Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Результаты анализа ранее проведенных исследований трубчатых сооружений с гасителями ударного действия 8
1.1. Гаситель энергии ударного действия как объект изучения 8
1.2. Основные особенности гасителей избыточной энергии потока в концевых частях водовыпускных сооружений 18
1.2.1. Применение различных конструкций гасителей в нижних бьефах водовыпускных сооружений 18
1.3. Деформации русла в нижнем бьефе 33
1.4. Выводы по первой главе 38
ГЛАВА 2. Методика экспериментальных лабораторных исследований концевых частей трубчатых водовыпускных сооружений 40
2.1. Общие вопросы моделирования гидравлических явлений применительно к рассматриваемым задачам 40
2.2. Конструктивные решения и определение всех параметров концевых частей трубчатых водовыпусков 43
2.3. Гидравлическая экспериментальная установка и размеры исследуемых моделей
2.4. Оценка точности выполняемых измерений 48
2.5. Выводы по второй главе 52
ГЛАВА 3. Основные результаты исследований гидравлических условий работы концевых частей трубчатых водовыпускных сооружений 53
3.1.Анализ результатов обработки полученных экспериментальных данных 53
3.2. Кинематическая структура потока на выходе из многосекционного гасителя ударного действия 58
3.3. Работа элементов шероховатости на рисберме и порога на ее краю за многосекционным гасителем ударного действия 93
3.3.1.Определение значений коэффициента кинетической энергии потока 122
3.3.2. Определение коэффициента сопротивления элементов шероховатости 123
3.4. Выводы по третьей главе 126
ГЛАВА 4. Результаты исследований креплений нижнего бьефа за рассматриваемыми сооружениями 127
4.1. Модельные гидравлические исследования креплений нижнего бьефа за сооружениями, определение их параметров 127
4.2. Выводы по четвертой главе 139
Рекомендации по проектированию и строительству креплений нижнего бьефа трубчатых водовыпусков с гасителями ударного действия 140
Заключение 145
Список литературы 148
- Применение различных конструкций гасителей в нижних бьефах водовыпускных сооружений
- Конструктивные решения и определение всех параметров концевых частей трубчатых водовыпусков
- Работа элементов шероховатости на рисберме и порога на ее краю за многосекционным гасителем ударного действия
- Модельные гидравлические исследования креплений нижнего бьефа за сооружениями, определение их параметров
Введение к работе
Актуальность темы исследования. В практике современного гидротехнического строительства для крепления русла нижнего бьефа и обеспечения безопасного и надежного в эксплуатационном отношении отвода сбрасываемого потока в канал или в русло реки используются различные гасители энергии. Их применение в гидротехнике является одним из наиболее эффективных и надежных методов в борьбе с образованием местных размывов грунта за сооружениями. Рассматриваемые нами типы гасителя энергии нашли применение в тех случаях, когда нижний бьеф водовыпуска продолжительное время работает с малыми глубинами в канале. Особенности практического использования концевых частей трубчатых водовыпусков с гасителями ударного действия, несмотря на их применение в регионах с засушливым климатом и малой водностью, изучены еще явно недостаточно.
Степень её разработанности. Работа нижнего бьефа трубчатых водовыпускных сооружений и вопросы крепления нижнего бьефа этих сооружений остаются сложной проблемой на практике в гидротехнике. Глубокие исследования таких типов сооружений проведены Н. П. Розановым, Н. Т. Кавешниковым, И. С. Румянцевым, О. Н. Черных и другими учеными. Ими рассмотрены трубчатые сооружения, для которых большую роль играет недостаточно изученный вопрос обеспечения отсутствия сбойности потока в нижнем бьефе. По результатам их исследований наиболее эффективным типом гасителей является комбинация рассеивающего порога с водобойной стенкой.
Настоящая работа посвящена исследованиям метода гашения избыточной энергии потока в нижних бьефах трубчатых водовыпускных сооружений с помощью многосекционного гасителя ударного действия, а также рассмотрению вопросов кинематической структуры потока и борьбы с образованием местных размывов за сооружениями.
Цели и задачи. Совершенствование конструкций многосекционного гасителя ударного действия и детальное изучение кинематической структуры потока за сооружением, а также разработка методик их расчетного обоснования и проектирования.
