоса сползли в образовавшееся углубление, обнажив верхнее строение сооружения.
При восстановлении мола под опорную призму была отсыпана постель из мелкого камня, выполняющая роль обратного фильтра, и защищающая грунты основания от размывов. Разрушение волнолома порта Цзилунь (Тайвань. 1976 г., рис. 2.13-2.14). Побережье в районе порта Цзилунь открыто для штормового волнения в секторе от северо-запада до востока. Прибрежная зона приглубая. Расчетная высота волны hs = 6.5м. Район подвержен воздействию тропических циклонов (тайфунов). Средняя частота прохождения циклонов - 1.75 в год, в стадии тайфуна (со скоростями ветра свыше 33 м/с) - 0.75 в год. При прохождении тайфуна «Билли» осенью 1976 г. над северной частью о. Тайвань было зарегистрировано атмосферное давление 960 мб, скорость ветра 42 м/с и высоты волн на подходах к порту от 7.7 м до 10.7 м. Подьем уровня в результате совместного действия прилива и штормового нагона составил 2.3 м. В результате прохождения тайфуна волнолом, ограждающий лесную гавань, получил катастрофические повреждения.
На протяжении 277 м между сечениями 1-І и П-П(рис. 2.146) крепление морского откоса оказалось полностью разрушенным. Тело сооружения было размыто до ядра. Массивы верхнего строения практически на всем протяжении волнолома были сброшены в акваторию. Повреждение мола гавани Россалин-Бей (Австралия, 1976 г., рис. 2.15 2Л6І Район расположения порта подвержен воздействию тропических циклонов. Средняя частота прохождения циклонов - 0.5 в год, в стадии урагана (со скоростями ветра свыше 33 м/с) - 0.25 в год. В 1976 г. при прохождении тайфуна «Давид» над северо-восточной частью Австралии было зарегистрировано атмосферное давление 961 мб. Подъем уровня в результате совместного действия прилива и штормового нагона достиг отметки +5.3 м. При воздействии штормовых волн и ветрового нагона в периоды полной воды 19 и 20 января наблюдались переливы воды через гребень сооружения. В результате на всем протяжении мола камень верхней части был сброшен в акваторию. Средняя отметка гребня сооружения уменьшилась на 4 м. При этом крепление морского откоса практически не пострадало [150]. При восстановлении мола были приняты расчетная высота волн hs = 4.6 м (в 2 раза больше первоначальной), а максимальное возвышение уровня 8.5 м (т.е. на 3 метра выше). Заложение морского откоса было уположено до 1:4. Масса камня крепления морского откоса была увеличена до 5 т, а ширина гребня до 8 м. Разрушение Западного мола порта Синиш (Португалия, 1978-79 г. г., рис. 2.17-2.18). Естественные условия района расположения порта Синиш рассмотрены в работах [128,143,190]. Побережье в районе мыса Синиш открыто для штормового волнения в секторе от юга до северо-запада. Прибрежная зона приглу-бая, береговая отмель отсутствует. Уклоны дна до изобат 50 и 100 м составляют соответственно 0,05 и 0,025. Дно образовано скальными породами. Амплитуда приливных колебаний - до 4 м. Расчетные элементы волн на входе в порт представлены в таблице 2.5.
Низкочастотные морские волны сейсмического происхождения
В раздел включена методика определения высоты волн цунами с учетом параметров очага (длина осей, глубина в эпицентре) и магнитуды землетрясения. Методика разработана на основе анализа имеющихся данных по высотам волн катастрофических цунами в районах Тихого океана, в том числе для Дальнего Востока за период около 100 лет [76,86]. Методика проверена по данным наблюдений и применена для расчета катастрофических цунами в Эгейском и Средиземном морях, а также параметров цунами при землетрясениях на Каспийском и Черном морях. Цикл исследований обобщен и завершен в рамках настоящей работы (публикации 1999 г. [43,107,108], 2000 г. [47,176,177], 2001 г. [50,57,59,65]). Основные соотношения. Наибольшие трудности при расчетах волн цунами вызывает их определение в очагах землетрясений. Существующие методы определения волн цунами в районе эпицентра землетрясения базируются, как правило, на анализе конкретных разрушительных цунами на урезе и на берегу, и последующем пересчете натурных данных по цунами на побережье или вблизи берега в район эпицентра, где такие данные, за редкими исключениями (цунами в Японском море 28 мая 1983 г и 12 июля 1993 г, цунами в районе Курильских островов 4 октября 1994 г), отсутствуют. Предлагаемый метод позволяет рассчитать высоты волн цунами по параметрам очага. Высота волны в очаге рассматривается в виде функции где А - длина большой полуоси эллиптического очага; В - длина малой полуоси; D0 - глубина моря в эпицентре землетрясения.
