автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Основы научного обоснования конструктивных решений водосбросных и водопропускных сооружений водохозяйственных комплексов

РГБ ОД 2ФЕО 1В97

Иа правах рукописи

Николаенко Юрий Иванович

ОСНОВЫ НАУЧНОГО ОБОСНОВАНИЯ КОНСТРУКТИВНЫХ РЕШЕНИЙ ВОДОСБРОСНЫХ И ВОДОПРОПУСКНЫХ СООРУЖЕНИЙ ВОДОХОЗЯЙСТВЕННЫХ КОМПЛЕКСОВ

05.23.07 — гидротехническое и мелиоративное строительство

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Санкт-Петербург 1997 г.

Работа выполнена б Санкт-Петербургском государственном техническом университете.

Официальные оппоненты — Академик Академии водохозяйственных наук,

доктор технических наук, профессор Румянцев Игорь Семенович доктор технических наук, профессор Правдивей Юрий Петрович доктор технических наук, профессор Дмитриев Анатолии Федорович

Ведущая организация — АО «Совннтервод»

А «ж_1ВД7г „

Защита состоится „—2.—"-_- 1997 г. в-2-чае. На заседании

диссертационного совета Д 003.38.19 при СПбГТУ по адресу: 195251, г. Санкт-Петербург, Политехническая ул. 29, пристройка к гидрокорпусу, ауд. 411.

С диссертацией можно ознакомиться в фундаментальной библиотеке СПбГТУ.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью,

просим направлять на имя ученого секретаря Совета по указанному выше адресу.

Автореферат р„„ __,

Ученый секретарь специализированного совета кандидат техн. наук, доцент

Морозов В. И.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Создание н эксплуатация высокоэффективных водохозяйственных комплексов, систем водоснабжения промышленных предприятий, ТЭС и АЭС, мелиоративных систем и гидроэлектростанции связаны с возведением водосбросных и водопропускных сооружений. Обеспечение надежности их эксплуатации в период пропуска паводковых расходов, а также уменьшение их стоимости за счет снижения материалоемкости является основным направлением в развитии инженерных методов расчета и обоснования конструктивных решений этих сооружений. Важное место в этом плане занимает проблема гашения избыточной кинетической энергии в нижнем бьефе водосбросных сооружений и вопросы сопряжения бьефов в целом, выделившиеся в самостоятельный раздел гидравлики -гидравлики нижнего бьефа. Особую актуальность эта проблема приобретает при проектировании креплений нижнего бьефа многопролетных водосливных плотин, возводимых на нескалыюм основаниях в составе гидроузлов различного хозяйственного назначения.

Как показывает опыт эксплуатации многопролетных плотин в большинстве случаев пропуск паводковых расходов осуществляется при неполном использовании пропускной способности водосливного фронта и неравномерном распределении удельных расходов на гребне водослива. Сопряжение бьефов при этом происходит в пространственных условиях и характеризуется формированием сбойного течения, усилением динамического воздействия потока на элементы крепления нижнего бьефа и интенсивным размывом русла за его пределами.

Крепление нижнего бьефа многопролетных плотин является сложным устройством, общая стоимость которого достигает 20 ... 50 % стоимости всего водосбросного сооружения, причем надежность каждого из элементов крепления обусловливает безопасную работу сооружения в целом. Следует отметить, что от конструктивного решения крепления нижнего бьефа во многом зависят размеры и стоимость водосливной плотины, сопрягающих устоев, а также объем земляной выемки. Кроме того зависят и сроки возведения сооружения. Эти обстоятельства подчеркивают необходимость совершенствования проектных решений и методов расчета крепления нижнего бьефа.

К настоящему времени мы располагаем наиболее пол ой информацией о донном режиме сопряжения бьефов на гладком водобое и рекомендациями по применению простейших гасителей энергии. При этом многие вопросы сопряжения

бьефов в пространственных условиях до сих пор не имеют решения, в связи с чем многочисленные исследования в области гидравлики нижнего бьефа не объединены в единую методику обоснования размеров крепления нижнего бьефа многопролетных плотин с учетом реальных условий пропуска паводковых расходов.

Наряду с многопролетными водосливными плотинами в практике гидротехнического строительства широко распространены водопропускные сооружения в узлах пересечения естественных и искусственных водотоков на трассах водохозяйственных систем. Несмотря на большой опыт строительства и эксплуатации подобных сооружений в настоящее время отсутствуют методы обоснования их конструкции и размеров, обеспечивающих минимальные деформации течения на участках слияния, что приводит к существенным эксплуатационным издержкам за счет значительных размывов дна русла.

Эти обстоятельства определяют актуальность продолжения исследований вопросов пропуска паводковых расходов через многопролетные водосбросные сооружения с различными конструктивными решениями крепления нижнего бьефа и водопропускные сооружения водохозяйственных систем.

Цель работы. На основе теоретических н экспериментальных исследований разработать методологию объективного анализа конструктивных решений и корректное обоснование инвестиций при проектировании водосбросных и водопропускных сооружений речных гидроузлов и водохозяйственных систем.

Задачи исследований включают в себя разработку следующих вопросов

1. Развитие методов гидравлического расчета сопряжения бьефов и проектирования крепления нижнего бьефа многопролетных водосливных плотин средне и низконапорных гидроузлов с учетом реальных условий их эксплуатации.

2. Разработка методологии проектного обоснования размеров и конструктивных решений многопролетных водосливных плотин.

3. Разработка методов гидравлического расчета сопряжения бьефов и обоснования размеров бетонного крепления в руслах с большим уклоном дна.

4. Развитие теоретических основ, методов расчета и конструкции водопропускных сооружений в узлах слияния водотоков.

Новые результаты заключаются в следующем:

На основе обширных экспериментальных и теоретических исследований научно обоснованы и проверены принципиально новые подходы к расчетам сложных течений в нижних бьефах многопролетных водосбросных сооружений в реальных 2

условиях их эксплуатации и 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 конструктивных решений многопролетных водосбросных сооружений, обеспечивающая стратегию совершенствования проектных разработок и корректное обоснование инвестиций.

На основе экспериментальных исследований осредненных гидродинамических нагрузок впервые разработана методика расчета сопряжения бьефов и обоснования размеров крепления на участке гидравлического прыжка в руслах с большим уклоном дна, в том числе и в условиях переменного уровня нижнего бьефа.

Предложена принципиально новая концепция оптимизации течения на участках взаимодействия потоков и на этой основе разработана методика расчета и обоснования размеров водопропускных сооружений, проектируемых в узлах слияния водотоков.

Практическая значимость работы. Изложенные в диссертации материалы исследований позволяют объективно с одинаковой степенью надежности рассмотреть различные конструктивные решения водосбросных сооружений водохозяйственных комплексов и на этой основе обеспечить корректное обоснование инвестиций для реализации проектных решений.

Результаты работы были использованы проектным институтом Ленводоканалпроект для разработки мероприятий по ликвидации аварийного состояния крепления нижнего бьефа водосливной плотины Воронежского гидроузла, институтом Совинтервод при разработке водопропускных сооружений на трассе 2-й очереди канала Волга-Дон и канала Иртыш-Курган, а также при создании основного модуля САПР водосбросных сооружений на нескальных основаниях, институтом Ленгидропроект при проектировании сооружений Майнской ГЭС на р.Енисей, при обосновании конструктивных решений крепления нижнего бьефа эксплуатационных водосбросов гидроузлов Мрича (Индонезия) и Усть-Среднекаиского на р.Колыме, НПО "Ранд" при обосновании проектных решений водосбросных сооружений ряда гидроузлов на Камчатке, институтом Гипроречтранс при составлении ведомственных "Указаний по проектированию судоходных плотин".

Отдельные материалы исследований включены в справочную литературу и методические указания по расчетам гидротехнических сооружений и учебные пособия по курсу "Гидротехнические сооружения" специальности 2904 Санкт-Петербургского государственного технического университета.

Личный вклад в решение проблемы. Диссертация является результатом многолетних исследований автора в области гидравлики водосбросных и водопропускных гидротехнических сооружений, которые выполнялись им в период 1975 . . . 1995 г.г, в Санкт-Петербургском государственном техническом университете (ЛПИ им.М.И.Калинина). 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 АЛ. и проф. Кузьмина С.А.

Апробация работы. Основные результаты исследований, выполненных автором в рамках настоящей диссертационной работы, докладывались, обсуждались и были одобрены на XV конференции научных работников ВНИИГ им. Веденеева Б.Е., ( 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 ( 1984 г. ), на Всесоюзном научно-техническом совещании "Методы исследований и гидравлических расчетов водосбросных гидротехнических сооружений" ( ГВС-84 ) ( Ленинград, 1984 г. ), на Всесоюзной конференции по итогам работы вузов СССР в области гидротехники в XI пятилетке ( Куйбышев, 1985 г. ), на научно-технических совещаниях в институте "Союзгапроводхоз" им. Алексеевского Е.Е., в период 1980 . . .1986 г.г., на научно-технической конференции "Решение научно-технических проблем при создании Саяно-Шушенского гидроэнергокомплекса" (Ленинград, 1986 г.), на Всесоюзной научно-технической конференции "Научные проблемы современного энергетического машиностроения и их решение". (Ленинград, 1987 г.), на научно-технической конференции "Гидравлика гидротехнических сооружений" (ВНИИГ, 1994 г.).

По теме диссертации автором опубликовано 35 работ.