Для достижения этой цели нами решались следующие задачи: – уточнить геометрические размеры многосекционного гасителя ударного действия, дать обоснование расположения его основных частей;
– расположить элементы искусственной шероховатости на рисберме за многосекционным гасителем, а также добавить порог в её конце и рассмотреть их влияние на кинематическую структуру потока за сооружением;
– изучить влияние кинематической структуры потока на процессы местного размыва русла при различных гидравлических режимах за сооружением;
– привести методику расчетного обоснования рациональной длины участка дополнительного крепления за гасителем;
– разработать на основании полученных экспериментальных данных методику расчетного обоснования элементов сооружений и рекомендации по проектированию многосекционного гасителя ударного действия.
Научная новизна:
Для обеспечения устойчивости кинематической структуры потока в нижнем бьефе многосекционного гасителя ударного действия:
– уточнены геометрические размеры гасителя и дано обоснование расположения его основных частей;
– предложена схема расположения элементов искусственной шероховатости на рисберме для достижения равномерного распределения скоростей за ней;
– рассмотрено влияние кинематической структуры потока на процессы местного размыва в нижнем бьефе и даны графики для его прогноза;
– дана методика определения рациональной длины участка дополнительного крепления русла за гасителем;
– на основании полученных экспериментальных данных разработаны методика расчетного обоснования конструкции сооружения и рекомендации по проектированию многосекционного гасителя ударного действия.
Теоретическая и практическая значимость работы. Разработанная на основании экспериментальных исследований методика обоснования конструкции, а также предложенные в диссертации нами модификации конструкции гасителя готовы для внедрения в практику гидротехнического строительства РФ, Республики Бурунди и других стран при устройстве концевых участков трубчатых водопропускных сооружений.
Методология и методы исследования. Лабораторные экспериментальные модельные гидравлические исследования.
Положения, выносимые на защиту:
– результаты анализа ранее проведенных исследований трубчатых сооружений с гасителями ударного действия;
– новые конструктивные решения концевых частей трубчатых водовыпускных сооружений и методика их экспериментальных исследований;
– полученные эпюры скоростей при различных глубинах потока в нижнем бьефе и характер кинематической структуры потока при различных гидравлических режимах работы гасителя ударного действия;
– графики экспериментальных зависимостей, полученные в результате проведения исследований концевых частей трубчатых водовыпусков;
– методика расчетного обоснования элементов сооружений и рекомендации по проектированию многосекционного гасителя ударного действия.
Степень достоверности и апробация результатов. Проведение лабораторных гидравлических исследований с использованием современных методов гидравлического моделирования, средств измерений и методов обработки полученных данных делают результаты и выводы диссертационного исследования обоснованными, достоверными и соответствующими теме диссертации.
Основные научные результаты исследований диссертационной работы докладывались на заседаниях кафедры «Гидротехнические сооружения» Института природообустройства имени А.Н. Костякова ФГБОУ ВО «Российский государственный аграрный университет - МСХА имени К.А. Тимирязева», а также на международных научно-практических конференциях и международных форумах (2012 - 2015 гг.):
Международной научно-практической конференции «Проблемы развития мелиорации и водного хозяйства в России», г. Москва, Институт природообустройства имени А.Н. Костякова ФГБОУ ВПО РГАУ-МСХА имени К.А.Тимирязева, 22-25 апреля 2014 г.;
Международной научной конференции молодых учёных и специалистов, посвящённой 150-летию РГАУ-МСХА имени К.А. Тимирязева, г. Москва, ФГБОУ ВО РГАУ-МСХА имени К.А.Тимирязева, 2-3 июня 2015 г.;
Международном научном форуме «Проблемы управления водными и земельными ресурсами», г. Москва, ФГБОУ ВО РГАУ-МСХА имени К.А.Тимирязева, 30 сентября 2015 г.
По результатам диссертационных исследований опубликовано 5 работ, из которых 3 статьи в научных журналах из перечня, рекомендованного ВАК Министерства образования и науки РФ.
Структура и объём диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения и списка литературы. Работа изложена на 157 страницах машинописного текста, содержит 6 таблиц и 51 рисунок. Библиографический список насчитывает 102 наименования, из них 30 на иностранных языках.