Анализ данных, систематизированных по параметру асимметрии показал, что допустимо выделить три типа очагов: в виде окружности при 44 1, удлиненного эллипса АС у 2 и промежуточный случай А « 25. Очаг в форме окружности соответствует землетрясениям с относительно небольшой магни-тудой до 7 баллов по шкале Рихтера, очаг в виде удлиненного эллипса отвечает катастрофическим землетрясениям с магнитудой более 8 баллов; промежуточный случай справедлив для землетрясений (в сдвоенных очагах, каждый из которых имеет форму окружности) в диапазоне от 7 до 8 баллов по шкале Рихтера. Для каждого типа очага параметр А/В в формуле (3.2.1) фиксируется. где при A&R и Ув -1, = 1, Л, =1.2-Ю-6; при A&2R, і = 2, к2=5.5Л0 6. Значения А, В, D0 в формуле (3.2.3) могут быть определены непосредственно по данным об очаге землетрясений - по геоморфологическим и геологическим признакам. В целях придания алгоритму большей общности в расчет была введена магнитуда землетрясения М. С учетом магнитуды землетрясения Формула отличается от известных тем, что в ней дополнительно учитывается глубина моря в эпицентре землетрясения. Высота волны Hs на расстоянии г от границы очага (г = В) где Ur - число Урселла иг = 2Н в / ъ I; D - глубина акватории. где п = уС, Ur у 10 - для нелинейных;; и = 1, Ur l - линейных; и «0.7, 1 t/r 10 - нелинейно-дисперсионных волн при выполнении граничного условия г = В, HS=H0. Высоты волн с учетом рефракции и отражения определяются по известным методам и алгоритмам. Расчет затухания волны при прохождении волны через проливы оценивался из энергетических соображений, а при затоплении низменной дельты с уклонами а порядка 10"5 расстояние затопления L от береговой линии принималось пропорциональным Н/ (где Я-высота затопления от уровня моря). Расчет параметров катастрофического цунами в Средиземном море. В системе сейсмически опасных зон восточное Средиземноморье входит в состав Средиземно-Азиатского (или Альпийского) пояса и по своей активности уступает лишь обширному Тихоокеанскому поясу. Начиная со 2-го тысячелетия до н.э., общее количество известных землетрясений в районе так называемой греческой дуги, проходящей через Эгейское море и о.Санторин (о.Тира), составляет 613. При этом 41 землетрясение сопровождалось волнами цунами, 16 из которых носили катастрофический характер.
Указанные цифры являются, по-видимому, в значительной степени заниженными, т.к. только в период 1801-1958 г.г. в данном районе зарегистрировано 482 землетрясения. Известно, что 9 июля 1956 года у юго-западного побережья о.Аморгос (75 км к северо-востоку от о.Тира) высота волн составляла 25 м, а у северного побережья о.Астиапея (80 км к востоку от о.Тира) - 20 м [195]. На рис. 3.4 показана схема расположения Эгейской плиты и, так называемой, "греческой дуги". Также изображено положение очага катастрофического землетрясения. Механизм возникновения землетрясения, приблизительно, таков: Большая Африканская плита надвигается на север под Эгейскую малую плиту и Большую Евроазиатскую плиту. При проскальзывании Большой Африканской плиты и резком подъеме малой Эгейской плиты возникают зем летрясения и извержения вулканов. Геологи называют такое явление двухярусной конвекцией с выходом легкого мантийного вещества - диапира на поверхность в зоне разлома. Существует гипотеза, что примерно 3.5 тыс. лет тому назад произошел взрыв вулканического острова Санторин в Эгейском море. Образовавшаяся в эпицентре взрыва гигантская волна обрушалась на о.Крит и, пройдя через
Теория подобия и основные расчетные параметры
В работе [135] представлены результаты анализа многочисленных лабораторных данных. Согласно этим данным для гладких непроницаемых откосов формула (4.23) может быть представлена в следующем компактном виде: Предположим, что условие Ирибаррена выполняется не только для регулярных, но и для нерегулярных волн. При этом полагаем, что длина волн X соответствует длине максимума спектра Ят, или, что адекватно, период волн Т соответствует периоду максимума спектра Тт, высота волн h отвечает глубоководной высоте однопроцентной обеспеченности hdl% и высота наката соответствует однопроцентной обеспеченности hrml%. При высказанных предположениях для нерегулярного волнения формула (4.24) принимает вид. С учетом соотношений между средней длиной Я и длиной соответствующей максимуму спектра волн Лт (Ят =1.4-1.5Я) или соотношения между периодом максимума спектра Тт и средним периодом волн Т (Тт = 1.2 Г) [32] формулу (4.25) можно записать в виде соотношений Проверка правомерности использования формулы (4.26) для нерегулярного волнения была выполнена путем ее сопоставления с результатами, полученными Г.Ф. Красножоном по натурным наблюдениям наката нерегулярных волн на Каховском водохранилище (см. рис.4.1), и содержащимися в рекомендациях нормативного документа СНиП 2.06.04-82 .