Диссертация состоит из введения, семи глав, заключения и списка литературы, включающего 487 наименований. Работа содержит 231 страниц машинописного текста, 145 рисунков и 4 таблицы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Введение. Обоснована актуальность работы, сформулированы цели и задачи исследований, а также новизна полученных результатов. Показана практическая значимость диссертационных исследований. Приведены сведения об использовании основных результатов работы в 'практике проектирования водосбросных и водопропускных сооружений в составе гидроузлов и водохозяйственных комплексов различного назначения.

Первая глава диссертации посвящена анализу работ и исследований в области гидравлики нижнего бьефа многопролетных водосбросных сооружений проектируемых в составе средне и низконапорных гидроузлов, среди которых особое место занимают фундаментальные исследования Бахметева Б.А., Павловского H.H., Леви И.И., Угинчуса A.A., Чертоусова М.Д., Кумина Д.И., Рахманова А.Н., Беляшевского H.H., Гунько Ф.Г., Михалева М.А., Розанова Н.П., Лятхера В.М., Войнич-Сяноженцкого Т.Г., Ребока Т., Раджаратнама Н., Петерка А. Большое значение для проектирования элементов крепления нижнего бьефа имеют результаты исследований Линчевского И.П., Караулова Б.Ф. и Россинского К.И., Мацмана Б.А., Пикалова Ф.И., Абрамова М.З., Маккавеева В.М., Мелещенко Н.Т., Кузьмина С.А., Проворовой Т.П., Шеренкова И.А., Румянцева И.С., Константинова Н.М., Дмитриева А.Ф., Пашкова И.Н., Кавешникова А.Т., Рауза X., Василева С., Илчева Г., Шарма X. н ряд других работ, в которых рассматриваются основные вопросы гидравлики нижнего бьефа и содержаться рекомендации по проектированию элементов крепления.

Решение задачи сопряжения бьефов основывается на создании таких условий, при которых гидравлический прыжок обеспечивает гашение избыточной энергии паводковых расходов, пропускаемых через водосбросные сооружения гидроузлов, в пределах плиты водобоя. При решении практических задач сопряжения бьефов в качестве исходных данных обычно принимаются: отметка уровня верхнего бьефа, напор на гребне йодослива, соответствующие этому напору удельный расход q и критическая глубина hk ,а также зависимость УНБ - / (Q) , где Q - общий расход водосбросного сооружения. Для конкретных рассматриваемых условий пропуска паводковых расходов Q с помощью зависимости УНБ = /(Q) рассчитывается перепад между верхним и нижним бьефами z . Конечной целью решения задачи сопряжения бьефов является отыскание отметки крепления нижнего бьефа 4- В ( отметки поверхности водобоя ), которая определяется из условия затопления л гидравлического прыжка в пределах водобойной плиты >1-3 = ^УНБ-1,05/1, , где h, - вторая сопряженная глубина

совершенного гидравлического прыжка (рис.1).

Как известно в реальных условиях эксплуатации многопролетных водосбросных

сооружений открытие затворов водосливных отверстий осуществляется ступенями 0,3 ... 0,5 м. 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. После того как все отверстия водосброса будут открыты частично или на предельную величину, поочередно осуществляется полное их открытие. При этом отношение удельных расходов за частично и полностью открытыми пролетами ^ = соответственно равно q «0,3 и Ц я 0,6 и в нижнем бьефе образуется сбойное течение, параметры которого во многом определяют размеры рисбермы и концевого крепления.

Исходя из анализа изменения уровней нижнего бьефа в период прохождения паводка Павловским H.H. впервые была высказана мысль о недопустимости полного открытия пролетов водосброса при не наполненном нижнем бьефе и выдвинута идея разработки схемы открытия отверстий многопролетных плотин. В дальнейшем идея разработки схемы открытия затворов водосливных отверстий с учетом конкретных условий эксплуатации водосбросных 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. При этом, как отмечал Кумии Д.И., совершенно недопустимо определять отметку водобоя по плоским условиям сопряжения бьефов, так как это вызывает неоправданное удорожание сооружений или накладывает значительные ограничения на их эксплуатацию в связи с тем, что вторая б

сопряженная глубина гидравлического прыжка в пространственных условиях Ь^ меньше второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в плоских условиях к^.

В исследованиях Кузьмина С.А. было установлено, что далеко не всегда можно однозначно назвать расчетный случай при определении отметки водобоя и крепления нижнего бьефа в целом, в связи с тем, что выбор положения поверхности водобойной плиты во многом определяется характером зависимости 4-УНБ = /(()) и при выборе отметки поверхности водобойной плпты необходимо проследить изменение ее во всем диапазоне открытий затворов, после чего принять наинизшую. Как видим для обоснования высотной привязки отметки крепления нижнего бьефа необходимо определение второй сопряженной глубины пространственного гидравлического прыжка, образующегося за полностью открытыми пролетами в реальных условиях эксплуатации при неравномерном распределении удельных расходов по ширине водосливного фронта.

Кроме того в пространственных условиях сопряжения бьефов при неравномерном открытии водосливных пролетов на участках крепления образуется сбойное течение, удельные расходы в котором в 2 ... 2,5 раза превышают величину удельного расхода водослива. Столь значительное возрастание удельных расходов приводит к необходимости увеличения мощности крепления нижнего бьефа на участке рисбермы и увеличению размеров концевого крепления с учетом особенностей формирования плана течения в пространственных условиях сопряжения бьефов.

Таким образом обоснование конструктивного решения крепления нижнего бьефа и водосбросных сооружений в целом может быть основано на сопоставлении вариантов, каждый из которых учитывает изменение условий сопряжения бьефов во всем диапазоне открытия пролетов ( по принятой схеме) и отличается отметкой поверхности водобойной плиты. Изложенный подход к проектированию крепления нижнего бьефа позволяет, во-первых, объективно выбрать наилучший вариант и, во-вторых, при расширении наших представлений о параметрах течения в пространственных условиях сопряжения бьефов, а также о величине нагрузок в пределах того или иного участка, внести соответствующие коррективы в расчетную схему без изменения общей канвы решения.

Следует отметить, что результаты теоретических и экспериментальных исследований сопряжения бьефов, имеющиеся в настоящее время, позволяют определить размеры водобойной плиты с различными конструктивными особенностями, а также выполнять прочностные расчеты.

Имеются рекомендации по определению размеров крепленга на участке рисбермы

и за ней. Однако во многом расчет рисбермы и концевого крепления связан с определением параметров сбойного течения, которое возникает в нижнем бьефе при неравномерном открытии пролетов водосброса". В то же время используемые в практике схемы эксплуатации многопролетных водосливных плотин и возможности управления потоком в нижнем бьефе не достаточно полно исследованы теоретически и экспериментально, особенно в изменяющихся условиях сопряжения бьефов при увеличении числа открытых пролетов.

Обращает на себя внимание, что, если для случая гладкого водобоя имеется информация для проектирования, то практически полностью отсутствуют конкретные рекомендации по расчету сопряжения бьефов и определению размеров элементов крепления нижнего бьефа с учетом реальных условий работы водосбросных сооружений при наличии гасителей энергии потока в пределах водобойной плиты.

Вторая глава диссертации содержит результаты экспериментальных исследований сопряжения бьефов на гладком водобое в пространственных условиях. Исследования были выполнены на крупномасштабных пространственных моделях многопролетных водосливных плотин при длине нижнего бьефа =9,5м и ширине В^ = £85м в диапазоне 62 В^рг^ <26 - глубина нижнего бьефа ).

Моделирование осуществлялось в соответствии с современными требованиями и соблюдением основных законов подобия Ке>Ие , Рг = 1(1ет, обеспечивающим таким образом достоверность полученной в исследованиях информации. В ходе исследований изучалось распределение скоростей, давлений и глубин потока по длине нижнего бьефа. Вопросы, связанные с изучением особенностей изменения пульсации скоростей и давлений по длине нижнего бьефа в пространственных условиях, не рассматривались. Относительная погрешность при измерении глубин составляла не более 4,89 % , а при измерении скоростей не более 2,44 %.

Исследования охватывали реальные схемы открытия пролетов водосбросных сооружений на стадии предельных частичных открытий затворов водосливных отверстий на величину 0,25Н и 0,5И в диапазоне изменения коэффициентов использования водосливного фронта ¡5 =0,091..,0,8при параметрах основного потока за полностью открытыми пролетами ^ =3,07.., 7,54 (Р^ =д/рг). Коэффициент , где N - общее число пролетов водосброса, ЛГ^ - число

пролетов водосброса, открытых полностью.

Как выявлено в ходе исследований при неравномерном открытии пролетов и критической форме сопряжения в начальном сечении нижнего бьефа глубина основного потока за полностью открытыми пролетами существенно меньше глубины И' за 8

частично открытыми пролетами и образующийся в связи с этим по всей длине гидравлического прыжка за полностью открытыми пролетами поперечный к основному потоку перепад давлений оказывает определяющее влияние на формирование плана течения в нижнем бьефе.

Детальное изучение структуры потока в пределах гидравлического прыжка за полностью открытыми пролетами позволило установить, что под воздействием поперечного перепада давлений в пределах длины гидравлического прыжка происходит деформация в плане части основного потока на границе взаимодействия с водными массами спутного потока. Эпюра скоростей основного потока неравномерна по ширине ( рис. 2. ). В пределах боковых областей эпюры выделяются характерные зоны максимума с наибольшими значениями скоростей ^¡тах в то время как на оси потока наблюдается провал профиля скорости. При этом средняя по глубине осевая составляющая основного потока ^т существенно меньше

В дальнейшем, по длине нижнего бьефа происходит уменьшение максимальных скоростей ^2тах и увеличение значений У2т . На некотором участке нижнего бьефа происходит выравнивание эпюры, при этом Угт становится равной 1/2тдх.

Р, =3,07 7, = 560 см/с ¡¡I =157 см/с Ц =0,28

К,-К'

р = 0,273

V (см/с)

1-1-1

0 25 50

а-а 7,2 9,7 9,9 10,0 10,0 10,0 10,0 см

б- б

/ 3,2 10,2 9,9 9,7 9,8 9,9 9,9 см

Начиная с этого сечения, эпюра скоростей приобретает вид, близкий к классическому "струйному", обычному при распространении турбулентной струи в спутном потоке на основном участке. Величина осевой скорости потока, являющаяся теперь максимальной ( У2т =У2тах), уменьшается по длине нижнего бьефа. За счет развития пограничного турбулентного слоя массы жидкости спутного потока вовлекаются в поступательное движение основным, что сопровождается возрастанием общего расхода транзитной струи.

Так как в рассматриваемых условиях увеличение удельного расхода вдоль динамической оси основного потока происходит на ограниченной длине нижнего бьефа, эту длину и следует принимать в качестве длины участка сбойности ¡сб , за пределами которого начинается растекание потока. В конце участка сбойности = та* и наблюдается наибольшее сжатие основного потока в плане. В общем случае 1сб зависит от отношения Ц-Ц^/Я^ , параметра основного потока = -и, где Ц — скорость основного потока в сжатом сечении ) и коэффициента /? . При постоянных ^ длина ¡се возрастает с увеличением /У .

Анализ экспериментальных данных показывает, что при работе водосбросных сооружений неполным водосливным фронтом вторая сопряженная глубина гидравлического прыжка основного потока в пространственных условиях к'^' меньше второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в плоских условиях \ и при ц к 0,3 или ¡/«0,6 определяется по уравнению

- симметричная схема открытия пролетов

А* ^ {(0,3<7 +0,6) (1-/9 +р\ , (1)

- несимметричная схема открытия пролетов

/^=/1, [(0,3^+0,63)(1-/?) +£] ■ (2)

Этим предельным значениям соответствовует критическая форма

сопряжения бьефов в пространственных условиях, при которой гидравлический прыжок за полностью открытыми пролетами находится в критическом состоянии.

Результаты исследований параметров сбойного течения при критической форме сопряжения бьефов позволили получить выражения для определения коэффициентов увеличения удельного расхода в конце участка крепления = - симметричная схема открытия пролетов

0,24 Р. + 0,6 . .

при ¡/«0,3 к --1 2 ; (3)

' 2,3(/7 -0,5) +1

0,24 Р, +0,35

при оя0,6 к =-^—-— ; (4)

' 2(/?~0,5)2+1

- несимметричная схема открытия пролетов 0,2 Р +0,9

при ¡?»0,3 к=-5-5— ; (5)

1 2,2{/?-0,4)2+1

При проектировании рисбермы и концевого 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 УНБ=/((3). В этих условиях , найденная для какого-то

промежуточного значения,-например ОД <,/} 2 0,7 , может оказаться больше или даже /¡2 , в связи с чем гидравлический прыжок за полностью открытыми пролетами будет в затопленном состоянии. Для определения коэффициентов (к )п на любой стадии открытия пролетов водосброса в диапазоне Р[ =3,0.., 8,0 при изменении глубины нижнего бьефа в пределах п=\0...\5 (п = /¡и(.) получено уравнение

(Г)и=0,075Рг(п-1)+1 , (6)

где = > а ~ коэффициент увеличения удельных расходов в

сбойном течении при п>1. Таким образом возможен анализ параметров сбойного течения в конце рисбермы практически на любой стадии открытия пролетов водосброса в случае сопряжения бьефов на гладком водобое.

Размеры плиты водобоя, входящего в состав крепления нижнего бьефа водосбросных сооружений на нескальном основании, определяются из условия устойчивости ее на опрокидывание относительно ребра низовой грани под действием гидродинамической нагрузки, основными составляющими которой являются сила дефицит давления и и осредненное лульсационное давление Рд ( рис. 3, а ).

Как показывают экспериментальные исследования, в случае критической формы сопряжения бьефов изменение осредненного давления на дно потока по длине совершенного гидравлического прыжка отличается от очертания свободной поверхности

и может быть аппроксимировано выражением

г = -¡- = 0,016 (8-¡с)

(2 = = -И.р1г ,а л: = х]Нг , дг - текущая координата), характеризующим дефицит давления в пределах гидравлического прыжка, значение которого г. изменяется от 2 в сжатом сечении до минимальных значении на расстоянии (7...8) А2 .

Исходя из ( 7 ), сила дефицита давления, действующая на водобойную плиту, равна

8,0

и= / 0,016(/1 -/( ) X/ \dx-Aи

Я5 \/П1'

(8)

где Ли - уменьшение дефицита давления за счет дренирования основания водобоя. Таким образом опрокидывающий момент гидродинамического давления, действующего на водобойную плиту равен

ЕМ =(М,+М ) ,

где Мц - момент от действия силы дефицита

давления Мц = и ■ хи,

Мр - момент

воздействия осредненного пульсационного давления, принимаемого квазистатическим.

Очевидно, устойчивость водобойной плиты обусловлена моментом удержи вающих сил Мс , т.е. сил собственного веса относительно ребра низовой грани. В связи с этим поиск рациональной конструкции водобойной плиты может быть основан на анализе комбинаций составляющих Мс=С- х^, т.е. силы собственного веса и ее плеча относительно ребра низовой грани, зависящих от размеров и конфигурации поперечного сечения. Для выявления рациональной конструкции водобоя был выполнен анализ устойчивости и прочности вариантов плит, отличающихся между собой конструкцией и конфигурацией поперечного 12

сечения, в результате которого было установлено, что наилучшими показателями с точки зрения снижения материалоемкости характеризуется водобойная плита с переменной по длине толщиной ( рис. 3, б ), которая изменяется от ^ в начальном сечении

^=0,65 ъ-щ+р;

до (2 = 0,4 ^ . Здесь пульсационная оставляющая Р^ = 0,006 Т + 0,04 (Т - полная энергия потока в сжатом сечении; Ик = ^¡>]2/з ~ критическая глубина ). Объем бетона такой водобойной плиты рациональной конструкции почти на 20 % меньше объема бетона водобоя с постоянной толщиной.

Известно, что дефицит давления, действующего на водобойную плиту в пространственных условиях сопряжения бьефов существенно меньше, по сравнению с плоскими. Следовательно толщина плиты водобоя будет определяться в условиях плоской задачи, когда все затворы водосливных отверстий открыты полностью. При этом не всегда будет иметь место критическая форма сопряжения бьефов и в зависимости от характера УНБ = / (£)) гидравлический прыжок может быть затоплен. Обработка результатов исследований изменения осредненного гидродинамического давления по длине затопленного гидравлического прыжка позволила получить обобщенную зависимость, имеющую в приведенных координатах следующий вид ( рис. 3, в )

.17 п2^

где х - текущая координата, г - значение дефицита давления в сечениях, ~т -максимальная ордината дефицита давления гм = ~ • Следует отметить, что начало приведенных координат зависимости г. = /(п) расположено в точке минимума осредненного гидродинамического давления с координатами и отвечающими конкретной глубине нижнего бьефа Ин^ = пИ2 . По результатам исследований выражения для определения и Лт имеют вид

Хп^К-'Ч)'• йи=й2(Х44»-1) . (Ю)

Определив из ( 9 ) величину взвешивающего давления, действующего на водобойную плиту в условиях затопленного гидравлического прыжка, из условия устойчивости относительно ребра низовой грани М^ =у (Ми +Мгде 7и -

13

коэффициент надежности, получаем зависимость для нахождения толщины водобойной плиты в начальном сечении '1я в условиях затопленного гидравлического прыжка при неизменной толщине плиты в конце ( '2 = co,ist - 0/4 fx)

L=0,Ul^+X21kP'-l42t2 . (И)

in .2 f I

2

Окончательно зависимость дая определения толщины имеет вид

1-0,9^1) .

Как видим, тсшщина водобойной плиты в начальном сечении с затоплением гидравлического прыжка уменьшается и при п~%4 становится равной t]n т.е. водобойная плита с переменной по дойне толщиной превращается в водобойную плиту постоянной толщины.

Обращает на себя внимание, что уменьшение толщины водобойной плиты fJn , происходит без понижения отметки заложения подошвы водосливной плотины, т.е. не влечет за собой увеличение ёе объемов.

В завершении экспериментальных исследований сопряжения бьефов на гладком водобое рассмотрены вопросы управления сбойными течениями в нижнем бьефе рациональным чередованием частично и полностью открытых пролетов при критической форме сопряжения бьефов. Установлено, что при числе пролетов водосбросного сооружения более 5 возможно эффективное управление сбойными течениями чередованием пролетов. В этих случаях максимальная концентрация расходов в сбойном течении уменьшается на 25 %. При числе пролетов водосброса менее 5 целесообразно применение конструктивных мер борьбы со сбойностью.

В третьей главе излагается методика расчета параметров сбойного течения в нижнем бьефе в случае неравномерного открытия пролетов водосброса. Определение необходимых при проектировании рисбермы и концевого крепления параметров сбойного течения основывается на расчетной физической модели пространственного гидравлического прыжка, учитывающей особенности сопряжения бьефов в условиях неравномерного распределения удельных расходов по длцне водосливного фронта.

Согласно расчетной модели ( рис. 4 ) глубина по оси гидравлического прыжка основного потока изменяется от в сечении 1 - I до по параболическому

закону. Глубина спутного потока в сечении I - I равна h'm и изменяется до h^ в 22. Под воздействием поперечного перепада давлений на участке I в пределах зоны Ьи происходит деформация части основного потока, которая сопровождается 14

1

2

3

: V

Рис. 4.

уменьшением в конце гидравлического прыжка ширины деформированного потока, а также поворотом в плане средней скорости V на некоторый угон 0 . Гашение энергии сходящего с плотины потока происходит при этом не только по фронту гидравлического прыжка ОС , но и по линии ОВ' , представляющей собой вторичный фронт пространственного гидравлического прыжка, ориентированный под углом 3 к продольной оси X. Образование вторичного фронта и гашение избыточной энергии потока по его длине объясняет известный факт уменьшения второй сопряженной глубины гидравлического прыжка в пространственных условиях к^ по сравнению с * Проекцию вторичного фронта прыжка ОВ' на ОС будем считать шириной зоны

деформации основного потока ¿>и , вне которой течение близко к плоским условиям.

Из уравнения изменения количества движения, записанного для отсека ОА'В'В в проекции на оси X и У , получены зависимости для определения составляющих

деформированного потока V и

V =

рх

а Ь, V *

V

га

п 6 а И.

V к

а также уравнение, которое отражает взаимосвязь всех параметров, определяющих формирование течения в пределах зоны деформации основного потока,

К

-0,5 [(!,"/)2 ]

'С2+ к7 К - °-2 ('<Л2 - К К" ~ °-8 }11

= 1

(12)

Исходя из ортогональности V и V находятся средняя по сечению А'В' скорость V, = ^ + и другие параметры потока в этом сечении.

Так как ширина зоны деформации основного потока равна ^ ' ®

пределах Ьф = Ь—Ь^ основной поток по длине поперечный деформации не подвержен. В то же время при малой ширине основного потока в начальном сечении величина Ь(1 может оказаться равной или даже превысить значение Ь . Это обстоятельство объясняет уменьшение длины пространственного гидравлического прыжка за относительно узкими отверстиями, наблюдаемое в экспериментальных исследованиях. Величина угла 8 определяется из уравнения

=

Ч "7

пР\2 _ I, п о (13)

: + к/ !г'ш -0,2 (к/ к/ - 0,8}(

Анализ полученных зависимостей показывает, что с возрастанием удельного расхода за частично открытыми пролетами глубина к^ , а соответственно и 16

параметры 0,8, и Ь1 уменьшаются.

При ^'=0 указанные параметры достигают своих экстремальных значений для заданных ^ и а в случае ^¡-^ сопряжение бьефов отвечает условиям плоской задачи.

В связи с тем, что от глубины спутного потока ^ зависит поперечный перепад давлений по длине гидравлического прыжка за полностью открытыми пролетами, нахождение ее величины является важным моментом решения задачи сопряжения бьефов в пространственных условиях. Зависимость для определения имеет вид

2 Э*?-К №

-2(4) ^Г-^-р- ' (14)

где \ и - критические глубины основного и спутного потоков, Щ - глубина спутного потока в сжатом сечении, Ь' — ширина спутного потока в начальном сечении.

Формирование плана течения на послепрыжковом участке происходит при непосредственном взаимодействии деформированного потока со средней скоростью Ур и части основного потока, не деформированного поперечным воздействием, со средней по глубине скоростью V . В процессе взаимодействия происходит их смешение, при этом уменьшается величина V и возрастает V . Выражение для нахождения длины участка взаимодействия имеет вид

6 а а Ь V

[ __V Р р ру_

где а - корректив количества движения в сечении А'В' , - удельный расход деформированного потока в сечении А'В' , - глубина недеформированного потока в сечении В'С' , определяемая по уравнению

Таким образом длина участка сбойности

равна — ^ 1 ^ ^ ' причем на длине / =4,5^'' начинается зарождение сбойного течения, а на длине '2 до переходного сечения 3-3 происходит его развитие. Ниже переходного сечения начинается процесс растекания, который характеризуется уменьшением скорости по оси потока.

Расчет плана течения выполняется в сечении, расположенном в конце участка интенсивной деформации сновного потока ( участка сбойности ), в котором скорость тах становится равной \г1т ' и называемом переходным сечением. В значительной мере это облегчается тем, то эпюра скоростей транзитного потока в конце участка сбойности и на участке растекания с достаточной степенью точности аппроксимируется зависимостью, аналогичной формуле Шлихтинга для турбулентного следа за плохо обтекаемым телом и широко используемой для расчета сложных течений,

т Д V ( 17'

т

где ДУ,= у2тж~ун ■ V- Уи, I; =у/Ьс - безразмерная ордината струи, V- средняя скорость спутного потока. При этом используется гипотеза Яковлевского О.В. об универсальности эжекционных свойств турбулентных струй, согласно которой увеличение общего расхода струи пропорционально ее начальному импульсу.

Выражение для определения средней скорости У3 ядра постоянного расхода в переходном сечении 3-3, расположенном в конце участка сбойности, имеет вид

И3 I

У3 =ЬЧ1 -0,05-£)-0,5«/^)2-^2)] . С»)

«з \ Ь Ь

I,

где сомножитель (1 - 0,05 ■—■) учитывает влияние сил турбулентного трения , а аз = М ■

С помощью полученного выражения вычисляются ширина ядра постоянного расхода Ь3 , ширина транзитной струи сбойного потока Ь = 2,06Ь} ( при Ци0,3'), а также средняя по глубине скорость на оси транзитной струи ( ПРИ

¡/а0,3 ). Затем по ( 17 ) рассчитывается эпюра скоростей сбойного потока в рассматриваемом сечении. При этом имеется в виду, что в случае ~ 0,3 значение ш = 0,155 , авслучае Щ~0,6->т = 0,275 (т= Уу1^^). Анализ изменения величин тах П0 длине нижнего бьефа на участке растекания может быть выполнен с помощью известных решений ^яи =

/(х).

Исследования показывают, что расход транзитной струи сбойного потока в переходном сечении равен сумме расхода основного потока б и части расхода ДО спутного потока, вовлеченного в поступательное движение со скоростью в 18

рассматриваемом сечении У> V, . В зависимости от величины ДО в нижнем бьефе могут наблюдаться различные виды сбойных течений: сбойное течение с ярко выраженной струей транзитного потока в спутном и сбойное течение с водоворотными областями. В работе приводится сопоставление результатов расчета этих возможных видов сбойных течений с данными экспериментальных исследований.

В четвертой главе диссертации обсуждаются результаты исследований сопряжения бьефов при включении в состав крепления нижнего бьефа гасителей энергии. К простейшим типам гасителей энергии относятся гасители реактивного действия - водобойные стенки и водобойные колодцы. Реактивный эффект гасителей энергии позволяет получить гидравлический прыжок в критической форме при более высоких отметках поверхности крепления нижнего бьефа, что в свою очередь способствует уменьшению высоты и объемов водосливной плотины, сопрягающих устоев, а также уменьшению объемов земляной выемки.

Гидравлические исследования сопряжения бьефов при включении в состав крепления нижнего бьефа водобойной стенки с вертикальной лобовой гранью, установленной в пределах водобойной плиты, проводились в диапазоне параметров Е[ =3,5...7,4 при удельных расходах </ = 624...1630 см2/с . В исследованиях рассматривалась как критическая форма сопряжения бьефов, так и с затопленным гидравлическим прыжком. При этом изучался характер изменения осредненного гидродинамического давления по длине нижнего бьефа, распределение гидродинамического давления на вертикальной лобовой грани водобойной стенки, а также скоростной режим течения в характерных створах. Рассматривались различные длины водобойного бассейна образованного плитой водобоя и водобойной стенкой.

В ходе исследований критическое! формы сопряжения бьефов, при которой гидравлический прыжок находится в критическом состоянии как в пределах водобойного бассейна так и за ним, были установлены предельные значения высоты водобойных стенок сс, отвечающие соответствующим расстояниям от сжатого сечения с глубиной до водобойной стенки, т.е. различным длинам водобойного бассейна 1( , а также зависимость минимальной глубины нижнего бьефа, -к2с от длины I . Графики ( рис. 5, а, б ) представлены в относительных координатах, где

^ =сс/к2 - К = К = -

а й2 ~ вторая сопряженная глубина совершенного гидравлического прыжка, определяемая по заданному удельному расходу д и перепаду между верхним и нижним бьефами г.

Обобщение результатов позволило получить следующие выражения для определения

Сс " К

Сс =к2 (0,05 + ОД 5) , (19)

И2с (086-004 !с) . (20)

Анализ полученных зависимостей свидетельствует, что с уменьшением длины водобойного бассейна ¡с высота водобойной стенки е., обеспечивающая критическую форму сопряжения бьефов, уменьшается, а глубина возрастает.

Следовательно, с уменьшением длины / отметки крепления нижнего бьефа будут понижаться. Напротив, с увеличением 1С глубина уменьшается, что приводит

к повышению отметок крепления нижнего бьефа. Следует отметить, что при решении задач сопряжения бьефов указанное обстоятельство не учитывается традиционным подходом к определению высоты водобойной стенки.

Очевидно толщина, а следовательно и объем водобоя определяются величиной вертикальной и горизонтальной составляющей гидродинамического давления, зависят от размеров водобойного бассейна, а также выбора конструктивной схемы водобойной плиты. Результаты исследований позволили проанализировать изменение толщины водобойной плиты { исходя из условия устойчивости на опрокидывание относительно ребра низовой грани под действием вертикальной и

(а) с. 0,5-1 '

0,9 0,8 0,7 0,6

1 Ьгс г : 4.5

--- • - - —— ■' 1

(в) I

с

0,5 -р

0,4--

0,3 ■ — 0,2- —

-Лс,

1 2 3 4 5 *-1 о-2 П-3 Л-4 о-5 +-6

1 2 3 4 5 о-2 о-З д-4 0-5 • -2 ш-3 А-4 «-5

1-Г, = 3,5; 2-Р, = 4,4; 3-Р, = 5,5; 4-Р, = 6,3; 5 - К) = 6,9; 6-Г, = 7,4.

горизонтальной составляющих гидродинамической нагрузки, а также из условия устойчивости на сдвиг, в зависимости от изменения длины I ( рис. 5, в ). Как видим во всем диапазоне возможных длин водобойного бассейна толщина плиты водобоя возрастает с уменьшением / . Кроме того, предпочтительной для практического использования оказалась конструктивная схема водобойной плиты с постоянной длиной = 4,5 /;2 в связи с тем, что в данном случае толщина водобойной плиты меньше чем в вариантах, где ■ Таким образом толщину плиты водобоя

с водобойной стенкой рекомендуется определять по зависимости

1с = /г2 (0,47-0,03 Г)

(21)

Интересные результаты были получены в ходе анализа влияния изменения глубины нижнего бьефа на толщину водобойной плиты ( рис. 6 ), При малых длинах ^с тсхлщина ' , а следовательно и объем плиты водобоя

1600 1200 800400

иг. Ы)

п-0,7 ^ V К, = 4;4

П" 1,0 о, "О—о- £

П-1,4 О. -О—с/*

о

2 3 Рис. 6.

существенно уменьшается с увеличением затопления гидравлического прыжка, а при больших длинах ¡с тенденция меняется - больший объем соответствует случаю =Х4/¡2 . Обращает на себя внимание, что водобойная плита с длиной водобойного бассейна I »3,8 "не чувствительна" к возможным изменениям глубины нижнего бьефа в-период прохождения паводка.

В случае устройства водобойной стенки, так же как и для варианта с гладким водобоем, при обосновании отметки крепления нижнего бьефа необходимо проследить ее изменение во всем диапазоне открытия водосливных отверстий, после чего принять наинизшую. Экспериментальные данные, полученные в диапазоне параметров Рх =4,4... 6,9 и относительной ширине нижнего бьефа 6 5 2 12 показали, что общая тенденция изменения глубины нижнего бьефа на рисберме И/, обеспечивающей критическую форму сопряжения бьефов в пространственных условиях, аналогична варианту с гладким водобоем (рис. 7). Зависимость = / (Р', Щ ) имеет вид

7 "Р

0,8

0,6

^ =0,6

(М^^п^Г^ Т

уЯ^в! ч = 0,3

Г" - 1----- '1

0

0,2

о-1

0,4 □ -2

0,6 л-3

0,8 1 0-4

1-Р,=4,4; 2- Г, =5,5; 3-Г,=6,3; 4-Р,=6,9 Рис.7.

Как видим вторая сопряженная глубина в пространственных условиях к^ меньше второй сопряженной глубины в плоских условиях й2с на 20 ... 25% , что в ряде случаев позволяет существенно поднять отметку заложения подошвы водосливной плотины и сопрягающих устоев нижнего бьефа, в связи с чем

уменьшить их высоту и объем. В то же время результаты исследований позволили установить, что если отметка плиты водобоя и рисбермы в зависимости от характера изменения 4-уНБ=/((2) может быть выбрана как в пространственных условиях сопряжения бьефов при первых открытиях водосливных отверстий полностью, так и в плоских условиях, то толщина плиты водобоя ¡с должна быть определена только в условиях плоской задачи, т.е. при полном открытии всех затворов.

Исследования концентрации удельных расходов показали, что как в условиях гладкого водобоя, так и при устройстве водобойной стенки основные закономерности формирования сбойного течения на участках крепления нижнего бьефа аналогичны, однако значения коэффициентов увеличения удельных расходов в сбойном течении в данном случае значительно меньше. .

При устройстве в нижнем бьефе водобойного колодца уменьшение глубины на рисберме связано с реактивным воздействием гасителя на поток. Для нахождения предельной высоты вертикальной грани порога водобойного колодца , обеспечивающей критическую форму сопряжения бьефов при глубине потока на рисберме равной , был выполнен комплекс экспериментальных исследований в ходе которых рассматривались различные длины водобойных колодцев ^, образованных бетонной плитой водобоя и вертикальной выходной гранью. Исследования охватывали как критическую форму сопряжения бьефов, так и с затопленным гидравлическим прыжком.

В результате получены удобные в практическом отношении зависимости критической высоты вертикального порога водобойного колодца ск , а также минимальной глубины нижнего бьефа , обеспечивающей критическую форму сопряжения бьефов, от дайны водобойного бассейна 1к , характеризующей расстояние от сжатого сечения с глубиной ¡\ до вертикальной выходной грани. Глубине 22

/'нС = ¡12к отвечает критическое состояние гидравлического прыжка в пределах водобойного колодца. Графики ( рис. 8 ) представлены в относительных координатах, где „ /

• И Ли/ ■ i Jk

> fSt /и ' К у

"2к

V 'к

К

а «2 - вторая сопряженная глубина гидравлического прыжка в плоских условиях, определяемая по заданному удельному расходу и перепаду между верхним и нижним бьефами.

Обобщенные зависимости для определения ск и имеют вид

^=/1,(0,05/;+0,15) , и2к (0,6-0,03/;) .

(22) (23)

Как видим, с уменьшением длины ¡к высота уступа ск , обеспечивающая критическое состояние гидравлического прыжка в пределах водобойного колодца, уменьшается, а глубина возрастает. Таким образом от выбора длины

водобойного колодца зависит отметка крепления нижнего бьефа на участке рисбермы.

Результаты исследований позволили выявить наиболее характерные закономерности изменения осредненного гидродинамического давления, действующего на плиту водобойного колодца и определить толщину бетонной плиты водобойного колодца (к

(а) г

0,4 0,3 0,2

0,4

1 2 3 4 5

К

lili

.J^ñríW

1 2 3 4: ж-1 о-2 а-3 ¿-4 о-Ь +-6

-I,

и

® Г. 0,6 0,5 0,4

1к 0,3

1 2 3 4 5

о-2 П-3 д-4 о-5

1 - F, = 3,5; 2 -F, = 4,4; 3-F, =5,5; 4-F, = 6,3; 5 - F, = 6,9; 6 - F, = 7,4.

из условия ее устойчивости на опрокидывание относительно ребра низовой грани под действием вертикальной и горизонтальной составляющих гидродинамической нагрузки, а также из условия ее устойчивости на сдвиг.

На рис.8,в представлены результаты анализа зависимости относительной толщины ^ от длины водобойного колодца. Здесь ^ = ^ . Зависимость для определения 1к имеет вид

^ (0,46 - 0,023^ ) . (24)

Кроме того установлено, что в условиях затопления гидравлического прыжка толщива плиты может быть найдена по уравнению

0*-а7п). (25)

Исследования сопряжения бьефов в пространственных условиях свидетельствуют, что для данного варианта характерно существенное увеличение глубины нижнего бьефа при промежуточных открытиях водо- сливных отверстий (рис.9). Наибольшие значения глубины наблюдаются в диапазоне коэффициентов исполь- зования

водосливного фронта /? = 0,4...0,6, т.е. когда примерно половина затворов водосливных отверстий открыта полностью, а остальные открыты частично или закрыты. Обобщенная зависимость = /(/?, ¡|) имеет вид

Я"**

0,33(4 -ц )

1,2(1-«?)(/?-0,5 )2 +1

(26)

1- К, =4,4;

2- ^ =5,5; 3-Р,=&3; 4-^=69. Рис.9.

Таким образом если в случае с гладким водобоем и водобойной стенкой

отметка крепления нижнего бьефа с учетом реальных условий эксплуатации многопролетных водосбросных сооружений может быть в ряде случаев повышена, то при разработке варианта водосбросного сооружения с водобойным колодцем отметка крепления нижнего бьефа с учетом пространственных условий сопряжения бьефов должна быть понижена за счет того, что Ы/к > /г^ . Сопоставление величины

24

гидродинамической нагрузки, действующей на бетонную плиту водобойного колодца в пространственных и плоских условиях позволило установить, что толщина бетонной плиты водобойного колодца ^ определяется условиями плоской задачи при полном открытии затворов водосливных отверстий.

Кроме того установлено, что течение на рисберме в пространственных условиях сопряжения бьефов в данном случае характеризуется удельными расходами заметно меньше ^ .

На рис. 10 представлена графическая интерпретация решения задачи сопряжения бьефов в плоских условиях при устройстве в нижнем бьефе водобойной стенки или водобойного колодца с различными длинами водобойного бассейна в сравнении с гладким водобоем. Как видим при одних и тех же исходных данных Чх и 1 , а также = ¡¡, отметка поверхности дна водобойного бассейна в случае

устройства водобойной стенки 4- Вс будет выше по сравнению с вариантом с водобойным колодцем Вк ( и гладким водобоем )

1Вс=1уНБ -112с> ±Вк=1уНБ ~1г2к~ск > 1в=1уНБ-к2 ,

а отметка рисбермы будет наивысшей при включении в состав крепления нижнего бьефа водобойного колодца в связи с тем, что ^ <И2с< И2 .

Следует отметить, что с учетом пространственных условий сопряжения бьефов в зависимости от характера зависимости ХуНБ = /((З) отметки Вк и 1В ^ могут существенно понизиться в связи с увеличением предельной глубины Ы^ , обеспечивающей критическую форму сопряжения бьефов.

В пятой главе излагаются принципы обоснования конструктивных решений водосбросных сооружений. В общем случае в состав водосбросного сооружения входят следующие основные элементы, определяющие его стоимость: водосливная плотина, крепление нижнего бьефа и сопрягающие устои.

Размеры каждого из элементов сооружения определяются из условия устойчивости и прочности по нагрузкам и воздействиям, отвечающим как строительному, так и эксплуатационному периодам в наиболее неблагоприятных возможных сочетаниях, и в зависимости от различных параметров, среди которых можно выявить общий - удельный расход на гребне водослива ^ при пропуске расчетного расхода (2.

Решение задачи по обоснованию размеров водосбросных сооружений основывается на технико-экономическом сопоставлении вариантов, каждый из которых при заданном расчетном расходе и перепаде между уровнями верхнего и нижнего бьефов отличается величиной удельного расхода на гребне водослива \ , а следовательно, длиной водосливного фронта, отметками гребня и подошвы водослива, поверхности крепления нижнего бьефа, его размерами в плане и по толщине. Критерием выбора варианта при этом является минимум затрат на выполнение всех элементов водосбросного сооружения £ 5. =(£ .

Таким образом, целью решения задачи является отыскание такого значения удельного расхода при наперед заданных (3 и , которое отвечало бы минимуму целевой функции £ 5 ((]), т.е. минимуму общей стоимости сооружения.

На основе анализа суммарных затрат, отвечающих зоне решений (Е получена обобщающая зависимость для определения величины удельного расхода, отвечающего зоне наименьших затрат на возведение водосбросных сооружений, проектируемых на нескальных основаниях в составе средне- и низконапорных 26

гидроузлов в диапазоне расходов 100 SQ < 2000 м3/с и перепадов между верхним и нижним бьефами 3 й z() < 25 м

%=0,45(Qy z}fA . (27)

Структурны!! анализ полученного выражения показывает, что величина удельного расхода qo зависит от мощности проходящего через сооружение потока, а следовательно, создание оптимальных условий пропуска паводка должно отвечать зоне наименьших суммарных затрат. Найденный с помощью данной зависимости вариант следует рассматривать как базовый при дальнейшей корректировке размеров сооружения с учетом компоновки гидроузла в выбранном створе, особенностей его возведения и окончательно принимаемой конструктивной схемы крепления нижнего бьефа.

На стадии обоснования конструктивных решений и определения объема инвестиций необходимо иметь информацию о материалоемкости сооружения в целом и отдельных его элементов с тем, чтобы в дальнейшем выработать стратегию проектирования и пути удешевления реализации проекта. Для решения этих задач на основе обобщения результатов исследований сопряжения бьефов разработана программа расчета BEST, которая позволяет при заданных исходных топографических, геологических и гидрологических характеристиках створа получить информацию о составе водосбросного сооружения, размерах отдельных элементов, параметрах водосливного фронта в период пропуска строительных и эксплуатационных расходов, а также определить объем отдельных элементов сооружения, и проводит на этой основе технико-экономическое сопоставление вариантов.

Программный комплекс аналогов не имеет и представляет собой базовый модуль общей системы автоматизированного проектирования водосбросных сооружений. Функциональный модуль программы позволяет выполнить следующие расчеты

1. Определение основных размеров многопролетных водосливных плотин:

вариант 1-.с гладким водобоем; вариант 2 - с водобойной стенкой; вариант 3 - с водобойным колодцем.

2. Определение объемов и стоимостей элементов водосбросного сооружения для каждого из вариантов, включая анализ сооружений

строительного периода.

Каждый из вариантов может быть рассчитан по наперед заданному значению удельного расхода на гребне водослива = соте/) или для наперед заданного значения <7j может быть проведено сопоставление одновременно трех рассматриваемых вариантов. Кроме того может быть также решена задача обоснования размеров водосбросного сооружения в диапазоне q = var, т.е. найдено значение удельного расхода, отвечающего минимальной стоимости водосбросного сооружения.

В целом внедрение программы BEST в практику проектирования водохозяйственных объектов позволяет уменьшить прямые затраты на разработку проектов сооружений при расширении диапазона рассматриваемых конструктивных решений. Кроме того, программа расчета способствует не только обоснованному выбору основного варианта сооружения, но и всестороннему анализу альтернативных вариантов, а следовательно - повышению уровня защиты проекта при прохождении технической экспертизы.

С помощью программы BEST был выполнен комплекс расчетов по определению основных параметров и материалоемкости водосбросных сооружений базового варианта с гладким водобоем в составе крепления нижнего бьефа и удельным расходом Ц0. В качестве примера расчета на рис. 11 представлены графики зависимости объемов бетона водосливной плотины W . крепления нижнего бьефа WNff и сопрягающих устоев IV базового варианта в зависимости от Q^ и 2^

Если рассмотреть водосбросное сооружение с исходными параметрами Q =1600м3/с и 2 =5м , то базовый вариант характеризуется следующими

' 2 / 3 j л 3

показателями q =16,4м /с, W =10тыс.м , V/ , =10,2тыс.м , W =1,0тыс.м а

'о ' 1 ' пл з" У

общий объем бетона равен =23,2тыс.м . В данном случае объем бетона крепления нижнего бьефа составляет почти 50% от общего объема. В связи с чем наиболее эффективное снижение может быть достигнуто за счет удешевления

крепления нижнего бьефа.

Для водосбросного сооружения с исходными параметрами Q^ =1600 м3/с и г^=15м базовый вариант характеризуется: qo = 25,5 м2/с, W^ =31,5 тыс. м3, Wh6 =19,5тыс.м3, =6,0тыс.м3, а общий объем бетона равен £lV'ff =58тыс.м3. Как видим по сравнению с предыдущим происходит перераспределение объемов бетона между элементами сооружения, и более материалоемким в данном случае является водосливная плотина ( 54 % ), облегчение которой за счет изменения конструктивного решения может привести к существенному уменьшению X .

Анализ приведенных в диссертации примеров свидетельствует, что существующая практика выбора в качестве основного расчетного удельного расхода водосливного фронта по размывающей способности потока приводит к завышению общей 28

стоимости водосбросных сооружений в 1,3. . . 1,7 раза, и подтверждает необходимость принятия решении не на основе гидрологических характеристик, а по результатам анализа стоимостных показателен, т.к. величина расчетного удельного расхода <70 при этом отвечает зоне наименьших затрат.

Кроме того установлено, что выбор длины водобойного бассейна I при устройстве водобойной стенки в пределах водобойной плиты оказывает существенное влияние на общую материалоемкость сооружения. При этом предпочтительно устройство водобойного бассейна длиной / «3,8, что по сравнению с рекомендуемой в настоящее время / =3,0 позволяет уменьшить общий объем бетона водосбросного сооружения на 10 %. При рассмотрении варианта с водобойным колодцем в составе контура крепления нижнего бьефа влияния длины водобойного бассейна !к на общую материалоемкость водосбросного сооружения не обнаружено. Это обстоятельство позволяет считать выбор длины 1к зависящим от других факторов, например от условий пропуска строительных расходов в период возведения гидроузла.

Результаты технико-экономического сопоставления вариантов свидетельствуют, что конструктивные схемы крепления нижнего бьефа с гладким водобоем и водобойным колодцем близки по общей стоимости. В тоже время конструктивная схема крепления нижнего бьефа с водобойной стенкой установленной в пределах водобойной плиты, имеет лучшие экономические показатели и позволяет снизить общую материалоемкость водосбросных сооружений на 15 ... 17 %.

В шестой главе приводятся результаты исследований сопряжения бьефов в руслах с большим уклоном дна в диапазоне 0,1^ i<0,33 и z/ï!k -VI... 8,8, на основании

которых получено выражение для определения дефицита давления ( рис. 12 ), действующего на плиты бетонного крепления в пределах гидравлического прыжка

F=(1_Fd + 2,75/))2

где z ~ z. jZg , х = х/1и , х -текущая координата, параллельная уровню нижнего бьефа, ¡u - длина зоны распространения дефицита давления

Íu=2o(2000<4+9) (29)

z, - высота гидравлического прыжка в наклонном русле, 2. - значение дефицита давления в сечениях. Высота прыжка 2о зависит от уклона дна русла и в свою очередь влияет на длину ¡и .

Размеры бетонного крепления в пределах гидравлического прыжка определяется из расчетной схемы воздействия гидродинамической нагрузки. Длина водобойной плиты зависит от линейных размеров составляющих эпюры дефицита давления Ц и равна

/=-(2 ctga + 1 ) (зо)

в COSC 0 и

Так же как и в горизонтальных руслах, имея в виду, что определяющим является

О 2 4 6 8 10 12 14

q = 600 см/: (1,3); q = 430cM/fc (2, 4 ); q = 280смД: (5, 7) = 3(1,2); z/i|i = 4(3,4,5); z/hk=5{6,7).

дефицит давления, толщина плиты водобоя рассчитывается из условия ее устойчивости на опрокидывапие относительно ребра низовой грани под воздействием составляющих гидродинамической нагрузки ( рис. 13 )

Ц = 05 ^ с18а ; Ц, = [ } гвх = г\ /, ] (1-х*

где к =1+2,75/ .

Устойчивость плиты бетонного крепления обусловлена моментом удерживающих сил собственного веса

Мс=0,5(Г(.-1),

где М.

•в

= у М

' м (I

находим

- удельный вес бетона. Из условия равновесия

М..

(31)

гдеМ((-момент от действия силы дефицита давления, равный М(( =11^х2 .

Следует отметить, что полученное решение справедливо для условий, когда при заданном расходе отметка уровня нижнего бьефа постоянна. При значительных колебаниях уровня нижнего бьефа или при изменении удельных расходов

гидравлический прыжок перемещается по длине крепления. В этом случае на основе анализа

местоположения фронта прыжка выявляется длина плиты бетонного

крепления и определяется расчетный случай для нахождения толщины ^ • За пределами бетонного крепления возможно устройство гибкого крепления, в связи с чем в исследованиях изучались закономерности изменения осредненных скоростей потока в придонной области в пределах прыжка и на послепрыжковом участке. Было установлено, что независимо от уклона дна русла в сечении, расположенном на расстоянии 0,8/ от начала гидравлического прыжка средняя скорость потока в придонной области

31

------- тУНБ

Рис. 13.

составляет примерно 0,2 1/ ( Ц - скорость потока в сжатом сечении ). Кроме того отмечена зависимость снижения скоростей в придонной области по длине крепления с увеличением уклона дна русла.

В целом анализ результатов исследований позволяет сделать вывод, что на расстоянии ( 4,5 ... 5 ) 2д от конца плиты водобоя скоростная структура потока в придонной области в условиях плоской задачи стабилизируется, при этом прекращается изменение средних максимальных скоростей. С учетом затухания повышенной турбулентности потока на послепрыжковом участке гибкое крепление русла может быть закончено на длине порядка / = (10... 12);^ от конца бетонной плиты водобоя.

В седьмой главе обсуждаются проблемы формирования плана течения в узлах слияния водотоков, проектируемых в составе инженерных систем. Конструктивные решения сооружений данного типа, широко применяемые в настоящее время, характеризуются локальным увеличением скоростей течения при взаимодействии потоков на участке слияния за счет образования зон отрыва и водоворотной области. Эти причины приводят к необходимости предусматривать мощное крепление дна русла в районе узла слияния.

■ Таким образом с целью эффективного снижения затрат на устройство крепления русла в зоне, взаимо -действия водотоков обоснование конструк • тивных решений водо пропускных соору- жений можес-быть основано на оптими зации течения в узлах слияния. При этом очертания криволинейного сопрягающего устоя водопропускного сооружения ( рис. 14, а ) отыскивается в ходе решения обратной краевой задачи с позиции теории

идеальных струй по задаваемому закону изменения вектора скорости вдоль

граничной линии тока.

Задача решается при следующих допущениях пренебрегая действием на жидкость сил тяжести, вязкости и капиллярных сил,

32

течение предполагается плоским, установившимся. Из принятой модели следует, что течение жидкости является потенциальным, а тогда, находя потенциал течения, можно находить значения скорости жидкости в любо)! точке потока. Потенциал скорости отождествляется с комплексным потенциалом - функцией комплексного переменного и с математической точки зрения задача приобретает следующую формулировку - необходимо найти функцию IV (д:,у), удовлетворяющую уравнению Лапласа внутри области течения, при условии наложения граничных условий на функцию IV (х, у). Граничные условия на твердых прямолинейных стенках ставятся обычным образом - нормальная к стенке составляющая скорости приравнивается к пулю. На криволинейной же стенке ( линии тока АВ) граничное условие ставится особо. Поскольку форма линии АВ заранее неизвестна, ее оптимальные очертания отыскиваются, задаваясь близким к реальному законом изменения скорости вдоль нее и полагая, что между величинами нормального и тангенциального ускорения в любой момент времени существует линейная пропорциональная зависимость, обеспечивающая безотрывное течение вдоль криволинейного устоя

dep = кт

d\V\

M

где к.г - коэффициент уменьшения скорости вдоль кривой АВ .

Как показывают эксперимен тальиые исследования на гидравли ческих моделях и натурные наблюдения реальному течению на участке АВ соответствует годограф скорости, представляющий собой логарифма ческую спираль. Для случая сопряжения потоков при а = 90°. обеспечивающего благоприятную компоновку узла слияния реальных водопропускных сооружений, годограф скорости имеет вид рис. 14, б.

Решая задачу па основании общей методики функции комплексного переменного,

получаем систему уравнений для определения координат криволинейного участка АВ и одновременно плановых очертаний сопрягающего участка водопропускного сооружения. Реализация алгоритма поиска очертаний сопрягающего участка осуществлялась при следующих исходных параметрах : (2о - расход основного водотока, (2,, - расход

0

1

1,(1 / 1 1 j

1,5 / и

1,75 _____

-f— *г = 2.0- = 0,2 i

Рис. 15.

водопропускного сооружения, V -

скорость течения основного водотока до узла слияния, V - скорость течения в подводящем канале водопропускного сооружения, V - скорость течения ниже узла слияния, кт = У/У - коэффициент уменьшения скорости, Во - ширина основного русла, В - ширина подводящего участка водопропускного сооружения, (?11 = (31)/00 относительный расход притока. В ходе расчетов были получены обобщающие графики для нахождения очертаний сопрягающего устоя водопропускных сооружений, работающих в диапазоне £? =0,1 ... 0,5 ( рис. 15 ) .

и

Результаты обоснования плановых очертаний водопропускных сооружений на основе изложенного решения задачи проверялись на крупномасштабных моделях. На рис. 16 представлены результаты экспериментальных исследований водопропускного сооружения, расположенного на трассе 2 очереди канала Волга-Дон и

запроектированного по разработанной методике. Как видно обоснование размеров и плановых чертанин криво линейного сопрягающего устоя водопропускного сооружения на основе оптимизации течения в зоне узла слияния за счет создания условий безотрывного взаимодействия потоков обеспечивает формирование плана течения без образования водоворотных зон и способствует радикальному сокращению размеров участка крепления русла, а также повышению надежности работы сооружения в период его эксплуатации.

Заключение. Обобщение существующих подходов к гидравлическим расчетам водосбросных и водопропускных сооружений, входящих в состав водохозяйственных комплексов различного назначения, а также анализ результатов экспериментальных и теоретических исследований позволяет сформулировать следующие выводы:

1. Сопряжение бьефов в большинстве случаев эксплуатации многопролётных водосливных плотин осуществляется в пространственных условиях и характеризуется формированием сбойного течения, усилением динамического воздействия потока на элементы крепления нижнего бьефа и интенсивным размывом русла за его пределами. Эти обстоятельства во многом не учитываются существующими в настоящее время рекомендациями по гидравлическому расчету и обоснованию конструктивных решений водосбросных сооружений, особенно в случае применения гасителей энергии.

2. Исследования подтвердили, что вторая сопряженная глубина гидравлического

прыжка в пространственных условиях сопряжения бьефов меньше второй сопряженной 34

Рис.16.

ЖЩ-

глубины гидравлического прыжка в плоских условиях (Н^ в связи с чем выбор отметки крепления нижнего бьефа, обеспечивающей затопЛение гидравлического прыжка во всем диапазоне открытия затворов, осуществляется с помощью зависимости

^ = Р).

В результате исследований донного режима сопряжения бьефов на гладком

водобое получены зависимости для нахождения коэффициента увеличения удельного

расхода в сбойном течении к =/(Р ; /5) , как при критической форме сопряжения

7 *

бьефов, так и на любой стадии открытия пролетов в диапазоне изменения глубин

3. Результаты исследований осредненных гидродинамических нагрузок в пределах гидравлического прыжка 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 затопление гидравлического прыжка, т.е. понижение отметки водобоя.

4. Для определения необходимых при проектировании крепления параметров сбойного потока ( скоростей, удельных расходов, длины участка сбойности и др.) с помощью теории турбулентных струй разработана методика расчета плана течения на рисберме в случае неравномерного открытия пролетов водосброса. Методика основана на расчетной физической модели пространственного гидравлического прыжка, учитывающей особенности сопряжения бьефов в пространственных условиях. Солостамение результатов расчета и экспериментальных данных свидетельствует, что разработанная методика позволяет достаточно точно рассчитать эпюру скоростей потока в нижнем бьефе миогопролетных водосливных плотин при различных схемах открытия пролетов и характере сбойного течения на рисберме, а следовательно - обосновать размеры концевого крепления и прогнозировать размывы дна русла за его пределами.

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 Сс и минимальная глубина нижнего бьефа напрямую зависят от длины водобойного бассейна

С учетом пространственных условий сопряжения бьефов имеется возможность дополнительно повысить отметку водобоя и крепления нижнего бьефа за счет того, что предельная глубина /г^' , обеспечивающая критическую форму сопряжения бьефов в

пространственных условиях, заметно меньше, чем предельная глубина /12.в плоских условиях. Для нахождения глубины рекомендуются зависимости = / ; р).

Независимо от того, выбрана отметка крепления нижнего бьефа в условиях плоской или пространственной задачи, толщина водобойной плиты с водобойной стенкой ' определяется при полном открытии всех водосливных отверстий, т.е. в плоских условиях. Кроме того предпочтительно принимать водобойную плиту длиной ^ = 4,5 /¡2 , а длину водобойного бассейна равной /.»3,8, так как при этом общий объем бетона водосбросного сооружения может быть уменьшен на 10 % по сравнению с рекомендуемой в настоящее время I = 3,0 Л2 .

В пространственных условиях сопряжения бьефов за водобойной стенкой в пределах рисбермы формируется сбойное течение, коэффициенты увеличения удельных расходов в котором значительно меньше по сравнению с вариантом гладкого водобоя.

6. Результаты исследований сопряжения бьефов при включении в состав крепления нижнего бьефа водобойного колодца подтвердили, что глубина водобойного колодца зависит от его длины. С увеличением длины водобойного колодца ¡к его глубина ^ возрастает и наоборот. При этом установлено, что критические значения ск и с. при одинаковых дайнах 1к и ¡с оказались близкими.

Сравнение вариантов с гладким водобоем, водобойной стенкой и водобойным колодцем, выполненное для условий плоской задачи при одинаковых исходных данных позволяет установить, что отметка поверхности водобойной плиты получается наивысшей в варианте с водобойной стенкой то

же время отметка крепления нижнего бьефа на участке рисбермы получается наивысшей в варианте с водобойным колодцем 4- >4- В£ >4-В .

С учетом пространственных условий сопряжения бьефов при разработке варианта водосбросного сооружения с водобойным колодцем отметка крепления нижнего бьефа должна быть понижена за счет того, что к^ > к^ . Для нахождения глубины рекомендуются зависимости к^ = / (д; /?) .

Независимо от выбора отметок крепления нижнего бьефа толщина бетонной плиты 1к водобойного колодца определяется в плоских условиях, т.е. при полном открытии затворов всех водосливных отверстий. Следует отметить, что в исследованиях не обнаружено влияние длины водобойного колодца ¡к на общую материалоемкость водосбросного сооружения, что позволяет считать выбор длины 'к зависящим от других факторов, например от условий пропуска строительных расходов в период возведения гидроузла.

7. Существующая практика выбора величины удельного расхода водосливного

фронта, а следовательно и размеров водосброса по размывающем способности потока в нижнем бьефе приводит к существенному завышению общей стоимости 2 S водосбросного сооружения. В связи с чем подход к обоснованию размеров водосбросных сооружении на основе анализа материалоемкости отдельных элементов является предпочтительным, так как при этом величина удельного расхода <]д базового варианта отвечает зоне наименьших затрат (£5.) . В качестве базового принимается вариант водосбросного сооружения с гладким водобоем. Для определения величины q рекомендуется зависимость '/„ = / (Q(, < ). на основе которой находятся параметры водосбросного сооружения базового варианта и материалоемкость его элементов (водосливной плотины, крепления нижнего бьефа и сопрягающих устоев).

Результаты выполненных исследований сопряжения бьефов обобщены и объединены в единую программу расчета BEST, представляющей собой основной модуль САПР водосбросных сооружений средне и низконапорных гидроузлов. Разработанная программа расчета BEST аналогов не имеет и позволяет осуществить анализ показателей материалоемкости водосбросных сооружений с различными вариантами крепления нижнего бьефа, а также объективно подойти к нахождению эффективных конструктивных решений, обеспечивающих снижение капитальных затрат, что в свою очередь способствует выработке стратегии удешевления проектных решений и корректному обоснованию инвестиций.

8. Исследования сопряжения бьефов в руслах с большим уклоном дна в диапазоне 0Д<|<0,33 позволили выявить особенности и закономерности формирования осреднениого гидродинамического давления, действующего на плиты бетонного крепления в пределах гидравлического прыжка. На основе результатов исследований разработана методика проектного обоснования размеров элементов крепления нижнего бьефа, устраиваемого в пределах гидравлического прыжка и на послепрыжковом участке в руслах с большим уклоном дна.

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

Основные положения диссертации содержаться в следующих работах автора :

1. Разработка рациональных конструкций и методов расчета водосбросов-быстротоков при низконапорных и средненапорных плотинах. / В сб. Научные исследования по гидротехнике в 1974 г. 4.3, Л., 1976, с. 53 - 54, ( в соавторстве).

2. Определение оптимальных размеров крепления нижнего бьефа в пространственных условиях работы многопролетных водосливных плотик. В сб.: Тезисы докладов республиканской научно-техн. конференции, Ровно, УИИВХ, 1980, с.70, ( в соавторстве).

3. 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.

4. 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.

5. Назначение размеров крепления в нижнем бьефе многопролетных водосливных плотин. В сб.: Труды ЛПИ, Л., 1981, № 375, с. 81-86, ( в соавторстве ).

6. Исследование сбойных течений в нижнем бьефе многопролетных водосливных плотин. - Труды ЛПИ, N5 383, 1982, с. 31 - 36.

7. Мероприятия по борьбе со сбойными течениями в нижнем бьефе многопролетных водосливных плотин. - Рукдеп. ВИНИТИ, № 370082, 1982, с. 77 - 82.

8. Выбор расчетной величины расхода при пропуске паводка через котлован сооружений гидроузла. - Труды ЛПИ, Л., № 375, 1981, с. 78 - 81, (в соавторстве).

9. Результаты исследований глубин потоков на участках крепления в пространственных условиях сопряжения бьефов. В сб.: "Гидравлика сооружений и русловые процессы". - КГУ, Калинин, 1982, с. 10 - 14.

10. Гидравлические исследования водосбросных сооружений г/у Мрича в Индонезии. - Рук.деп. ВИНИТИ, № 370082, 1982, ( в соавторстве ).

11. Управление потоком в нижнем бьефе при проектировании крепления русла за многопролетными водосливными плотинами. Автореферат дисс. ... канд.техн.наук, ЛПИ, Л., 1982. - 16 с.

12. Оптимизация крепления нижнего бьефа многопролетных водосливных плотин. -Рук. деп. ВИНИТИ, № 370082, 1982, ( в соавторстве ).

л

13. К вопросу пересечения естественных водотоков с магистральными каналами. В межвуз.сб.научн.тр. - Л., ЛТА, вып. 10, 1982, с. 45 - 50, (в соавторстве ).

14.К расчету крепления нижнего бьефа многопролетных водосливных плотин. Методические указания. В сб.: Научно-методические статьи по гидравлике М.:

Высшая школа, 1983, вып. 5, с. 180 - 189.

15. К расчету плана течения в нижнем бьефе многопролетных водосливных плотин. В сб.: Русловые процессы и гидравлика сооружений, КГУ, Калинин, 1983, с. 39 - 46.

16. Оптимизация размеров водосбросных сооружений низко- и средненапорных гидроузлов на нескальных основаниях. В сб.: Доклады по гидротехнике XVII конф.молодых научн.раб., Л., 1984, с. 340 - 150, ( в соавторстве ).

17. Исследование впускных сооружений в узлах слияния крупных магистральных каналов с водотоками. - Рук.деп. в ЦБТИ, Минводхоз СССР, СИФ, 1985, № 6/ 242, ( в соавторстве ).

18. О рациональной конструкции водобойной плиты. Материалы конференций и совещаний по гидротехнике.: Методы исследований и гидравлических расчетов водосбросных гидротехнических сооружений . Л.: Энергоатомиздат, 1985, с.234 - 236.

19. Влияние узла пересечения на характер потока магистрального канала. - Рук.деп. в ЦБТИ, Минводхоз СССР, СИФ, 1985, № 11/285. - 11 е., ( в соавторстве ).

20. Исследование впускных сооружений в узлах слияния крупных магистральных каналов с водотоками. ЦБНТИ Минводхоза СССР - Мелиорация и водное хозяйство. 1985, №6, ( в соавторстве ).

21. Гидравлические исследования компоновки сооружений узла пересечения магистрального канала с водотоком. - М.: ЦБНТИ Минводхоза СССР Экспресс-информация, серия 1, вып. 4, 1986, ( в соавторстве ).

22. Гидравлические исследования потока в узлах слияния и пересечения с водотоком.

- М.: ЦБНТИ Минводхоз СССР, Экспресс - информация, вып. 8, 1986, ( в соавторстве ).

23. Пропуск строительных расходов при возведении сооружений Майнской ГЭС. В сб.: Тезисы докл.научн.-техн.конф.: "Решение научно-технических проблем при создании Саяно - Шушенского комплекса". - Л., 1986, с. 22 - 24, (в соавторстве ).

24. Обоснование размеров водосбросных сооружений, проектируемых на нескальных основаниях. - Труды ЛПИ, № 415, 1986, с. 13 - 19.

25.0боснование размеров водобойной плиты с водобойной стенкой. В сб.: докл.научн.-техн.конф. "Энергетика". - Л., 1987, с. 20 - 21.

26. Результаты исследований конструктивных схем пересечения магистрального канала с водотоком. В сб.: докл. Научн.-техн.конф. "Энергетика". - Л., 1987, с. 23

- 24, (в соавторстве ).

27. Изложение вопросов сопряжения бьефов в курсе "Гидротехнические сооружения". В сб.: Методика преподавания гидравлики безнапорных течений: Межвузовский сборник. - Л.: ЛПИ, 1987, с. 27 - 33.

28. Численное исследование течений в узлах слияния. / Известия ВНИИГ, 1988, т. 208, с. 44 - 49, ( в соавторстве ).

29. Расчет бетонного крепления в пределах гидравлического прыжка в руслах с большим уклоном дна. В сб.: Гидравлика водохозяйственных объектов Труды ЛПИ, 1988, № 424, с. 36 - 39.

30. Плановая гидравлика в курсе "Гидротехнические сооружения. В сб.: Научно-методических статей по гидравлике. - М.: Высшая школа, 1988, № 8, ( в соавт.)

31. Гидравлические расчеты водосбросных гидротехнических сооружений.: Справочное пособие. - М.: Энергоатомиздат, 1988. - 624 с, ( в соавторстве ).

32. Принципы компоновки узлов слияния водотоков с крупными каналами. - М.: Мелиорация и водное хозяйство. Агропромиздат, № 3, 1989, с. 17 - 19, ( в соавт.)

33. Лабораторные работы по курсу "Гидротехнические сооружения": Методические указания. - Л.: Изд. ЛПИ, 1989, - 84 с.

34. Конструкции впускных сооружений в узле пересечения канала с водотоком. -Гидротехническое строительство, М.: Энергоатомиздат, № 7-, 1989, с. 28 - 29, ( в соавторстве ).

35. Обоснование размеров многопролетных водосбросных сооружений. Методические указания. - М.: Совинтервод, 1991. - 141 <с.