Применение различных конструкций гасителей в нижних бьефах водовыпускных сооружений
Расчетное обоснование рассматриваемого гасителя пояснялось следующим образом: первоначально проектировщик должен был убедиться в том, что максимальная скорость потока на участке торец трубы – камера гашения не превышает 9,14 м/с. Далее, используя графики минимально допустимой и максимально рекомендуемой ширины камеры гасителя, проектировщик определял строительную ширину В гасителя в зависимости от его расчетного расхода Q. Автор гасителя утверждал, что гаситель может успешно работать и при напорном режиме в трубе меньшего диаметра со скоростью V 3,66 м/c, а также в случае работы неполным сечением трубы большего диаметра. Толщину конструктивных элементов рекомендовалось определять, исходя из соображений прочности и устойчивости сооружения. Крепление нижнего бьефа за гасителем предлагалось выполнять из каменной наброски толщиной dкам из камней диаметром 10 – 35 см на длину не менее одной ширины камеры гасителя.
В работе [50] предлагали некоторые направления дальнейших исследований: – продолжить исследовать гидравлические условия работы конструкции ударного действия, состоящего из нескольких секций при симметричных и несимметричных сбросах; – существенно расширить в дальнейших исследованиях диапазон изменения относительной ширины гасителя энергии B/Dтр, где В – ширина гасителя, Dтр – диаметр тубы; – продолжить гидравлические исследования гасителей ударного действия, рассмотрев характер и величины гидродинамических воздействий на элементы гасителей, используя для этого датчик–плиту; – более подробно рассмотреть гидравлические условия работы рассматриваемых гасителей энергии в широком диапазоне изменения характера потока в подводящем водоводе (от напорного до безнапорного); – провести широкие исследования кинематических и турбулентных характеристик потока в нижнем бьефе; рассмотреть влияние на эти характеристики компоновочных и конструктивных особенностей гасителей, исследовать пространственную картину изменения этих характеристик при различных компоновочных схемах нижнего бьефа; – углубить исследования размывающей способности потока и переформирования дна и откосов отводящего русла, выполняемого в различных грунтах.
На основе этих предложений, в 1993 г. Мосбах Абдельхалим продолжил исследования гасителя ударного действия под руководством И.С. Румянцева [45]. По результатам комплексных гидравлических исследований ими были разработаны конструктивные мероприятия и методы расчетного обоснования многосекционного гасителя ударного действия (см. рисунок 1.3), а также выполнены исследования переформирований дна отводящего канала за трехсекционным гасителем ударного действия в условиях симметричных и несимметричных сбросов и составлены рекомендации по проектированию рассматриваемого гасителя [45]. Следует отметить, что исследования гидравлических условий работы нижних бьефов и дна отводящего канала за трубчатыми водопропускными сооружениями, оборудованными в концевой части многосекционным гасителем ударного действия были рассмотрены А. Мосбахом впервые. Рисунок 1.3. Многосекционный гаситель ударного действия И.С. Румянцева и Мосбаха Абдельхалима В результате этих исследований были получены конкретные предложения, внедрения которых в проектную практику позволяет усовершенствовать методы проектирования и расчетного обоснования подобных сооружений [45].
Это позволило полагать, что в рамках выполненных А. Мосбахом исследований содержатся новые подходы к решению задачи проектирования нижних бьефов за рассматриваемым гасителем, что позволит более обоснованно подходить к решению конкретных прикладных задач, связанных с дальнейшим их внедрением в практику гидротехнического строительства. На основании проведенных экспериментальных исследований было подтверждено, что гасители ударного действия, построенные в концевых частях трубчатых водопропускных сооружений – перспективные конструкции, эффективные по решению традиционной задачи сопряжения бьефов. А. Мосбах получил также данные об изменении коэффициентов кинетической энергии потока в этих случаях [45].
Для достижения рассматриваемых задач была построена специальная экспериментальная установка в лаборатории водосбросных и водозаборных сооружений кафедры гидротехнических сооружений. Питание установки осуществлялось от стационарного напорного трубопровода лаборатории, имеющего диаметр 750 мм, через подводящий водовод, диаметром 100 мм, снабженный регулирующей задвижкой. К последнему примыкал питательный трубопровод диаметром 100 мм. Три трубопровода диаметром 530 мм, моделировавшие водоводы трубчатого сооружения одним концом примыкали к питательному трубопроводу, а другим – к моделям камер гасителей ударного действия. Эти трубопроводы были оборудованы: регулирующими задвижками, мерными диафрагмами с внутренними диаметрами 25 мм и манометрами. Модели камер гасителя ударного действия были выполнены из оргстекла. Крепление нижнего бьефа также было выполнено из оргстекла. Эти модели были смонтированы в стальном гидравлическом лотке [45].
В результате исследований, автор получил графики для прогноза осредненных и донных скоростей в различных поперечниках нижнего бьефа при различных режимах работы многосекционного гасителя ударного действия. Автор изучал основные закономерности переформирований речного дна за многосекционным гасителем ударного действия и дал рекомендации для назначения длины такого крепления. В заключение их исследований, автор пояснил, что нижние бьефы многосекционных гасителей ударного действия работают существенно сложнее, чем нижние бьефы одинарных гасителей такого типа, особенно в случае несимметричных сбросов потока. В его экспериментах была принята водобойная стенка для крепления за сооружением высотой от 4 до 6 см и длиной от 30 до 50 см. Автор пояснил, что в экспериментах поиск оптимального местоположения стенки производился при наихудших гидравлических условиях работы нижнего бьефа: когда работает только одна из крайних труб (см. рисунок 1.4, а); когда работают две соседние трубы, одна из которых центральной секции (см. рисунок 1.4, б).
Конструктивные решения и определение всех параметров концевых частей трубчатых водовыпусков
Следует отметить, что при создании нашей модели были приняты идеи конструкции многосекционного гасителя Мосбах Абдельхалим [45], гасителя Е. Ф. Петрова [50], а также гасителя энергии ударного действия типа CSU и других уже существующих конструкций гасителей [83, 88, 90, 91, 92, 95, 102]. Стыки всех элементов модели были уплотнены мастикой и соединены саморезами.
Исследуемый многосекционный гаситель ударного действия в полном объеме сделан из оргстекла толщиной 10мм. Модель состоит из трех камер, каждая из них имеет следующие параметры: – ширина одной из секций bг = 230 мм; длина гасителя l = 330 мм; высота гасителя h = 175 мм.
Кроме геометрических параметров гасителя ударного действия были определены следующие размеры элементов шероховатости и порога: – ширина одного элемента bэ = 30 мм; расстояние между элементами равно ширине одного элемента W1 = 30мм; расстояние между рядами элементов L = 98,5 мм; высота элемента hэ = 16 мм; число рядов элементов = 4; количество элементов на рисберме в одном ряду N =12 шт; высота порога J = 42мм; ширина порога по низу gэ = 105 мм; ширина порога по верху m = 21 мм.
В ходе лабораторных исследований нами необходимо было определить гранулометрический состав грунта для моделирования размыва. Средний диаметр песчаных грунтов был определен при помощи комплекта сит составлял dср = 0,5 мм.
В процессе наших модельных гидравлических исследований многосекционного гасителя энергии ударного действия выполнена оценка точности определения расхода, местных скоростей потока, глубины потока в канале. Одним из основных критериев, при определении качества модельных исследований, является точность определения гидравлических измерений потока. Для качественной оценки любого замера следует исследовать точность его результатов. Замер может быт безошибочным, только если замеряется величина дискретная, то есть могущая принимать отдельные изолированные значения, а не промежуточные между ними. При любых измерениях разделяются три категории ошибок [16, 72]: – систематические ошибки, имеющие в производимом замере постоянное или изменяющееся значение; – случайные ошибки, вызываемые неизбежными, многочисленными и разнообразными явлениями; – грубые ошибки, вызываемые редкими, ненормальными нарушениями методики замера.
При исследовании точности измерений обращают особое внимание на случайные ошибки и по ним судят о точности замеров. Глубина потока в канале h измерялась с помощью шпитценмасштаба и точность снятия отсчета по шкале составляла 0,1мм. Предельные расхождения при колебании уровня воды в канале с использованием шпитценмасштаба составляли 0,3…0,5 мм.
Величины расходов регулировались задвижками на подводящих трубах диаметром Dтр = 53 мм и измерялись с помощью водослива трапецеидального типа (водослив Чиполетти). Абсолютная ошибка определения нуля мерного водослива шпитценмасштабом определена с точностью 0,1 мм; а ошибка при колебании уровня воды на мерном водосливе и при снятии значений с точностью 0,2 мм. При этом суммарная абсолютная ошибка при измерении напора над гребнем мерного водослива равна: h = 0,1 + 0,2 = 0,3 мм. Предельную относительную ошибку, определяющая точность измерения расхода в диапазоне от 2,4 л/с до 13 л/с при глубине потока от 25 мм до 60 мм можно определить по зависимости:
В процессе экспериментов местные скорости потока измерялись микровертушкой марки Hoentzsch ZGl диаметром 8 мм с точностью измерения 1%. Предельная точность измерения скорости достигала 2 см/с, а максимальная скорость потока в канале за конструкцией трехсекционного гасителя с элементами шероховатости на рисберме и порогом на её краю достигала 45 см/с. Относительная ошибка, определяющая точность измерения скорости: , а суммарная предельная относительная точность измерения скорости: .
Для измерения скоростей течения нами использовалась методика Н. М. Щапова [72]. При площади живого сечения потока 0,852 м2 замер скоростей проводился нами в 5 продольных створах и на 5 поперечных, всего более 75 точек (в соответствии с рисунком 2.4). Расстояние между соседними продольными створами:
Работа элементов шероховатости на рисберме и порога на ее краю за многосекционным гасителем ударного действия
Второй вариант первой серии: при работе трех секций (см. рисунок 3.5, а) одновременно с учетом различных глубин потока в канале, максимальное значение скоростей достигло vmax = 76 см/с, а минимальное – vmin = 30 см/с. Следует отметить, что максимальные значения скоростей замечались на оси средней секции при выходе потока в канал. При малой глубине потока в канале значения скоростей были ближе к максимальному, а когда увеличивается глубина потока скорость уменьшается. Замечались существенно глубокие воронки размыва в канале вблизи сооружения (первый поперечный створ) особенно при малой глубине в нижнем бьефе. Гидравлические прыжки формировались за рисберму при малой глубине и на рисберме (ближе к гасителем) при увеличении глубины потока в нижнем бьефе. При работе все три секции гасителя, значения скоростей в водооборотной зоне получились минимальные.
При работе двух крайних (см. рисунок 3.5, б) секций максимальное значение скоростей достигло vmax = 54 см/с в зоне оси работающих секций, а минимальное значение составило vmin = 12 см/с. Наблюдались две транзитные струи, которые расширялись и встречались в третьем поперечном створе, чтобы формировать один струй. Все максимальные значения скоростей получились вблизи стенки канала, и водоворотная зона была в основном в неработающей секции (средняя секция) в зоне первого и второго поперечных створов.
При работе двух соседних (в соответствии с рисунком 3.5, в) секций максимальное значение скоростей достигло vmax = 57 см/с в зоне оси работающих секций, а минимальное значение составило vmin = 13 см/с. В зоне неработающей секции образовались водовороты со значениями скоростей от 0 до 12 см/с и совсем не симметричные схемы сбрасываемого потока в нижнем бьефе почти по всей длине канала. Наблюдалась большая опасность у борта канала со стороны работающих секции, где формировались значительные воронки размывы особенно в трех первых поперечных створах.
При работе лишь одной центральной секцией (в соответствии с рисунком 3.5, г) vmax = 46 см/с и vmin = 10 см/с в зоне транзитной струи, а в стороне водоворота от 0 до 8см/с. а)
Совсем не симметричные картины сбрасываемого потока наблюдались потому, что в 1–ом поперечном створе при hн.б. = 9 см большие значения донных скоростей получились в зоне неработающей секции на 4–ой вертикали (в соответствии с рисунком 3.5, г), а также при других глубинах максимальные значения скоростей наблюдались в зоне неработающих секций. При работе одной крайней секции (в соответствии с рисунком 3.5, д) vmax = 52 см/с и vmin = 15 см/с в Измеренные донные плановые эпюры скоростей при различных глубинах в нижнем бьефе: а) – когда работают все 3 секции; б) – когда работают две крайние секции; в) – когда работают две соседние секции; г) – когда работает одна центральная секция; д) – когда работает одна крайняя секция На рисунке 3.6 показана кинематическая структура потока в нижнем бьефе при различных гидравлических режимах работы гасителя ударного действия при маневрировании регулирующими задвижками. Эпюры скоростей показали, что кинематическая структура потока аналогична представленной структуре на рисунках 3.4 и 3.5 и большие значения скоростей по всем эпюрам получились при пропуске максимального расхода. При пропуске малых расходов при постоянном максимальном уровне воды в канале наблюдалась симметричная картина расположения свободной поверхности потока в выбранных продольных створах относительной оси канала, симметричнее, чем в предыдущих рассмотренных случаях, а также большие значения скорости в водоворотной зоне от 0 до 15 см/с. В процессе исследований была проверена возможность образования волновых колебаний транзитного потока. Для этого были проанализированы результаты замеров поверхностных скоростей. Результаты анализа показали, что отсутствуют катящиеся волны при любом расходе и уровне воды в канале. а)
При работе трех секций (см. рисунок 3.6, а) гидравлические прыжки формировались вблизи гасителя, и наблюдались максимальные значения скоростей на центральной продольной оси (ось №3). Во всех остальных рассмотренных случаях (3.6, б, в, г, д) эпюры скоростей показали, что максимальные их значения замечены в стороне от оси работающих секций. Но наблюдался сбой потока вблизи сооружения в первом и втором поперечных створах, где максимальные значения скоростей, и поток начинал выравниваться с третьего поперечного створа.
Кинематическая структура потока в нижнем бьефе при различных гидравлических режимах работы гасителя ударного действия: а) – когда работают все 3 секции; б) – когда работают две крайние секции; в) – когда работают две соседние секции; г) – когда работает одна центральная секция; д) – когда работает одна крайняя секция По зависимости (3.1) с использованием полученных нами данных были построены безразмерные графики, характеризующие кинематическую структуру потока при различных режимах маневрирования задвижками на трубопроводах (см. рисунок 3.7). При работе одной крайней секции (в соответствии с рисунком 3.7, а) значения относительных осредненных скоростей /Vmax уменьшались при увеличении глубины потока в канале. При этом если соотношение X/L 0,4, то есть на третьем поперечном створе значения скоростей распределены равномерно. Это означает, что чем больше глубина потока в канале, тем равномернее распределялись скорости потока.
Когда работали две соседние секции (см. рисунок 3.7, б) при hн.б./Dтр = 1,7 равномерность скоростей началась с третьего створа то есть при X/L 0,6. При малых значениях глубин потока в нижнем бьефе значения скоростей получились большими, что вызывал затруднение в наблюдении за формированием воронки размыва в канале. Когда работала лишь одна центральная секция гасителя (см. рисунок 3.7, в) наблюдалась выраженная закономерность распределения значений скоростей при всех трех различных глубинах потока в канале, чем при работе одной крайней секции. При работе двумя крайними секциями гасителя (см. рисунок 3.7, г) графики показали, что значения скоростей равномерно распределялись для всех трех случаев глубин потока в канале. При hн.б./Dтр = 0,75 и X/L 0,8 величины скоростей снижались в сравнении с остальными двумя случаями.
При работе одновременно тремя секциями (в соответствии с рисунком 3.7, д), характер распределения скоростей проявлялся, горазда лучше, чем предыдущие случаи. При значении hн.б./Dтр = 1,7 получился почти постоянный график распределения значений скоростей по всей длине канала и максимальные значения наблюдались вблизи сооружения.
Модельные гидравлические исследования креплений нижнего бьефа за сооружениями, определение их параметров
В строительстве гидротехнических сооружений, в том числе трубчатых водовыпускных сооружений известно, что изменение естественного режима течения воды вызывает соответствующие изменения в процессе переформирования ее русла. Различают два основных вида русловых переформирований в зоне нижнего бьефа: местные деформации русла и его общие трансформации [24, 27, 28, 29, 53, 54, 56, 58]. При этом, существует много работ, посвященных прогнозам местных размывов, однако до сих пор ощущается необходимость совершенствовать методики прогнозов применительно к различным схемам устройств нижнего бьефа и грунтам. Одним из существующих методов определения размера воронки местного размыва служит прогноз ее по актуальным скоростям, картина затухания которых позволяет также предварительно оценить необходимую длину крепления [20, 21, 22, 30, 31, 33, 51, 52, 53, 57].
Причины образования местного размыва русла за водовыпускными сооружениями бывают двух видов: первая - стеснение естественного русла реки сооружениями, входящими в состав гидроузла. По этой причине удельные расходы воды в нижнем бьефе за сооружениями могут превышать удельные расходы воды в естественном состоянии реки в створе гидроузла.