Результаты сопоставления приведены в Таблице 4.1. Из рассмотрения Таблицы 4.1 следует, что значения относительной высоты наката, вычисленные по формуле (4.26), согласуются с требованиями СНиП 2.06.04-82 с погрешностями не превышающими 3-5%. Таким образом формулы (4.25) и (4.26) можно рассматривать в качестве базовых, а семейство кривых на рис. 4.1 может быть заменено универсальной кривой, рассчитанной по зависимости (4.26). В качестве дополнительного условия, учитывающего нерегулярные свойства процесса, рассмотрим формулу Ван Оршота и Дангремона [218]: где hrmi% - высота наката волн і% -ой обеспеченности; Тт - период максимума спектра, hs - высота "значительных волн" обеспеченностью 13 %, Cni% - эмпирический коэффициент, являющийся функцией параметра ширины спектра Н; ср - уклон дна. С учетом соотношений между высотой "значительных волн" hs и высотой волн 1% -ой обеспеченности для условий глубокой воды h1% (hdx%=\.6hs), периодом максимума спектра Тт и средним периодом волн Т, а также полагая Я = s /С . формула (4.28) может быть преобразована к виду Таким образом очевидно, что высота наката волн согласно (4.29) зависит от параметра Сйг%, или от «ширины» спектра 3. Значения коэффициента Спі% = Сп2% приведены в Таблице 4.2. (4.29) преобразуется в формулу (4.26). Ветровые волны, характеризующиеся широкополосным спектром, отличаются более высокими значениями высоты наката на откосы, чем волны, имеющие узкополосный спектр. Заметим, что ветровые волны, развивающиеся при больших скоростях ветра на начальных стадиях отличаются большей шириной спектра, чем ветровые волны на поздних стадиях развития.
Поэтому максимальные значения поправочных коэффициентов к формуле (4.26), приведенные в СНиП 2.06.04-82 и равные 1.4-1.6, согласуются со значениями, приведенными в Таблице 4.2, где они различаются в 1.5 раза. Максимальный накат необрушивающихся волн рассчитывается по предельному выражению Миша-Келлера [182] Учитывая приведенные соотношения и массив гидравлических измерений высоты наката в лабораториях, Тодд и др. (1989) получили графики зависимости относительного наката регулярных волн на гладкие непроницаемые откосы заложением от 0.5 до 10 от параметра Ирибаррена [213]. Граничное условие для обрушивающихся волн рассчитывается по параметру Ирибаррена в модификации Ханта [158] Результаты представлены на рис.4.3. Критический предел для необрушивающихся волн нанесен на рисунках в виде сплошных горизонтальных линий, а для обрушивающихся волн - в виде наклонных сплошных линий. На рисунках также нанесены пунктирные горизонтальные линии, представляющие собой результат деления предельного выражения Миша-Келлера (4.30) на поправочные коэффициенты, приведенные в СНиП 2.06.04-82 : ksp= 1.4 при ctgcp = 1-2; kSP= 1.5 при ctgcp = 3-5 и ksp= 1.6 при ctgcp - 5. Указанные линии в целом согласуются с верхними значениями групп экспериментальных данных для всего диапазона параметра Ирибаррена. При этом, различным заложениям откосов соответствуют следующие значения относительного наката волн:
