автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Обоснование технических решений водопропускных сооружений с учетом особенностей гидравлических режимов в эксплуатационных условиях

Обозначения физических величин и расчетных параметров . .

1. РАЗВИТИЕ МЕТОДОВ РАСЧЕТА СОПРЯЖЕНИЯ БЬЕФОВ МНОГОПРОЛЕТНЫХ ВОДОПРОПУСКНЫХ СООРУЖЕНИЙ

1.1. Исследования сопряжения бьефов в пространственных условиях .

1.2. Общий подход к обоснованию конструктивных решений крепления нижнего бьефа водопропускных сооружений . .

2. СОПРЯЖЕНИЕ БЬЕФОВ В РЕАЛЬНЫХ УСЛОВИЯХ ЭКСПЛУАТАЦИИ ВОДОПРОПУСКНЫХ СООРУЖЕНИЙ

2.1. Формирования плана течейий в пространственных условиях сопряжения бьефов.

2.2. Основные параметры течения на участках крепления в пространственных условиях сопряжения бьефов

2.3. Управление сбойными течениями на участках крепления нижнего бьефа

2.4. Обоснование размеров водобойной плиты рациональной конструкции . . . .

2.5. Обсуждение результатов исследований сопряжения бьефов . . 8 водопропускных сооружений речных гидроузлов и водохозяйственных систем, :сак на стадии подготовки тендерной документации, так и в процессе управления проектом.

Задачи исследований включали в себя :

- развитие методов гидравлического расчета сопряжения бьефов и . проектирования крепления нижнего бьефа многопролетных водопропускных сооружений средне и низконапорных водохозяйственных комплексов с учетом особенностей гидравлических режимов при пропуске эксплуатационных расходов;

- разработку методов гидравлического расчета сопряжения бьефов и обоснования размеров бетонного крепления за водопропускными сооружениями в руслах с большим уклоном дна;

- разработку методологии проектного обоснования размеров и конструктивных решений многопролетных водопропускных сооружений, проектируемых на нескальных основаниях в составе водохозяйственных комплексов;

- развитие теоретических основ расчета и обоснования размеров водопропускных сооружений водохозяйственных систем в узлах слияния водотоков.

Научная новизна. На основе обширных экспериментальных и теоретических исследований научно обоснованы и проверены принципиально новые подходы к расчетам сопряжения бьефов многопролетных водосливных плотин с учетом особенностей гидравлических режимов, возникающих в реальных условиях пропуска паводковых расходов, и сложных течений в проточных трактах водопропускных сооружений водохозяйственных комплексов.

Разработаны теоретические основы гидравлического расчета сопряжения бьефов в пространственных условиях работы многопролетных водосливных плотин средне и низконапорных гидроузлов и методика обоснования размеров элементов крепления нижнего бьефа с различными конструктивными решениями (с гладким водобоем, водобойной стенкой и водобойным колодцем).

Разработана концепция и методология проектного обоснования размеров и технических решений многопролетных водопропускных сооружений,

10 гидроузла, институтом Ленгипроводхоз при разработке проекта водопропускных сооружений Нижне-Омского гидроузла, институтом Совинтервод при разработке водопропускных сооружений на трассе 2-й очереди канала Волга-Дон, канала Иртыш-Курган, а также при создании основного модуля САПР водосбросных и водопропускных сооружений на нескальных основаниях, институтом Ленгидропроект при обосновании конструктивных решений крепления нижнего бьефа эксплуатационных водосбросов гидроузлов Мрича (Индонезия) и Усть-Среднеканского на р.Колыме, Научно-производственным объединением "Ранд" при обосновании проектных решений водопропускных сооружений гидроузла МГЭС-7 на р.Быстрой, Корниловского гидроузла, каскада из 5-ти гидроузлов на р.Половинке, гидроузла на р.Кавыче на Камчатке, ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева при составлении "Рекомендаций по гидравлическому расчету водобойных стенок и колодцев (П 60-93), институтом Гипроречтранс при составлении ведомственных "Указаний по проектированию судоходных плотин". Отдельные материалы исследований включены в учебные пособия, методические указания и справочную литературу по расчету гидротехнических сооружений. [66,217,225,283].

Апробация полученных результатов и практической ценности диссертационной работы. Диссертация является результатом многолетних исследований автора в области гидравлики сооружений, выполненных в период 1975 . 1999 г.г. Постановка задач исследований, поиск и выбор направлений их решения теоретическими и экспериментальными методами, анализ и обобщение приведенных в диссертации результатов осуществлены лично автором. В ходе исследований автор получил ценные советы от проф. Кадомского Е.Д., Лауреата Государственной премии, Заслуженного строителя РСФСР, проф. Можевитинова А.Л.

Основные результаты диссертационной работы докладывались, обсуждались и были одобрены на XV конференции научных работников ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева, (1980 г.), на республиканской научно-технической конференции в г.Ровно (1980 г.), на научно-технических конференциях ЛПИ им. М.И.Калинина (1981 г.), на XVII конференции научных работников ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева

15

1. РАЗВИТИЕ МЕТОДОВ РАСЧЕТА СОПРЯЖЕНИЯ БЬЕФОВ МНОГОПРОЛЕТНЫХ ВОДОПРОПУСКНЫХ СООРУЖЕНИЙ

1.1. Исследования сопряжения бьефов в пространственных условиях

Проектирование крепления в нижнем бьефе многопролетных водопропускных сооружений связано с решением комплекса задач, среди которых в качестве основных следует выделить

- определение отметки поверхности водобойной плиты и крепления нижнего бьефа;

- определение толщины различных участков крепления нижнего бьефа;

- определение удельных расходов и скоростей потока по длине нижнего бьефа с целью назначения тйпа и размеров концевого крепления.

Этим задачам и вопросам сопряжения бьефов в целом посвящено большое количество отечественных и зарубежных работ, среди которых особое место занимают фундаментальные исследования Бахметева Б.А., Павловского H.H., Угинчуса A.A., Чертоусова М.Д., Леви И.И., Кумина Д.И., Рахманова А.Н., Беляшевского H.H., Гунько Ф.Г., Российского К.И., Розанова Н.П., ЛятхераВ.М., Войнич-Сяноженцкого Т.Г., Ребока Т., Рауза X., Раджаратнама Н., Петерка А. Большое значение для проектирования элементов крепления нижнего бьефа имеют результаты исследований Линчевского И.П.[ 169 ], Караулова Б.Ф. и Российского К.И. [119], МацманаБ.А. [ 190 ], Пикалова Ф.И. [ 247 ], Абрамова М.З. [ 1 ], Маккавеева В.М.[184], Мелещенко Н.Т. [ 192 ], Проворовой Т.П. [259], ЦветковаП.К. [ 350 ], ШеренковаИ.А. [371 ], Слисского С.М. [312], Румянцева И.С. [ 296 ], Константинова Н.М. [134], Пашкова И.Н. [ 244 ], Кавешникова А.Т. [116], Дмитриева А.Ф. [ 93, 94 ], Василева С. [430], Рауза X. [ 267 ], Илчева Г.К. [ 432 ], Шарма X. [ 424 ], и ряд других работ, в которых рассматриваются основные вопросы гидравлики нижнего бьефа, а также сформулированы принципы

17 является отыскание отметки крепления нижнего бьефа iß (отметки поверхности водобоя ), которая определяется из условия затопления

В условиях плоской задачи для определения отметки водобоя , а следовательно т0 , /zj и /?2 при критической форме сопряжения бьефов, обычно по заданным z и. hk используют графики Чертоусова М.Д. [ 357 ] или ЧугаеваР.Р. [ 364 ].

При этом значение коэффициента (р назначается по рекомендациям [ 294 ]. Для распространенного в практических расчетах случая (р = 0,95 вторая сопряженная глубина гидравлического прыжка может быть рассчитана по уравнению [ 221 ], полученному в результате обработки графиков сопряженных глубин Угинчуса A.A. [ 338 ] и Чертоусова М.Д.

Однако более удобен для определения сопряженных глубин гидравлического прыжка график, представленный на рис. 1.1, который отражает взаимосвязь всех указанных параметров, позволяет анализировать их взаимное влияние и тем самым наглядно иллюстрирует физическую сущность задачи сопряжения бьефов [ 220 ]. Идея построения такого графика и решение с его помощью задачи сопряжения бьефов была высказана Кадомским Е.Д.

В то же время, когда ширина нижнего бьефа больше ширины работающих пролетов, вторая сопряженная глубина гидравлического прыжка в пространственных условиях меньше . Таким образом, имея в виду изменение уровней нижнего бьефа при увеличении расхода водосброса, отметка водобойной плиты и крепления в целом может быть определена в пространственных условиях сопряжения бьефов.

Впервые системные исследования сопряжения бьефов в пространственных условиях были проведены ЛинчевскимИ.П. в 1934 г. [ 169 ].Эти исследования во многом носили описательных характер, однако позволили установить основные виды течений на участках крепления при сопряжении бурного потока с широким нижним бьефом. В частности Линчевский И.П. отметил, что при глубине нижнего бьефа значительно меньшей глубины бурного потока на гидравлического прыжка в пределах водобойной плиты IB =1УНБ-1,05 к,.

1.1)

Рис. 1.1. График для определения сопряженных глубин совершенного гидравлического прыжка.

19 участках крепления наблюдается свободное растекание, а с возрастанием глубины нижнего бьефа на участках крепления возникает сбойное течение.

Автором установлено, что при /7=^/5 <0,833 необходимо учитывать влияние пространственных условий, а при /?> 0,833 справедливы решения плоской задачи ( Ъх - ширина водосливного фронта, в ~ ширина отводящего русла в нижнем бьефе ).

Исследуя симметричное свободное растекание потока и образование сбойных течений в результате подтопления, автор связал глубину потока в нижнем бьефе с появлением сбойности, предложил график зависимости (рис. 1.2) г

О.

Таким образом в этих исследованиях впервые было отмечено, что вторая сопряженная глубина гидравлического прыжка в пространственных условиях Щр меньше второй сопряженной глубины гидравлического прыжка к2 в условиях плоской задачи и? > /ъ •

Кроме того Линчевским И.П. исследована скоростная структура потока по длине нижнего бьефа. Образование сбойности при увеличении глубины потока в нижнем бьефе автор объясняет несимметричным отделением вихрей от угловых вальцовых зон, воздействующих на струю.

В 1935 г. Пикалов Ф.И. [ 247 ] предложил теоретическое решение пространственной задачи сопряжения бьефов. Кроме того, принимая схему образования прыжка в виде уступа и вводя в расчетную схему схему реакцию боковых стенок, автор получил решение для определения второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в пространственных условиях .

Позднее в 1940 г. Абрамов М.З. предложил более строгое теоретическое решение задачи сопряжения бьефов в пространственных условиях [ 1 ] и для случая внезапного расширения нижнего бьефа на основе применения теоремы количества движения к выделенному объему жидкости получил общее уравнение

21 сопряженных глубин в интегральном виде.

Принимая ряд допущений ( движение считается установившимся, силы трения не учитываются, дно водотока близко к горизонтальному, гасители отсутствуют и др. ), а также принимая изменение свободной поверхности в гидравлическом прыжке по параболическому закону, было получено уравнение для определения второй сопряженной глубины в пространственных условиях при внезапном расширении потока

Обращает на себя внимание, что автор считал неизменной ширину транзитной струи в сбойном течении на участках крепления нижнего бьефа и равной при этом ширине работающего отверстия Ьх.

В ходе экспериментальных исследований, по результатам которых составлены графики (рис. 1.3), было установлено, что свободная поверхность пространственного гидравлического прыжка действительно очерчивается по параболическому закону вида к-Ь^ + аут . Значение показателя степени т для достаточно больших относительных ширин нижнего бьефа рекомендуется принимать 0,25 , а величину коэффициента ¡5 можно принять равным 5 . 6.

Исследования Абрамова М.З. представляют большой теоретический и практический интерес. Они подтвердили выводы по результатам экспериментальных исследований Линчевского И.П. о соблюдении неравенства

Кумин Д.И. в своей работе [ 154 ] развил теорию расчета сопряженных глубин в пространственных условиях при внезапном расширении потока. Учитывая влияние боковых водоворотных зон путем введения касательных напряжений турбулентного трения на боковых поверхностях транзитной струи, он получил следующее уравнение гидравлического прыжка

1.2)

ЩР > /22

22

1Л

5 2 $2 2 где к' Ь к> Р } к ^ к

Ь1 У

1.3) кк - критическая глубина потока.

Для удобного пользования зависимостью Кумин Д.И. рекомендует график = / (^ , /3), представленный на рис. 1.4.

Впоследствии Михалев М.А. [201, 203 ] предпринял попытку применить в исследованиях сопряженных глубин пространственного гидравлического прыжка теорию свободных турбулентных струй. Принятая автором квазитрехмерная расчетная схема (рис. 1.5,а) основывается на предполагаемой аналогии течения жидкости в пределах начального участка свободной плоскопараллельной турбулентной струи и по длине пространственного гидравлического прыжка. Пренебрегая силами трения и решая систему уравнений движения жидкости в пограничном слое свободной плоско-параллельной струи

Т7 ди ттди ди У— + и— + Ж — с1х с1у с1г 1 дт*у р дх

1 дт ■ р ду р дг дУ ди дЖ Л

-+-+ --= 0 , ах ау ах где V, и и Ж- проекции осредненной скорости соответственно на оси

X, у И г, тху и тх2 - касательные напряжения в соответствующих поскостях ху и хг, автор приводит упрощенное выражение для расчета сопряженных глубин в пространственных условиях

И*

2 ах + 1 К з

1.4) где а] - корректив количества движения потока в сжатом сечении,

23

Frx - число Фруда потока в сжатом сечении.

При этом Михалев М.А. рекомендует график, представленный на рис. 1.5, б , который по его мнению может служить для определения второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в пространственных условиях сопряжения бьефов. Следует отметить, что уже из рис. 1.5,а очевидно несоответствие принятой автором расчетной схемы физической картине рассматриваемого явления. В реальных условиях и на моделях лабораторных установок хорошо прослеживается сжатие транзитной струи в пределах гидравлического прыжка и на послепрыжковом участке, а расширение потока наблюдается на дальних участках крепления нижнего бьефа. Кроме того, в рассматриваемой постановке задачи автором игнорируется основная причина, формирующая сбойность и определяющая картину течения в нижнем бьефе, -поперечный перепад давлений, действующий по длине гидравлического прыжка. Это обстоятельство, хорошо иллюстрируемое рассматриваемой расчетной схемой (рис. 1.5,а) и в свое время отмеченное Леви И.И., Куминым Д.И., Гунько Ф.Г., Турсуновым A.A., а также другими исследователями, не позволяет считать корректной как рассматриваемую постановку задачи, так и ее решение.

Указанные исследования охватывали вопросы сопряжения бьефов в случаях работы водосбросов непрерывным фронтом без учета возможной эксплуатации смежных пролетов. Как известно, открытие отверстий многопролетных водосливных плотин осуществляется поочередно ступенями 0,3 . 0,5 M B соответствии с [ 331 ]. И в случае подъемных затворов предельное открытие из условия недопущения подныривания под затвор плавающих тел или льда составляет 0,2 . 0,25 напора на гребне водослива, а из условия борьбы с опасной вибрацией - 0,5 напора [251, 354 ] . После того, как все отверстия водосброса будут открыты частично или на предельную величину, поочередно осуществляется полное их открытие.

Одной из первых работ, в которой исследованы реальные условия эксплуатации многопролетных водосливных плотин на нескальных основаниях, является работа Павловского H.H. [ 239 ]. В этой работе на основе анализа изменения уровней в нижнем бьефе при пропуске паводковых расходов была высказана мысль о недопустимости полного открытия пролетов водосброса при

24

О 50 100 150

Рис. 1.5. Расчетная схема пространственного гидравлического прыжка и график для определения сопряженных глубин (Михалев М.А. [201 ] ). ь * -Ь

Рис. 1.6. Схема течения при неравномерном распределении расхода по фронту плотины ( Сынчиков В.Г. [ 326 ]).

25 не наполненном нижнем бьефе и выдвинута идея разработки схемы открытия отверстий многопролетных плотин. Причем указывалось, что проектирование водосливной плотины и крепления нижнего бьефа необходимо вести с учетом принятой схемы эксплуатации.

В дальнейшем идея разработки схемы открытия затворов водосливных отверстий с учетом конкретных условий эксплуатации водопропускных сооружений была развита Леви И.И. и Кадомским Е.Д., на основании чего был сформулирован основной принцип проектирования крепления нижнего бьефа многопролетных водосливных плотин при донном режиме сопряжения, согласно которому отметка поверхности водобойной плиты должна назначаться из условия затопления гидравлического прыжка (с минимальным коэффициентом затопления) во всем диапазоне открытия отверстий. Это условие является одним из необходимых для удовлетворительного сопряжения бьефов. При этом, как отмечал Кумин Д.И. [ 154 ], совершенно недопустимо определять отметку водобоя по плоским условиям сопряжения бьефов, так как это вызывает неоправданное удорожание сооружений или накладывает значительные ограничения на их эксплуатацию.

Определению второй сопряженной глубины пространственного гидравлического прыжка, образующегося за полностью открытыми пролетами, в этих реальных условиях эксплуатации, посвящены исследования Сынчикова В.Г. [ 326, 327 ] . Рассматриваемая автором расчетная расчетная схема течения представлена на рис. 1.6. Исходя из уравнения изменения количества движения и полагая равномерным распределения скоростей течения по ширине нижнего бьефа в сечении 2-2, а также принебрегая силами трения, получена зависимость для определения второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в пространственных условиях при наличии спутного потока V у ь

1 + О0"1)]2 р о

26

В этом уравнении коэффициент /? - Ьх/В , /*>} , Рг[, и числа Фруда и удельные расходы в сжатых сечениях за полностью открытыми и частично открытыми пролетами (Ргх = ¡фх ; Рг[ = (У{ )2 /ghx), 0С\ , а[ и а2~ коррективы количества движения в расчетных сечениях, которые принимались равными единице. Очевидно, что автором была взята за основу расчетная схема Абрамова М.З. и дополнена введением спутного потока, возникающего при работе частично открытых пролетов.

Для решения получейного уравнения автор привлекает величины И'т /Н"р, найденные экспериментально, где к'т - глубина гидравлического прыжка за частично открытыми пролетами в сечении 1-1. Исследования позволили установить, что вторая сопряженная глубина пространственного гидравлического прыжка в рассматриваемом случае несколько больше, чем, например, полученная в исследованиях Абрамова М.З. [ 1 ] при тех же коэффициентах ¡3 , но меньше второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в плоских условиях.

При всех очевидных недостатках расчетной схемы, неопределенности выбора местоположения сечения с равномерным распределением скоростей и расходов по ширине нижнего бьефа, т.е. исключения из анализа основных факторов, формирующих в пространственных условиях сопряжения бьефов сбойные течения на участках крепления, исследования Сынчикова В.Г. отличает от предыдущих практическая постановка задачи, приближенная к реальным условиям эксплуатации мнопролетных водопропускных сооружений.

Позднее Кузьмин С. А. с привлечением аппарата теории турбулентных струй [ 146 ] предпринял попытку разработки расчетной схемы течения в нижнем бьефе в случае неравномерного распределения удельных расходов на гребне водослива. Также, как и в рассуждениях Михалева М.А., предполагалось, что картина течения в этих условиях аналогична развитию плоско-параллельной турбулентной струи в спутном потоке на начальном участке (рис. 1.7).

В данной расчетной схеме сечение 1-1 совпадает со сжатым сечением основного потока за полностью открытыми пролетами с глубиной , а сечение 2-2 расположено в конце горизонтального участка крепления нижнего бьефа на расстоянии Ь = 30/^ от сжатого сечения.

Предполагая значение коррективов количества движения ах и а2 в

28 сечениях 1-1 и 2-2 равным единице и пренебрегая силами трения по дну, из уравнения изменения количества движения автором получена зависимость удельного расхода в конце крепления (к = Ч2т1Ч\ > а #2т = ^2тКР )» относительная ширина зоны с постоянными максимальными скоростями U2m по оси потока, J3a - относительная ширина зоны интенсивного перемешивания.

Постановка задачи в соответствии с предложенной расчетной схемой (рис. 1.7) более чем некорректно, так как используемый автором аппарат теории распространения плоской турбулентной струи в спутном потоке предполагает постоянство начальной величины скорости по оси струи основного потока в пределах длины начального участка , т.е. сохранение постоянными значений скорости на длине L от сечения 1-1, где реально скорость основного потока равна Vx и число Фруда Frx > 1, до сечения 2-2, где значения скорости течения V2m « V{ , а число Фруда Fr2 «1 ( Fr2 = V2 /gh2p ).

Кроме того, если в расчетной схеме Сынчикова В.Г. принятие корректива количества движения а2 в створе 2-2 равным единице может быть оправдано, то в рассматриваемой постановке такое не приемлемо.

Противоречие расчетной схемы физическим реалиям рассматриваемой задачи вызвало необходимость включения в уравнение подгоночных параметров, к которым относится коэффициент т. и отыскиваемые значения касательных напряжений, действующих по мнению автора в плоскости разделения основного и спутного потоков. Кроме того, коэффициенты увеличения удельных расходов кд в расчетном сечении 2-2 принимались в ходе решения по данным экспериментальных исследований [ 213 ], что также обеспечивало приближение к желаемому результату.

В результате автор утверждает, что решение исходного уравнения сводится к упрощенной зависимости rtl - 772 (1 + 2Fr, ) + ^L Г 0Д1А (1 mf + ра у, + ^ = о 5

V J rn = VH/V2m , Frx = V^/ghx , kq - коэффициент увеличения

29 ^1 + 2(1 + ?) ' где д = ^ - коэффициент неравномерности распределения расходов по ширине водосливного фронта.

Анализ рассмотренных подходов к определению второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в пространственных условиях показывает, что как предлагаемые расчетные схемы, так и разработка аналитических методов расчета, в предположении течения в гидравлическом прыжке и за ним аналогичным начальному участку плоской турубулентной струи, несостоятельны вследствии их изначальной метафизичности. Решение задачи приходится "привязывать" к результатам экспериментальных исследований, как к реально достоверным. Кроме того, такой подход полностью исключает решение задачи расчета сложных течений с позиции методов плановой гидравлики, пояснения к которым содержатся в работах многих авторов [ 78, 100, 154, 164,218,324,335].

Тем не менее, в исследованиях высказано предположение, что основными параметрами, от которых зависит вторая сопряженная глубина пространственного гидравлического прыжка в реальных условиях эксплуатации многопролетных водопропускных сооружений, являются коэффициенты использования водосливного фронта (5=-Ъх\В и неравномерности распределения удельных расходов на гребне водослива д = ^ .

В дальнейшем, исходя из анализа характера изменения уровней нижнего бьефа в зависимости от расхода ^ УНБ - / (б ) , было отмечено, что далеко не всегда можно однозначно назвать расчетный случай при определении отметки водобоя и крепления нижнего бьефа в" целом, как на то указывают, в частности [ 86, 330, 390 ] . Из рис. 1. 8 видно, что выбор наивысшей отметки водобоя во многом определяется зависимостью ^ УНБ = / (<2) ■ При этом, чем интенсивнее изменяются отметки УНБ в зависимости от поступающего в нижний бьеф расхода, тем выше получается отметка водобоя в сравнении с отметкой, рассчитанной по плоским условиям сопряжения бьефов. И наоборот - при незначительных изменениях отметок УНБ в зависимости от расхода отметки водобоя, найденные с учетом пространственных условий сопряжения бьефов и по плоским условиям,

30 практически не отличаются.

Обращает на себя внимание то обстоятельство, что в первом случае отметка поверхности водобойной плиты определяется в пространственных условиях сопряжения бьефов при первых открытиях пролетов водосброса полностью, в то время как во втором и третьем случаях отметка водобоя определяется практически в плоских условиях при полном открытии последнего пролета. Таким образом, с целью обоснованного назначения отметки поверхности водобойной плиты необходимо проследить изменение ее во всем диапазоне открытий затворов, после чего принять наинизшую.

При отсутствии на водобойной плите гасителей, толщина ее находится из условия устойчивости на опрокидывание относительно ребра низовой грани под действием гидродинамических сил [ 66, 284 ]. Причем действие дефицита давления является определяющим при расчете устойчивости, тогда как при расчете на прочность в качестве основных усилий принимаются пульсации давления.

Толщина крепления в пределах рисбермы зависит от ряда факторов, среди которых в качестве основных следует выделить пульсацию гидродинамического давления и придонную скорость потока. При расчете крепления рисбермы бетонными плитами обычно используют методику, основанную на расчетной физической модели, предложенной Кадомским Е.Д. и учитывающей воздействие гидродинамического давления [ 363 ], а при креплении рисбермы камнем -расчет выполняется по рекомендациям [ 27, 66, 322 ] и других авторов. Следует отметить, что указанные методы расчета крепления рисбермы не охватывают всех особенностей изменения отмеченных основных параметров потока по длине нижнего бьефа в пространственных условиях, в связи с чем определение их величины при различном характере течения в нижнем бьефе нуждается в уточнении.

Конструкция и размеры концевого крепления во многом зависят от грунтов основания и определяются удельным расходом в конце рисбермы [ 156, 249, 290 ]. В свою очередь, удельный расход на сходе потока с рисбермы зависит от открытия пролетов водосброса.

В большинстве случаев паводковые расходы пропускаются через

31 водопропускные сооружения гидроузлов при неполном использовании водосливного фронта, и на фоне частично открытых пролетов водосброса только часть отверстий бывает открыта полностью. В этих условиях за счет неравномерного распределения удельных расходов по длине водослива на участках крепления нижнего бьефа образуется сбойное течение. Изучение условий сопряжения при резком расширении нижнего бьефа в плане позволило ЛевиИ.И. установить, что одной из главных причин возникновения сбойных течений является наличие более низкой отметки уровня воды на участке сброса по сравнению с уровнем воды окружающей акватории в тех же сечениях, т.е. наличие поперечного к потоку перепада давления [ 163 ] . Кроме того, под воздействием этого перепада давления происходит интенсивное натекание масс воды в транзитный поток из боковых областей. За счет указанных факторов на послепрыжковом участке отмечается изменение направления, уменьшение ширины транзитного потока и соответственно существенное увеличение удельного расхода.

При анализе картины потока в нижнем бьефе водопропускных сооружений обычно различают два вида сбойных течений - устойчивую сбойность, при которой по течению происходит увеличение удельного расхода вдоль неизменной динамической оси потока, и неустойчивую сбойность, при которой увеличение удельного расхода сопровождается перемещениями в плане динамической оси, а следовательно, направлением сбойного течения. Явление, обратное сбойности, при котором происходит уменьшение величины удельного расхода, называется растеканием [ 362 ].

Исследования многих авторов подтверждают, что наиболее опасные сбойные течения возникают в случаях, когда область прыжка сообщается с окружающим водным пространством.

Гунько Ф.Г. [ 81, 86 ] рассмотрены различные виды сбойных течений и дана подробная их классификация на основе взаимодействия боковых областей нижнего бьефа и транзитной струи, как в случае одностороннего, так и в случае двустороннего натекания. В [ 143 ] предпринята попытка определить глубину нижнего бьефа, отвечающую смене различных видов сбойных течений. В этих же работах имеются предложения по определению длины участка сбойности,

Рис. 1. 10. Графики зависимости в =/07,; F,). который включает в себя длину пространственного гидравлического прыжка и часть длины послепрыжкового участка.

Исследования возможных видов сбойных течений, возникающих в нижних бьефах водопропускных сооружений в случае, когда < h/6 < /?2 , выполнены Турсуновым A.A. [ 335 ]. Автором установлено, что при сопряжении бурного потока, вытекающего из прямоугольного отверстия, с широким нижним бьефом на участках крепления образуется крутая косая волна ( рис. 1.9 ). За фронтом этой волны элементарные струйки потока поворачиваются в плане на некоторый угол в ; при этом происходит уменьшение ширины потока, что сопровождается увеличением удельного расхода. На основании анализа состояния потока, деформированного этой волной, была определена зависимость изменения угла в от величины безразмерной скорости потока Fx и относительной глубины нижнего бьефа r¡x (рис. 1.10). Безразмерная скорость потока Fx равна Fx - д/ Frx . По мере увеличения величины r¡x - hiifJh{ в нижнем бьефе происходит почти пропорциональное увеличение угла 0 , при этом деформированный поток находится в бурном состоянии (пологая ветвь графиков). Область максимальных значений угла 0 соответствует околокритическому состоянию деформированного потока (F2 « 1,0), а правая крутая ветвь графиков характеризует изменение угла поворота потока в спокойном состоянии (F2 < 1,0). В этом случае в нижнем бьефе образуется косой гидравлический прыжок.

Как видим, при образовании в нижнем бьефе косых волн на участках крепления формируется устойчивое сбойное течение. При возрастании величины 7/, и образовании в нижнем бьефе косых гидравлических прыжков на участках крепления возникает неустойчивая сбойность потока, в связи с тем, что малым изменением глубины нижнего бьефа соответствует значительные изменения угла в , а следовательно, и удельного расхода. В свою очередь, эти изменения во многом зависят от разности уровней в боковых водоворотных областях, неравномерной по ширине шероховатости [ 129, 372 ] и других факторов.

В пространственных условиях сопряжения бьефов значительный интерес представляет определение удельных расходов на послепрыжковом участке. При донном режиме сопряжения в русле с горизонтальным дном изменение удельного расхода в сбойном течении может быть определено с помощью графиков,

Рис. 1. 12. Графики зависимости е = / ( ¡5, ) ( Кузнецов С.К. [140]).

35 составленных Гунько Ф.Г. Согласно этим графикам относительная величина удельного расхода находится с помощью коэффициента расширения потока в вертикальной плоскости к - и-коэффициента формы струи ./V, = Ь/Ил , где Ъ и \ - соответственно ширина и глубина потока в сжатом сечении, а - средняя глубина нижнего бьефа ( рис. 1.11 ). Графики справедливы для 1цб - (60. .100) и \/ р < 6 .По исследованиям Гунько Ф.Г. максимальный удельный расход может быть найден с помощью следующих зависимостей

- при полностью затопленной струе тах ~ к ' при струе с двусторонним натеканием

1х тах \

И2 - 1% ср л к ср

1.6)

В [ 143 ] на основании результатов экспериментальных исследований приводится эмпирическая зависимость для определения коэффициента сжатия транзитного потока на послепрыжковом участке, с помощью которой возможно определение средних величин удельного расхода в сбойном течении при ¡3 < 0,5 и Ь/кх < 7 1 = — 2

1 + £

-0,18 -1

1.7)

Коэффициент сжатия представляет собой отношение ширины транзитного потока в нижнем бьефе Ът к ширине работающего отверстия Ъ (= Ът ). Следует отметить, что данная зависимость рекомендуется для весьма неопределенных условий сопряжения бьефов. В качестве критерия затопления пространственного гидравлического прыжка автором принимался момент прекращения раскачки нижнего бьефа и исчезновения волнистого характера свободной поверхности вдоль оси транзитного потока, что не позволяет выявить отличие величин

3*6 удельных расходов сбойного потока при критическом и при затопленном состоянии пространственного гидравлического прыжка. Тем не менее, в исследованиях выявлено важное обстоятельство - сжатие транзитной струи, а следовательно увеличение удельного расхода на послепрыжковом участке, с возрастанием кинетичности потока в начальном сечении, т.е. с увеличением числа Фруда. Аналогичные выводы, основанные на результатах экспериментальных исследований (рис. 1.12 ), содержатся в [ 140 ] .

В случае внезапного расширения и углубления прямоугольного русла из уравнения изменения количества движения, записанного для транзитной струи с учетом сил трения и поперечного давления, действующего на боковую грань, Россинским К.И. получена зависимость, по которой предлагается определять величину удельного расхода в воронке размыва в створе максимального сжатия транзитного потока [ 290 ]

Чрб h h

В f р + рб нб в

1- ' V h нб у

1.8) где - удельный расход на сходе потока с рисбермы,

Врб - ширина потока в конце рисбермы, В - ширина нижнего бьефа, Ьр - глубина потока за пределами рисбермы. В тех же условиях местное увеличение удельного расхода за пределами рисбермы водосливных плотин в диапазоне ¡3 = 0,26.0,66 может быть определено по зависимости Леви И.И. [ 164 ] qp = 0,85 qp6

К в

Кб ]j Врб 1-9)

Имеется также, аналогичное приведенным выше, аналитическое решение Образовского A.C. [ 234 ] .

К недостаткам отмеченных работ следует отнести, что формирование плана течения в нижнем бьефе многопролетных водосливных плотин рассматривалось

37 без учета эксплуатационных графиков открытия пролетов водосброса, т.е. без учета влияния на режим сопряжения бьефов потока за частично открытыми смежными пролетами. Указанные зависимости получены авторами для схемы внезапного расширения нижнего бьефа и не учитывают реальных условий эксплуатации водопропускных сооружений. Кроме того, при нахождении с помощью упомянутых решений удельного расхода за пределами рисбермы многопролетных водосливных плотин зачастую неясен вопрос определения величины удельного расхода в конце рисбермы .

В реальных условиях эксплуатации многопролетных водосливных плотин при неравномерном открытии отверстий водосброса расчет удельных расходов в транзитном потоке и построение плана течения на участках крепления нижнего бьефа значительно усложняется. И в настоящее время имеются лишь отдельные работы, с помощью которых возможен весьма приближенный анализ течения в нижнем бьефе в этих условиях [ 177, 375 ] .

В частности, для определения удельного расхода в воронке размыва при резко неравномерном по ширине сбросе паводковых расходов в [291 ] рекомендуется использовать приведенное выше уравнение Российского К.И., принимая в качестве дрб удельный расход, осредненный по фронту водосброса, а отношение Врб /В - по уравнению где Вх - ширина потока в той части фронта, где имеются большие удельные расходы ^ , В2 - ширина потока в части фронта с малыми удельными расходами д[ .

В 1971/72 г.г. появились работы Якушкиной О.И., в которых содержатся результаты теоретических и экспериментальных исследований сбойных течений в нижних бьефах многопролетных водосливных плотин при различных сочетаних частично и полностью открытых пролетов [ 385, 386 ].

Исходя из анализа односторонней схемы полного открытия водосливных пролетов на фоне остальных, открытых частично, автором установлено, что в

1.10)

38 большинстве случаев течение в нижнем бьефе характеризуется наличием в пределах рисбермы водоворотной области за частично открытыми пролетами и мощного транзитного потока, сосредоточенного вблизи одного из берегов за полностью открытыми пролетами. При этом область интенсивного турбулентного перемешивания распространяется на всю ширину нижнего бьефа, и эпюра средней по глубине избыточной скорости потока в сечении, расположенном в средней части или в конце рисбермы, удовлетворительно описывается известной зависимостью Шлихтинга [376 ]. В связи с чем, исходя из уравнения изменения количества движения, записанного с учетом характера изменения скорости по всей области турбулентного перемешивания и выражающего изменение количества движения в потоке по сечению, рассположенному в пределах рисбермы, получено аналитическое выражение для определения максимальных скоростей и удельных расходов транзитного потока в этом сечении в случае одностороннего полного открытия части пролетов на фоне остальных, открытых частично, при глубине нижнего бьефа за пределами рисбермы, равной второй сопряженной глубине гидравлического прыжка в плоских условиях (кнб - )

2 А,2 г? Кб 1 , Р' ЧхЦРР , К)2*1-/?), Я. 1 ^Р & Р

0,632 1 + 2,16 — Д ' КвР где кт и Ыт - глубины потока в начальном сечении нижнего бьефа соответственно за полностью и частично открытыми пролетами, ¡3' -коэффициент, учитывающий ширину быков водосброса, Д - коэффициент, учитывающий в пределах эпюры скоростей ширину ядра постоянного расхода.

На основании полученных решений было установлено (табл. 1.1 ), что в исследуемых условиях максимальные удельные расходы в пределах рисбермы достигают значений дтах = (2,0.2,3) ^ при [3 = 0,3.0,5 , что в целом подтверждает необходимость учета параметров сбойного течения при проектировании крепления нижнего бьефа с учетом очередности открытия

39

Таблица 1.1 к \ я щ \ коэффициент использования водосливного фронта (3

0,1 0,125 0,166 0,25 0,4 0,5 0,66

10 1Д2 1,2 1,45 1,79 2,3 2 1,5 1

20 1,1 1,2 1,4 1,78 2,2 1,9 1,5 1

40 1,1 1,2 1,38 1,75 2,14 1,8 1,45 1

60 1,1 1,2 1,36 1,73 2,1 1,78 1,43 1

80 1Д 1,19 1,35 1,72 2,08 1,76 1,41 1

100 1,08 1Д9 1,34 1,7 2,05 1,75 1,4 1

1 4 7 10 13

Рис. 1, 13. Изменение коэффициента увеличения удельного расхода кд в конце участка крепления в зависимости от открытия пролётов (Якушкина О.И. [ 386 ]).

40 пролетов водосброса в реальных условиях эксплуатации.

Однако, обращает на себя внимание тот факт, что результаты аналитического решения задачи по определению параметров потока в сбойном течении, обобщенные в виде графиков кд= / ( Ггх; 1//?) (рис. 1.13), приводят к выводу о возростании коэффициентов увеличения удельного расхода в зависимости от уменьшения кинетичности потока в сжатом сечении, т.е. числа Фруда ^. Эти выводы противоречат физической сущности рассматриваемого явления, результатам экспериментальных исследований [ 140, 143 ], а также результатам собственных экспериментальных исследований, помещенных автором в работе [ 386 ] в составе прилагаемых материалов. Противоречия объясняются выбранным подходом к решению исследуемой задачи, который сводится к формальному составлению уравнения изменения количества движения для отсека жидкости с нечеткими, физически некорректными граничными условиями и обоснованием с помощью подгоночных коэффициентов аналогии между течением жидкости на послепрыжковом участке и развитием плоско-параллельной струи в спутном потоке, однако без учета реальных и таких важных физических факторов, как эжекционные свойства турбулентных струй. По этим причинам полученное решение, не может рассматриваться как практически значимое.

Следует отметить, что в указанных исследованиях только частично затронуты вопросы реальных условий эксплуатации многопролетных водопропускных сооружений и не рассмотрены схемы полного открытия пролетов в центральной части водосбросов, а также частичного открытия пролетов на величину 0,5 Н. Кроме того, в исследованиях не рассмотрена критическая форма сопряжения бьефов, которой отвечает глубина нижнего бьефа на участках крепления, равная второй сопряженной глубине пространственного гидравлического прыжка и наивысшая отметка поверхности водобойной плиты.

Позднее в работах [ 213,218 ] на основании результатов экспериментальных исследований показано, что при пропуске паводковых расходов неполным водосливным фронтом в нижнем бьефе на послепрыжковом участке происходит интенсивная деформация эпюры скоростей основного потока, которая при уменьшении его ширины сопровождается возрастанием скоростей У2т по его

41 ГОО/ А »

БМБМО.Еш оси и снижением максимальной скорости К2тах ( рис. 1.14 ). Очевидно, что нахождение какой-либо универсальной зависимости, с помощью которой можно было бы описать эпюру скорости основного потока в пределах этого участка, практически невозможно. В конце участка интенсивной деформации эпюры скорости основного потока, т.е. в конце участка сбойности, скорость Г2тах становится равной У2т , и в дальнейшем по длине нижнего бьефа происходит ее уменьшение. В пределах этого участка ( участок растекания ) эпюра скоростей приобретает характерное очертание турбулентной струи в спутном потоке.

Исходя из этого расчет параметров течения в нижнем бьефе с позиции теории турубулентных струй возможен только для сечения, расположенного в конце участка сбойности, называемого переходным, в пределах которого определяются:

- ширина струи Ъс и общий расход сбойного течения ()с;

- ширина Ъя ядра постоянного расхода 0Х = Ъх основного потока;

- средняя по сечению ядра постоянного расхода скорость ¥3 и скорость У2т = у2тах на оси транзитного потока.

Для нахождения указанных параметров используется гипотеза об универсальности эжекционных свойств турбулентных струй, предложенная Яковлевским О.В. [ 384 ], согласно которой, если данная, распространяющаяся в произвольных условиях струя (г) ,и эталонная плоско-параллельная струя (о) имеют в начальном сечении равную величину импульса /0 = /,, то эти струи обладают одинаковыми эжекционными свойствами и законы увеличения общего расхода струй совпадают, т.е. в переходном сечении общий расход струй и другие параметры будут одинаковы бс =& (0,0362-х + 1), х - относительная длина участка до расчетного сечения.

Таким образом, рассматривая сечение, расположенное в конце участка сбойности в качестве начального сечения основного участка струи в спутном потоке, основные параметры течения как в этом сечении, так и на участке растекания потока, могут быть определены с помощью известных методов расчета

42

Рис. 1.14. Упрощенная схема течения в нижнем бьефе при неравномерном открытии пролетов водосброса ( Николаенко Ю.И. [ 218 ]).

43

44 сложных струйных течений [ 4, 69 ].

Применение этих методов облегчается тем, что эпюра безразмерной избыточной скорости потока в переходном сечении и на участке растекания апроксимируется зависимостью, аналогичной формуле Шлихтинга [ 376 ] для турбулентного следа за плохо обтекаемым телом (рис. 1.15)

АК

AV т

АГ. т где АУт = У2т - Ун, АУ = У-УН = у/Ьс- безразмерное расстояние до точки, в которой скорость равна V , - полуширина струи в рассматриваемом сечении, у - текущая ордината, Ун - средняя по глубине скорость спутного потока.

Исходя из уравнения увеличения расхода, с учетом развития пограничного слоя в зоне смешения основного и спутного потоков, в результате получены осредненные характеристики сбойного течения в переходном сечении

Основные параметры течения в переходном сечении q* 0,3 q « 0,6

Qc 1,38 Q\ l,47 0i к 2,58 h 2,45 b{

Ъя 0,485 bc 0,5 bc

V ' ср 0,535 V2m F2ff3

Уя 0,8 V2m 0,82 V2m

Для определения максимальной скорости У2т в этом сечении рекомендуется зависимость 3 ( 7 Л

1 - 0,05

6,

V2m - 1.2 Ы

К h V

- 0,5

2 -h\

Л /

45

В этом уравнении еще одним искомым параметром является длина участка сбойности 1сб. Величина 1сб может быть найдена исходя из рассмотрения расчетной физической модели пространственного гидравлического прыжка, образующегося за полностью открытыми пролетами в пределах водобойной плиты при глубине нижнего бьефа, равной [ 218 ] .

Столь значительное возрастание удельного расхода в пространственных условиях работы многопролетных водопропускных сооружений необходимо учитывать при проектировании крепления и при необходимости должны быть предусмотрены меры для управления потоком в нижнем бьефе с целью борьбы с опасными сбойными течениями.

Среди конструктивных мер борьбы со сбойностью потока в нижних бьефах наибольшее распространение получили гасители- растекатели и расщепители ( рис. 1.16 ), с помощью которых удается получить более равномерное распределение скоростей потока в плане на послепрыжковом участке [117, 328]. При расположении гасителей-растекателей в пределах водобойной плиты в два-три ряда обеспечивается надежное затопление гидравлического прыжка и несколько уменьшается поперечный перепад давлений. Обычно рекомендуется применять эти конструкции во всех случаях сосредоточенного сброса больших масс воды на узком участке сооружения. Недостатком подобных растекателей является снижение их эффективности при работе крайних пролетов водосбросов, за которыми как раз желательно добиться наибольшего уменьшения скоростей течения. Кроме того, применение этих конструкций ограничивается из-за развития при больших скоростях потока кавитационной эрозии.

Для устранения основной причины, порождающей сбойные течения, Леви И.И. рекомендовал разобщать транзитный поток и окружающее его водное пространство по всей длине гидравлического прыжка путем удлинения быков водосброса, а также устройством раздельных стен по всей длине крепления нижнего бьефа, порядка (25.30) , между водосливной и глухой частями напорного фронта или расчленением водосброса на отдельные секции [164 ] .

В [ 13 ] предлагается конструкция растекателя, устраиваемого в пределах носка водосливной плотины ( рис. 1.17 ). Сходящий с плотины поток, следуя очертанию криволинейной поверхности растекателя, приобретает винтовую

83

В связи с тем, что в случае симметричной схемы открытия пролетов водосброса концентрация расходов в конце участка крепления оказывается несколько меньше, чем при несимметричной, и течение на участках крепления характеризуется устойчивой сбойностью потока как в случае д « 0,6 , так и при д » 0,3, предпочтительнее полное открытие пролетов водосброса в центральной его части, нежели открытие боковых пролетов, тем более, что при этом существенно упрощаются компоновочные решения концевого крепления в виде успокоительного ковша.

Как уже отмечалось, зависимости = /?) получены для критической формы сопряжения бьефов, т.е. при кнб - . Однако для выбора оптимальных размеров крепления необходимо учитывать, что с увеличением числа полностью открытых пролетов водосброса происходит увеличение сбросного расхода, поступающего в нижний бьеф, а следовательно, возрастает и глубина нижнего бьефа на участках крепления в соответствии с зависимостью УН Б - /((2). В этих условиях кнб, найденная для какого-то промежуточного значения, например 0,1 < (3 < 0,7, может оказаться больше или даже /?2 .

С целью изучения характера изменения величины удельных расходов основного потока в конце участка крепления при возрастании глубины нижнего бьефа были выполнены экспериментальные исследования в условиях симметричной и несимметричной схемы открытия пролетов водосброса. Исследования проводились в диапазоне изменения глубины нижнего бьефа \б~п при 0,7 < п < 1,7. Коэффициент п представляет собой отношение глубины нижнего бьефа к/б и второй сопряженной глубины гидравлического прыжка основного потока в плоских условиях (и = ) •

Результаты этих исследований позволяют считать неизменной концентрацию расходов в конце участка крепления в диапазоне изменения глубины нижнего бьефа от до , а следовательно, и в этих условиях использовать зависимости = /(^, /3 ), представленные на рис. 2.17.

Дальнейшему возрастанию глубины нижнего бьефа ( п > 1 ) также соответствует уменьшение величины к у для всех исследуемых параметров р и ¡3. Однако это уменьшение происходит менее интенсивно по сравнению с предыдущим и не пропорционально увеличению глубины кнб , при этом величина

232 должен осуществляется поиск путей снижения стоимости сооружения.

Если по геологическим и топографическим условиям нет никаких ограничений выбора отметки заложения подошвы сооружения, основное внимание может быть уделено анализу материалоемкости элементов сооружения. В рассматриваемом случае объем бетона крепления нижнего бьефа составляет почти 50 % от общего объема. В связи с чем, наиболее эффективное снижение £ Wб может быть достигнуто за счет удешевления крепления нижнего бьефа. В этом случае целесообразно рассматривать варианты с гасителями энергии, например, с водобойной стенкой.

Имея в виду, что данный вариант характеризуется относительно невысокими значениями удельных расходов в сбойном течении и что число пролетов водосброса N >5 , можно сделать вывод о сохранении в рассматриваемом случае типа затворов (подъемных) при изменении схемы открытия водосливных отверстий для управления потоком в нижнем бьефе с целью уменьшения удельных расходов в сбойном течении на участках крепления, а соответственно с целью удешевления рисбермы и концевого крепления.

При неприемлемых плановых размерах следует задать один или несколько вариантов с q > q0 и с помощью програмного комплекса BEST выполнить расчет необходимых параметров, сопоставительный анализ которых позволит принять окончательное решение.

Во втором случае Q =1600м3/с и z -\5ш значение удельного расхода

Р 2 / базового варианта qo= 25,5 м /с . Аналогично определяются и другие параметры, в частности : Wf. =58 тыс. м3; W = 31,5 тыс. м3; W , = 19,5 тыс. м3; W =6,0тыс.м3.

-'о ' пл ' ' но ' У

Как видим, по сравнению с предыдущим происходит перераспределение объемов бетона между элементами сооружения, и более материалоемкой в данном случае является водосливная плотина ( 54 % ), облегчение которой за счет изменения конструктивных решений может привести к существенному уменьшению общего объема бетона £ Wб , а следовательно стоимости водопропускного сооружения и сроков его возведения .

Анализ параметров сбойного течения показывает, что в данном случае

Рис. 6. 8. К определению координат криволинейного сопрягающего устоя.

288 длине русла ниже узла слияния.

Результаты экспериментальных исследований свидетельствуют, что худшими показателями обладает конструкция сооружения ( рис. 6. 10. 1 ) широко распространенная в гидротехнической практике. Наибольшие значения максимальных придонных скоростей потока в этом случае наблюдаются вблизи узла слияния и в 2,2 раза превышают величину средней по сечению скорости Ус, рассчитанную по суммарному расходу основного водотока сооружения ()с = £)0 + £)п- Стабилизация течения ниже узла слияния происходит на большой длине русла основного водотока ( рис. 6.11. 1 ). Столь значительное возрастание скоростей объясняется тем, что на большой протяженности участка впуска поток притока оказывается защищенным от поперечного воздействия вертикальной ныряющей стенкой сопряжения подходной выемки. В этих условиях струя притока имеет наибольшую "дальнобойность", что приводит к значительным деформациям течения в зоне узла слияния и удлинению участка выравнивания скоростей по сечению.

Как уже отмечалось эффективное уменьшение деформации течения в зоне узла слияния может быть достигнуто изменением угла подвода канала притока или равномерным увеличением площади поперечного сечения по длине сопрягающего участка (рис. 6. 10. 2 ).

План течения на участке слияния водотоков с равномерно расширяющимся переходным участком представлен на рис. 6.11. 2. Данная конструкция впускного сооружения относительно проста^ однако, характеризуется некоторым увеличением объема земляных работ. Расширение переходного участка в вертикальной плоскости осуществляется откосом с заложением не более 1 : 4, устанавливая при этом в пределах выходного сечения среднюю скорость потока, примерно равную средней скорости течения в основном водотоке до узла слияния, т.е. ¥п = У0. Как видим, при этом возможно сокращение длины русла канала со скоростями, превышающими среднее значение скорости ниже узла слияния, а следовательно - и уменьшение стоимости крепления дна русла канала в зоне взаимодействия потоков.

Еще большее уменьшение длины участка крепления русла основного

295 водобое позволили установить, что в случае неравномерного открытия пролетов при критической форме сопряжения бьефов удельные расходы в сбойном течении з основном зависят от параметра ^ в сжатом сечении основного потока и коэффициента использования водосливного фронта /3 . Для нахождения удельного расхода сбойного течения в конце горизонтального участка крепления получены зависимости кд = (3) и (к )п = п) > с помощью которых могут быть определены конструкция и размеры концевого крепления с учетом реальных условий эксплуатации многопролетных водосливных плотин как при критической форме сопряжения бьефов, так и в широком диапазоне изменения глубины нижнего бьефа до кнб = 1,4 к2 ■

При разработке схемы открытия затворов водосливных отверстий с целью уменьшения удельных расходов в сбойном течении следует иметь в виду, что эффективное управление потоком чередованием частично и полностью открытых пролетов возможно при числе водосливных отверстий плотины больше 5. В противном случае целесообразно применение конструктивных мер борьбы со сбойностью или может быть рассмотрен вариант водопропускного сооружения, оборудованного опускными затворами, которые допускают равномерное открытие водосливных отверстий.

4. Результаты исследований осредненных гидродинамических нагрузок в пределах гидравлического прыжка на гладком водобое позволили разработать рациональную конструкцию водобойной плиты с переменной по длине толщиной, у которой объем бетона на 20% меньше, чем у водобойной плиты постоянной толщины, широко применяемой в практике гидротехнического строительства. В ходе исследований разработаны рекомендации по снижению материалоемкости водобойной плиты в случаях, когда целесообразно понижение отметки водобоя.

5. Исследования сопряжения бьефов при включении в состав крепления нижнего бьефа плиты водобоя с установленной в ее пределах водобойной стенкой свидетельствуют, что критическая высота стенки с зависит от положения ее относительно сжатого сечения, причем с сокращением длины водобойного бассейна / высота с уменьшается. Это обстоятельство обусловлено увеличением реактивного воздействия гасителя при его приближении к сжатому

299 величина удельного расхода Яо отвечает зоне наименьших затрат (Z S. )mjn . В качестве базового принимается вариант водопропускного сооружения с гладким водобоем. Для определения величины qo рекомендуется зависимость 40 = f(Qp'-> zp), на основе которой находятся параметры водопропускного сооружения базового варианта и материалоемкость его элементов (водосливной плотины, крепления нижнего бьефа и сопрягающих устоев). Результаты выполненных исследований сопряжения бьефов впервые обобщены и объединены в единый програмный комплекс BEST, представляющий собой основной модуль САПР водопропускных сооружений средне и низконапорных гидроузлов. Разработанный програмный комплекс аналогов не имеет и позволяет осуществить объективный анализ показателей материалоемкости водопропускных сооружений с различными вариантами крепления нижнего бьефа, и на этой основе подойти к нахождению эффективных конструктивных решений, обеспечивающих выработку стратегии снижения капитальных затрат при решении ключевых задач финансового управления проектом.

13. Результаты анализа технико-экономических показателей рассмотренных конструктивных решений водопропускных сооружений свидетельствуют, что априори одназначно определить наивыгоднейший вариант невозможно. В зависимости от условий строительства, и характера изменения уровня нижнего бьефа \>УНБ = /(Q) в одних случаях меньшей материалоемкостью может характеризоваться конструктивная схема водопропускного сооружения с гладким водобоем, а в других - с водобойным колодцем. В тоже время конструктивная схема водопропускного сооружения, включающая крепления нижнего бьефа с водобойной стенкой, установленной в пределах водобойной плиты, может иметь лучшие экономические показатели и позволяет в ряде случаев снизить общую материалоемкость водопропускных сорружений на 15 . 17 % по сравнению с базовым вариантом.

14. Изучение условий формирования плановой картины течения на участках слияния водотоков показало неэффективность широко используемых конструктивных решений водопропускных сооружений. На основе оптимизации течения в узлах слияния водотоков с позиции теории струй идеальной жидкости

300 разработана методика обоснования размеров и плановых очертаний водопропускных сооружений, обеспечивающая радикальное сокращение размеров крепления дна русла и существенное повышение надежности эксплуатации сооружения. Предложены графики для определения координат криволинейного сопрягающего устоя водопропускного сооружения в зависимости от соотношения расходов водотоков и условий строительства.

В целом результаты выполненных исследований особенностей гидравлических режимов, возникающих в реальных условиях пропуска паводковых расходов в период эксплуатации водопропускных сооружений с учетом позволяют качественно подготовить техническую документацию для участия в тендерных торгах, способствуют корректному обоснованию объема инвестиций, необходимых для реализации проектных решений, и обеспечивают в дальнейшем при решении ключевых задач финансового управления проектом выработку стратегии удешевления сооружений, в том числе за счет снижения их материалоемкости, т.е. уменьшения общей стоимости проекта.

304

37. Браваник С.Е. Опыт восстановлейия гасителя водосброса головного узла каскада Чирюртских ГЭС. - Гидротехническое строительство. 1982, № 4, с. 51.

38. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочник по математике для инженеров и учащихся вузов. - М., Наука, 1981. - 718 с.

39. Бубнов В.Ф. Изучение устойчивости и способов крепления русел рек водоприемников и каналов мелиоративных систем в зоне слияния потоков. Автореферат дис. . канд.техн.наук. Минск, 1978. - 23 с.

40. Брэдшоу П. И. Турбулентность: Пер. С англ. - М.: Машиностроение, 1980. -343 с.

41. Будина С.Х., Козлов Д.А. Координаты входной части устоя. - Доклады АН БССР, 1975, т. XIX, № 4, с. 368 - 370. '

42. Буковшин В.П., Шестова Н.П. Падение плоской дозвуковой струи на плоскость под произвольным углом. - Инж. Журнал , 1965, т. 5, № 4.

43. Букреев В.И. Экспериментальные исследования пульсации давления в зоне гидравлического прыжка. Автореф. дисс. канд.техн.наук, Новосибирск, 1966.— 28с.

44. Быков В.М. Плановое расширение потока в нижних бьефах гидротехнических сооружений. В сб.:Тр.МЭИ. М., 1957, вып.29, с.86-5.

45. Варывдин A.B. Совершенствование расчетов конструкций нижних бьефов водосбросных плотин при маневрировании затворами. Автореферат дисс. . канд.техн.наук, МГУП, М., 1995. - 18 с.

46. Васильев О.Ф. Гидравлический прыжок в расширяющимся русле. В сб.: Доклады АН СССР, М., 1956, т.106, №6, с.797 - 800.

47. Васильев Ю.П. Численные методы решения экстремальных задач. - М.: Наука, 1980.- 518 с.

48. Великанов М.А. Динамика русловых потоков, ч. 1. - М.: Госэнергоиздат, 1954. - 323с.

49. Веников В.А., Веников Г.В. Теория подобия и моделирования (применительно к задачам электроэнергетики). - М.: Высшая школа, 1984. - 439 с.

50. Во Суан Минь. Водобойная стенка, близко расположенная к плотине. Автореферат дисс. . канд.техн.наук, ЛПИ, Л., 1971. - 17 с.

310

- 18 с.

115. Каверин A.A., Николаенко Ю.И. Исследование впускных сооружений в узлах слияния крупных магистральных каналов с водотоками. ЦБНТИ Минводхоза СССР - Мелиорация и водное хозяйство. 1985, №6.

116. Кавешников А.Т. Особенности расчета и конструирования элементов водопропускных сооружений гидроузлов. Автореферат дисс. докт.техн.наук, МГМИ, М., 1993. - 60 с.

117. Караулов Б.Ф., Россинский К.И., Кузьмин И.А. Методические указания по проектированию гасителей энергии и креплений в нижнем бьефе водосбросных плотин на нескальных грунтах. - Труды Гидропроекта. М., Госстройиздат, 1958, № 1, с. 117- 151.

118. Караушев A.B. Речная гидравлика. - М.- Л.: Гидрометеоиздат, 1969.416 с.

119. Карпов А.И. Исследование влияния степени затопления прыжка на формирование воронок местных размывов при донном режиме сопряжения бьефов. В сб.: Гидравлика и гидротехника. Мин-во высш.и средн. спец. образования УССР. Киев, 1966, вып.З, с. 44-46.

120. Кассандрова О.Н., Лебедев В.В. Обработка результатов наблюдений. - М.: Наука, 1970, - 104 с.

121. Кварацхелия Л.Ф. Определение глубины местного размыва и оптимальной длины крепления нижнего бьефа. - Известия ТНИСГЭИ, Тбилиси, 1966, т. 17, с. 104-115.

122. Квашилава Г.Э. Взаимодействие речных потоков при их соединении. - Труды Грузинского политехнического института, №4 (116), 1967, с. 56 - 69.

123. Квашилава Г.Э. Влияние глубин на предельные линии соединяющихся потоков. - Труды Грузинского политехнического института, №4 (116), 1967, с. 69-75.

124. Кириллов В.А., Худенко Б.Г. Расчет направления оси результирующего потока при смешении турбулентных струй. Инженерно-физический журнал, т. 9, № 5, ноябрь 1965, с. 654 - 656.

125. Киселев П.Г. О сопряженных глубинах гидравлического прыжка.

311

Гидротехническое строительство, 1973, № 9, с. 37 - 39.

126. Киселев П.Г. Влияние неравномерностей распределения скоростей в поперечном сечении потока на величину сопряженных глубин. Труды МИСИ. -М., 1976, т. 148, с. 18-24.

127. Китов Е.И. Исследование устройств нижнего бьефа водосбросных плотин с наклонным водобоем. Автореф. дисс. канд.техн.наук, МГМИ, М.,1978. - 15 с.

128. Коваленко П.И., Тугай А.М. Мелиоративные гидротехнические сооружения. - К.: Будівельник, 1974. - 128 с.

129. Ковтун Е.Д. Предотвращение сбойного течения в широком нижнем бьефе (исследование и разработка расчетного метода). Автореферат дисс. . канд.техн.наук, ХИСИ, Харьков, 1976. - 23 с.

130. Козлов И.Г., Лазаревич И.Г. Теоретическое решение вопроса очертания сопрягающего устоя участка берега при слиянии двух потоков. - Водное хозяйство БССР, Минск, 1975, в. 5, с. 37 - 42. .

131. Коновалов И.М. Определение коэффициента и линии сжатия при истечении жидкости из бокового отверстия в канале. - Труды ЛИВТ, 1949, в. 15, с. 18 - 26.

132. Коновалов И.М. Теория турбулентного пограничного слоя и ее применение в гидротехнике и судостроении. - Речной транспорт, 1956, №11, с. 68 - 77.

133. Коновалов И.М., Баландин Б.В., Селезнев В.И. Построение поля скоростей на участке затопленного гидравлического прыжка. - Гидротехническое строительство, 1962. №7, с. 40-43.

134. Константинов Н.М. Сопряженные глубины пространственного гидравлического прыжка при симметричном растекании бурного потока. В сб.: Гидравлика и гидротехника. Киев , Техника, 1971, №13, с. 32-37.

135. Константинов Н.М. Особенности кинематики потока и расчет нижнего бьефа при неразмываемых выходных руслах. - В кн.: Руководство по гидравлическим расчетам малых искусственных сооружений (глава VI, пар. 3 ). - М.: Транспорт, 1974, с. 105 - 115.

136. Косякова Г.Н. Гидравлический прыжок в руслах с большим уклоном дна . Диссертация на соискание ученой степени канд. техн. наук. ЛПИ им.М.И.Калинина, Л.: , 1948, - 178 с.

316 наличии боковой сосредоточенной приточности. Автореферат дисс. . канд.техн.наук, КИСИ, К., 1991. - 20 с.

189. Мацман Б. А. Гидравлический расчет нижнего бьефа сооружений, Вестник ирригации, № 2, 1928.

190. Мацман Б.А. Графоаналитический расчет нижнего бьефа плотины. -Гидротехническое строительство, 1937, №10, с. 8-12.

191. Мелехова H.A., Михайлова H.A. Учет шероховатости дна при определении коэффициента турбулентного обмена в условиях пространственной задачи. -Гидротехническое строительство, 1977, №10, с. 33-36.

192. Мелещенко Н.Т. Плановая задача гидравлики открытых потоков. - Известия ВНИИГ, Л., 1948, т.36, с. 3-30.

193. Мелиорация и водное хозяйство. 4. Сооружения. Справочник / Под ред. Полад-заде П.А. - М.: Агропромиздат, 1987. - 467 с.

194. Миллионщиков М.Д. Турбулентные течения в пограничном слое и трубах. -М.: Наука, 1969. -51 с.

195. Милович А.Я. Теория динамического воздействия тел и жидкости. - М.: Госстройиздат, 1955. - 310 с.

196. Милович А.Я. Основы гидромеханики. - М.-Л.: Госэнергоиздат, 1946. -152 с.

197. Милович А.Я. Теория деления и соединения потоков жидкости . - Л.-М.: Речиздат, 1947. - 96 с.

198. Мирцхулава Ц.Е. Размыв русел и методика оценки их устойчивости. - М.: Колос, 1967.- 179 с.

199. Мирцхулава Ц.Е., Долидзе И.В. Прогнозирование глубины местного размыва с учетом фактора времени. - Гидротехническое строительство, 1968, №2, с. 38-41.

200. Митрюхин A.A. Гидравлические исследования соединения спокойных потоков. Автороеф. дисс. . канд.техн.наук. М., 1971. - 16 с.

201. Михалев М.А. Расчет второй сопряженной глубины в пространственных условиях сопряжения бьефов. - Гидротехническое строительство, 1965, № 8, с. 60-63.

317

202. Михалев М.А. К теории донного гидравлического прыжка. Известия ВНИИГ. - Л., 1965, с. 117-141.

203. Михалев М.А. Основы гидравлики открытых потоков с водоворотной областью. Автореферат дисс. . докт.техн.наук, ЛПИ, Л., 1969. - 29 с.

204. Михалев М.А. Гидравлический расчет потоков с водоворотом. - М.: Энергия, 1971.- 184 с.

205. Михалев М.А., Хоанг Ты Ан. Кинематические характеристики гидравлического прыжка на наклонном водобое. - Гидротехническое строительство. М.: Энергия, 1976, № 7, с.30 - 32.

206. Модзалевский А.И. Гидравлический расчет водобойного колодца ступенчатой формы за быстротоками / Гидравлика и гидротехника. Респ. межвед. научн.-техн. сб. - М., 1978, № 27, с. 59.

207. Можевитинов А.Л., Николаенко Ю.И., Воробьев Б.В. Выбор расчетной величины расхода при пропуске паводка через котлован сооружений гидроузла,-Труды ЛПИ, Л., № 375, 1981, с. 78 - 81.

208. Нетюхайло А.П. Замыкание уравнений турбулентных течений с поперечным сдвигом. - Инж.-физ. журн. Минск, АН БССР, 1981, т. 11, № 4, с. 625 - 634.

209. Нечаенко К.Ю. Энергетические характеристики совершенного гидравлического прыжка. Известия ВНИИГ. - Л., 1963, т. 73, с. 247 - 259.

210. Никитин И.К. Турбулентный русловой поток и процессы в придонной области. - Киев.: Изд-во АН УССР, 1963.- 142 с.

211. Николаенко Ю.И. Определение величины удельного расхода в конце участка крепления в пространственных условиях сопряжения бьефов. В сб.: Доклады по гидротехнике XV конф. молодых научных работников, 1980, с. 234 - 242.

212. Николаенко Ю.И. Определение величины удельного расхода в конце участка крепления в пространственных условиях сопряжения бьефов. ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева, 1980. Рукопись деп. в Информэнерго № Д/910. - 10 с.

213. Николаенко Ю.И. Исследование сбойных течений в нижнем бьефе многопролетных водосливных плотин. - Труды ЛПИ, № 383, 1982, с. 31 - 36.

214. Николаенко Ю.И. Мероприятия по борьбе со сбойными течениями в нижнем бьефе многопролетных водосливных плотин. - Рук.деп. ВИНИТИ, № 370082,

326 с. 358- 359.

310. Скляднев Б.Н. Эффект гашения энергии при соударении потоков. - В кн.: Вопросы гидротехники и гидравлики. Материалы 2-й конференции молодых научных работников по мелиорации и гидротехнике. Киев, 1969, с. 30 - 38.

311. Слисский С.М. Гидравлика зданий гидроэлектростанций. - М.: Энергия, 1970.-424 с.

312. Слисский С.М. Гидравлические расчеты высоконапорных гидротехнических сооружений. - М.: Энергия, 1979. - 334 с.

313. Смыслов В.В. Высота волнистого прыжка и критерий перехода его к совершенному гидравлическому прыжку. - Изв. Вузов. Строительство и архитектура. - Новосибирск, 1964, № 2, с. 102 - 106.

314. Смыслов В.В. Гидравлика и аэродинамика. К.: Вигца шк., 1979. - 334 с.

315. Снегирев И.А., Сынчиков В.Г., Николаенко Ю.И. Исследования пропуска донного потока через водоприемник ГЭС Мрича. В сб. : "Гидравлика и инженерная гидрология".- КГУ, Калинин, 1981, с. 109-113.

316. СНиП 2.06.06-85. Плотины бетонные и железобетонные. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1986.

317. Справочник по гидравлическим расчетам. / Под редакцией П.Г.Киселева/.

- М.: Энергия, 1972, - 312 с.

318. Справочник по гидравлике./ Под редакцией В.А. Большакова, - 2 изд., преработ. и доп. - К.: Вищашкола, 1984. - 343 с.

319. Справочник по гидротехнике. - М.: Госстройиздат, 1955. - 828 с.

320. Стокер Дж. Дж. Волны на воде / Пер. С англ. - М.: Изд-во иностр. Лит., 1959.-617 с.

321. Струйные течения в рабочих камерах и смесительных устройствах. Теплофизика 2. - Таллин, Изд. АН СССР, 1973. - 203 с.

322. Студеничников Б.И. Размывающая способность потока и методы русловых расчетов. - М.: Стройиздат, 1964. - 184 с.

323. Сунцов H.H. Методы аналогий в аэрогидромеханике. -М.: Физматгиз, 1958.

- 384 с.

324. Сухомел Г.И. Вопросы гидравлики открытых русел и сооружений. -Киев,

328

339. Федяевский К.К., Гиневский A.C., Колесников A.B. Расчет турбулентного пограничного слоя несжимаемой жидкости. - Д.: Судостроение, 1973. - 256 с.

340. Фомичев М.С. Структура потока в нижнем бьефе за плоским затвором. -Гидротехническое строительство, 1958, №6, с. 37-39.

341. Фомичев М.С. Исследование гидродинамических характеристик на границе потока в нижнем бьефе при свободном переливе через водослив практического профиля. ГТС, № 1, 1967, с. 25 - 27.

342. Фрост У., Моулден Т. Турбулентность, принципы и применения. Пер. С англ. - М.: Мир, ч. 1, 1980. - 527 с. *

343. Халтурина Н.В. О креплении нижнего бьефа за водосливными плотинами на размываемом основании. - Гидротехническое строительство, 1960, №4, с. 52-55.

344. Хапаева А.К. Давление в гидравлическом прыжке на гладком и шероховатом дне. В сб.: Труды ЛПИ, Д., 1973, № 333, с. 49-53.

345. Хапаева А.К. Исследование влияния шероховатости водобоя на характеристики гидравлического прыжка. Автореферат дисс. канд.техн.наук, ЛПИ, Д., 1973.-22с.

346. Хинце И.О. Турбулентность, ее механизм и теория / Пер. С англ. - М.: Физматгиз, 1963. - 680 с.

347. ХлапукН.Н. Распределение придонных скоростей на после водоворотном участке донного гидравлического прыжка. Известия вузов СССР. Строительство и архитектура. - М., 1978, № 4, с. 110 - 113.

348. Хлапук H.H. Исследование скоростной структуры потока и местных размывов в нижних бьефах гидротехнических сооружений. Автореферат дис. . канд.техн.наук, КАДИ, Киев, 1980. - 23 с.

349. Хоанг Ты Ан. Сопряжение бьефов за плотинами с наклонным водобоем и рисбермой. Автореферат дисс. . канд.техн.наук, ЛПИ, Д., 1975. - 13 с.

350. Цветков П.К. К расчету гидравлического прыжка в расширяющемся русле. Известия Института гидрологии и гидротехники АН УССР. - Киев, 1952, т. 9, с. 79-93.

351. Цветков П.К. Исследование поверхностного режима за донным порогом,

332

388. Basec D.R., Adams J.H. Drag forces on beffle blacks in hydraulic jump // Proc. ASCE, - 1971. - v. 97. - p. 2023 - 2035.

389. Bearman P.W. An investigations of the forces on flat plates normal to a turbulent flow. Journal of Fluid Mechanics, 1971, vol. 46, N 1, p. 177 - 198.

390. Demuren A.O., Rodi W. Side discharges into open Channels.: Mathematical Model. - J. Hydr. Engnrg, ASCE, 1983, vol. 109, № 12, p. 1707 - 1721.

391. Dfig M.J.A., Vali S. K., Rao H., Chetty A.V.N. Forced hydraulic jump in rectangular of small stopes by sill of finite lengths // Ind. Journal of Power and River Valley Development. - 1981. - v. XXXIV. - N 2, p. 55 - 57.

392. Dhillon G.S., Paul T.C., Bansal S. Retardation of button velocities in submerged hydraulic jump. - Indian J. Power and River Develop, 1979, N 11-12, p. 260 - 265.

393. Elevatorski E.A. Hydraulic Energy Dissipaters, 1959, McGraw Hill Book Co., Inc., New York, USA.

394. Gill M.A. Effect of boundary roughness on hydraulic jump. Water Power & Dam Construction, 1980, N 1, p. 22 - 24.

395. Gomasta S.K., Mittal M.K., Pande P.K. Hydrodynamic forces on baffle blocks in hydraulic jump. Hydraulic engineering for Improved Water Management, Proc. 17th Congr. Int.Assoc. for Hydraulic Research, 1977, Baden-Baden, vol. 4, p. 453 - 459.

396. Hager W.H., Hutter K. Approximate treatment of the plane hydraulic jump with separation zone above the flow zone. Journal of Hydraulic Research, 1983, N 3, vol. 21, p. 195-204.

397. Hager W.H., Sinniger R/ Flow characteristics of the hydraulic jump in a stilling basin with an abrupt bottom rise //j. Hydr. Research, 1985. -V. 23.-N2. -p. 101 - 113.

398. Hager W.N., Bretz N.V. Hydraulic jump at a positive and negative steps // J. Hydr. Research, 1986. - v. 21. - N 4. - p. 237 - 253.

399. Harlemann D.R.F. Effect of baffle piers on stilling basin performance. Journal of Boston Society of Civil Engineers, 1955, vol. 42, N 2, p. 84 - 99.

400. Herbrand K, Knauss Z. Computation and design of stilling basins with abruptly or gradually enlargen boundaries. Proc. XI Congress JCOLD, v.2, Q.41, R.4, p. 57-80.

401. Kao Ten Yu. Hydraulic jump assisted by cross-jet. - J.hydraul. Div. Proc.

334

416. Ohtsu J., Yasuda Y., Yamanaka Y. Drag on vertical sill of forced jump // j. Hydr. Research. - 1991. - v. 29. - N 1. P. - 29 - 47.

417. Ragaratham H. A contribution to forced hydraulic jump // . Hydr. Research. -1971. - v. 9. - N 2.- P. - 217 - 239.

418. Rajaratnam N. Plane Turbulent wall jets on rough boundaries. Water Power, 1967, N4, p. 149- 153 (pat one), N5, p. 196-201 (part two), N6, p. 240-242 (part three).

419. Rajaratnam N. Profile equation for the hydraulic jump. Water Power, 1962, N 8, p. 324-327.

420. Rajaratnam N. The forced hydraulic jump. Water Power, 1964, N 1, p. 14 - 19 (pat one), N2,pp.61-65(part two)

421. Rand W. Efficiency and stability of forced hydraulic jump. Proceedings of ASCE. Journal of the Hydraulics Division, 1967, vol. 93, N 4, p. 117 - 127.

422. Rodi W. Turbulence models and their application in hydraulics. Published by the IAHR, Delft, Holland, 1983, 104 p.

423. Rouse H., Tien To Siao, Nagaratnam S. Turbulence characteristics of the hydraulic jump. Transaction of ASCE, vol. 124, 1959, p. 926 - 966.

424. Sarma K.V.N., Newnham D.A. Surface profiles of hydraulic jump for Froude number less than four. Water Power, 1973, N 4, p. 139 - 142.

425. Sastry P.G., Pattahhi N.C., Ranga Reddy P. Hydraulic jump in non-linear channels. Water Power, 1968, N 9, p. 376 - 378.

426. Shukry A. The efficacy of floor sills under drowned hydraulic jump. Transactions of JSCE, 1973, vol. 5, p. 88 - 89.

427. Todten H. Zur Beurteilung der Energiedissipation von Tosbecen. "Bauingenieur", 1976, 51, № 11,429-433 (нем.).

428. Wilfried L., Manfred L. Tmpfellungen fur die Anwen-dudgsbereiche der verschidenen Typen von ebenen und raumlichen Tosbecken, Wiss. Z. Techn. Univ. Dresden, 1976, 25, № 4, p. 991-999.

429. Wilson E.H., Turner A.A. Boundary layer effects on hydraulic jump location. Proceedings of ASCE. Journal of the Hydraulics Division, 1972, vol. 98, N 7, p. 1127- 1136.

335

430. Василев С. Хидравличен скок в пространствени условия. В сб.: Известия на института водни проблем. Вълг. АН, София, 1972, т. 15, с. 5-29.

431. Гаджев Г. Контракция на потопена струя при изтичане през отвор и пространствени условия. - Техническа мысъл, София, год. 9, 1972, № 5, с. 43-51.

432. Илчев Г.К. Хидравлически скок в легло с голями на дъного. Известия. Инженерно-строительны институт. София. "Техника". 1961. кн. III, с. 54 - 59.

СОДЕРЖАНИЕ

Титульный лист.

Оглавление.

Введение.

Обозначения физических величин Текст диссретации.

Рисунки .

Заключение.

Литература ( 432 наим.) .

ВСЕГО