Вторая причина - высокая степень турбулентности сбрасываемого потока, источником которой является гидравлический прыжок. Вследствие диссипации (рассеяния) энергии – перехода кинетической энергии турбулентных вихрей при их столкновении в теплоту – турбулентность потока постепенно уменьшается вниз по течению, достигая на большом удалении от створа гидроузла уровня, характерного для речного потока в естественном состоянии. Следовательно, глубина воронки местного размыва вниз по течению уменьшается. Наоборот, чем ближе расстояние к источнику турбулентности, тем больше глубина воронки местного размыва [44]. Однако, выбор оптимальной длины крепления можно сделать в рамках задачи поиска экономически обоснованного решения.
На основании вышеизложенного, необходимо провести методику расчетного обоснования для определения рациональной длины крепления, при которой его стоимость будет минимальной. Многие авторы, такие как В. А. Базилевич, Н. Н. Беляшевский, В. Т. Кадыков, В. Н. Муравьев и др. пытались изучить скоростную структуру турбулентного потока в воронках местного размыва в процессе их образования [4, 21, 23, 77, 85, 86]. Для изучения этого вопроса было проведено много опытов, в задачу которых входило изучение распределения актуальных скоростей потока у дна, максимальной глубины воронки размыва на разных стадиях ее образования. В их опытах каждая стадия характеризовалась отношением глубины воронки местного размыва hp к средней критической глубине в конце крепления hKp и эпюра скоростей при глубине воронки размыва hp = 0,65hKp имела сложное очертание, а максимальная осредненная скорость находилась на расстоянии (0,35…0,4) h2 от дна, где h2 -глубина потока в рассматриваемом сечении. При этом наиболее важно при определении связи глубины воронки размыва с турбулентными характеристиками потока изучить изменение скоростной структуры потока в придонной области -зоне взаимосвязи потока с размываемым материалом [24, 80, 88, 92, 101].
В общем для определения глубины воронки местного размыва необходимо рассмотреть все влияющие на ее факторы: удельный расход в конце крепления q, удельная энергия на выходе из трубы Зі+р, средняя скорость в канале у2, длина крепления 1кр, центральный угол раструба в, конструкция гасителей и их размеры, удельный вес грунта , средний диаметр частиц грунта dcp, режим сопряжения бьефов и др. Следовательно, глубина воронки размыва является функцией ряда переменных hp = f(q; 3j+p; v2; lKp; в; ; dcp, и др.). Общую зависимость можно представить в следующем виде: hp = Kkq(Эj+p)11 / УHдоп у21Р, (4.1) 129 где: Kk – безразмерный коэффициент, учитывающий тип конструкции; – безразмерный комплексный множитель, учитывающий влияние всех остальных факторов; v2 – средняя скорость в канале; vHдоп – донная допускаемая скорость на высоте выступов эквивалентной шероховатости = 0,7dср [41, 42]. Применить теорию размерностей к предыдущей зависимости не удается, так как получается множество решений. Следовательно, составлена общая формула для определения размыва: hр = Kэ hкр (v2/vHдоп)y. (4.2) С учетом конструктивных особенностей и расстояния от водобойной стенки до рассматриваемого сечения lкр расчетная зависимость для прогноза местного размыва может быть представлена в общем виде: hр = K2 Kl Kэ hкр (v2/vHдоп)y, (4.3) где: K2 – безразмерный коэффициент, учитывающий особенности режима работы сооружения; Kl и Kэ – соответственно коэффициент, учитывающий длину крепления и энергетический параметр на выходе; y – показатель степени, учитывающий влияние отношения средней скорости в канале v2 к допускаемой неразмывающей скорости на высоте выступов шероховатости vHдоп.
На основании математической обработки экспериментальных данных коэффициент Kэ может быть определен следующим образом: Kэ = A+B( (4.4) где: - глубина потока на выходе из труб; а также для трехочковых сооружений при маневрировании затворами параметр Kl представлен в следующем общем виде: Kl = С(lкр / hкр)D , (4.5) где значения коэффициентов y,A,B,C,D и K2 задают в зависимости от числа труб сооружения и режима маневрирования затворами, hкр – критическая глубина [24].
Дальнейшие наши исследования по определению длины крепления дна за сооружениями были осуществлены экспериментальным методом сначала на основании рассмотрения длины гидравлического прыжка от начала вальца до сечения, где глубины практически становятся постоянными, была измерена длина прыжка lпр и среднее значение длины прыжка находилось в диапазоне lпр = 21 25 см. Для назначения длины крепления lкр были использованы формулы, предложенные Н. Н. Павловским и А. Сафранец для определения длины прыжка [4, 53, 65]: