автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Особенности расчета и конструирования элементов водопропускных сооружений гидроузлов

МОСКОВСКИЙ ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ

Г«*!«« ГИДРОМЕЛИОРАТИВНЫЙ ИНСТИТУТ нудейственней'

ЫЛМТбКв : * 0 9

- • На правах рукописи

КАВЕШНИКОВ Анатолий Трофимович

ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ВОДОПРОПУСКНЫХ СООРУЖЕНИЙ ГИДРОУЗЛОВ

05.23.07 - Гидротехническое и мелиоративное строительство

ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени доктора технических наук в форме научного доклада

МОСКВА 1993

Работа выполнена в Московском ордена Трудового Красного Знамени гидромелиоративном институте ( МГМИ )

Официальные оппоненты: - Докгор технических наук, профессор

С.А.КУЗЬМИН

- Докгор технических наук, профессор

Ю.П.ПРАВДИВЕЦ

- Докгор технических наук, профессор

Д.В.Ш1ЕРЕШШХГ

Ведущая организация - Инженерный научно-производственный .

ценгр по водному хозяйству и экологии "Союзводпровк*"

Защита состоится "Я*7/?еаЯ-1993 года в /Стасов на заседании специализированного Совета Д 120.16.01 по защите диссертаций на соискание ученой степени доктор?.-, технических наук при Московском ордена Трудового Красного Знамени гидромелиоративном институте по адресу: 127550, Москва, ул.Прянишникова, 19, ауд.К 1/201.

С научным докладом можно ознакомиться в библиотеке МГМИ.

Прооим Ваш отзыв, заверенный печатью, направить в 2-х эк по вышеназванному адресу.

Телефон для справок - 976.29.62.

Доклад разослан

п

марта 1993 года

УЧЕНЫЙ СЕКРЕТАРЬ СПЕЦИА ВИЗИРОВАННОГО СОВЕТА кандидат технических наук, профессор

Л.В.ЯКОВЛЕВА

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ ■

Актуальность проблемы

В составе компоновок гидроузлов любого назначения всегда имеются водопропускные гидротехнические сооружения; отличающиеся чрезвычайно большим функциональным и конструктивном многообразием. Характерной особенностью их условий работы является наличие в пределах сооружения нескольких участков со сложны/ли гидравлическими режимами, которые зачастую существенно влияют на конструкцию водовода и их концевых частей. Водопропускные сооружения совершенствовались на протяжении всей своой истории, особенно в последние десятилетия в связи со строительством крупных гидроузлов. К обоснованию их конструкций предъявляются дополнительные требования как с точки зрения гидравлических расчетов, в которых необходимо учитывать гидродинамические, аэрационныо, навигационные и другие аспекты, так и экологические требования. Поэтому создалась необходимость разработки новых конструктивных решений водопропускных сооружений на основе экспериментальных исследований, выполненных на крупномасштабных моделях с учетом натурных наблюдений за их работой. Несмотря на накопленный многовековой опыт возведения водопропускных сооружений оказалось, что относительно слабо разработаны головные части траншейных водосбросов, напорные и открытые участки водоводов, конструкции камер гашения и насадков конусных затворов, защита их элементов от навигационных повреждений и др.

Непосредственно в зоне поступления потока в пределы водопропускного сооружения при устройстве траншейного водосброса возникает круг задач, связанный с усовершенствованием конструкций, их головных частей, которые нуждаются в обстоятельном изучении. Так, необходимо надежно запроектировать траншею, отводящий канал и порог за ним, решив при этом комплекс вопросов взаимоувязанной работы последних с нижерасположенными участками водопропускного сооружения.

Возникает свой круг задач при движении потока в закрытых напорных водоводах бетонных плотин в связи с необходимостью получения кинематических и гидродинамических характеристик потока в пределах этих участков разной длины, но с одинаковой конфузорно-стью в конце их.

Непосредственно в зоне поступления погока на водосливную граьх. плотны осуществляется его аэрация и разбухание. Аэрация потока в придонной зоне является эффективным средством защит водосливных поверхностей от навигационной эрозии. В последние годы возникла необходимость применения этого метода защиты от кавитации водосливных поверхностей открытых водосбросов арочно-гравита-ционных плотин, имеющих большие удельные расходы и уклоны водосливных граней.

В связи с применением воздуха для защиты от кавитации возник комплекс слабоизученных вопросов, связанный с необходимостью изучения влияния аэрированного потока в сжатом сечении на вторую сопряженную глубину гидравлического прыжка. При обтекании высокоскоростным потоком элементов водопропускных сооружений (неровностей поверхностей, гасителей энергии, расщепителей погока и др.) обычно возникает кавитация, которая может привести к навигационным разрушениям. До последнего времени моделирование кавитацион-ной эрозии затруднялось ввиду отсутствия, эквивалентных бетону, модельных материалов. Отыскание состава подобных материалов повысит надежность прогнозирования кавитационной эрозии для натурных условий. Известно, водопропускные сооружения оборудуются затворами различных типов. В тех случаях, когда необходимо относительно точное регулирование сравнительно небольших расходов воды, на водопропускных сооружениях применяют конусные затворы. Недостаточная изученность их работы с камерами гашения и насадками является одной из причин редкого применения конусных затворов в нашей стране.

Создание комплекса методов расчета и конструкций различных элементов водопропускных гидротехнических сооружений, учитывающих результаты теоретических и экспериментальных исследований гидрав-л. ческих условий их работы, приводящих к решению вопросов назначения их конструктивных размеров и повышению надежности функционирования, является решением важной народнохозяйственной проблемы в области обоснования возводимых объектов гидротехнического строительства, которая способствует ускорению научно-технического прогресса в эюй отрасли.

Настоящая работа выполнена в соответствии с планом научно-исследовательских работ Московского гидромелиоративного института и Научно-исследовательского института энергетических сооружений (11ШЭС), а часть - в рамках Государственной программы 0.01.289 Д.

"Исследование факторов, влияющих на навигационную эрозию и разработка технологии изготовления бетона с полимерными добавками для повышения навигационной стойкости".

Цель и задачи работы

Цель - создать на основе экспериментальных и теоретических исследований новие метода расчетов п конструирования элементов водопропускных сооружений речных гидроузлов с учетом экологических аспектов пх предстоящей эксплуатации.

Для реализации поставленной цели предполагалось решить следующие основные задачи:

1. Усовершенствовать конструкции п разработать методы расчетов головных частей открытых траншейных водосбросов, в том числе выполненных в виде узких в глубоких траншей,

2. Экспериментально обосновать на моделях крупного масштаба кинематические и гидродинамические параметры потока в криволинейных напорных водоводах разной длины, пмоод.пх одинаковую коифузор-носгь.

3. Применить и обосновать методы защиты от навигационной эрозии- с помощью аэрации потока, на водосливных поверхностях высоких плотин, отличающихся большими уклонами сливных граней и удельными расходами.

4. Ка основе теоретических п экспериментальных исследований разработать методику определения потерь энергии на водосливных гранях аэрированным потоком, определить его влнянир на вторую соп-ряаенную глубину гидравлического прыжка и пульсацию давления.

5. Создать новые, эквивалентные бетону, модельные материалы для исследования навигационной эрозии и на их основе разработать приближенные методы ее прогнозирования на элементах водопропускных сооружений, а также осуществлять подбор безэрозионных конструкций.

6. Оценить уровень акустической энергии, генерируемой ка-вигирующим погоном при обтекании выступа, с целью устан вленг: связи между навигационной эрозией, пульсацией давление и названной энергией.

7. Предложять надежные новые насадки для конусных затворов, расширить их применение с камерами гашения и разработать методы расчетного обоснования этих конструкций.

Научная новизна. Разработаны и экспериментально проверены

на моделях конструкции головных частей траншейных водосбросов, в том числе конструкции узких глубоких траншей. Предложена методика определения их параметров,а также переходных участков за ними.

Экспериментальными исследованиями доказано, что кинематические и гидродинамические характеристики потока в напорных участках водосливных плотин, имеющих разную длину, но одинаковую кон-фаэорн&сяь» йр» определенных соотношениях их длин не отличаются.

Экспериментально обоснованы методы защиты водосливных поверхностей плотин с большими уклонами и удельными расходами от навигационной эрозии, с помощью аэрации придонных слоев потока.

На основе теоретических и экспериментальных исследований разработана методика определения потерь энергии аэрированных потоков на водосливных гранях плотин больших уклонов и учета возду-хосодержания в потока при сопряжении бьефов. Показано влияние масштаба модели на развитие аэрации потока.

Впервые созданы,эквивалентные бетону, модельные материалы для исследования навигационной эрозии, позволившие осуществлять прогнозирование кавигационной эрозии на элементах водопропускных сооружений.

Созданы безэрозионные и разработаны усовершенствованные конструкции элементов водосбросных сооружений.

Установлено, что акустическая энергия, генерируемая кавитацией за выступом составляет значительную часть от полной удельной энергии потока. Выявлено, что с поморю ультразвуковой энергии, из.т/чаомой кавигирующим потоком,можно приближенно оценить относительную интенсивность кавигационной эрозии.

Разработаны новые насадки и усовершенствованные конструкции камер гашения для конусных затворов. Предложена методика определения гидравлических параметров потока при истечении из конусных затворов: в атмосферу, насадки и камеры гашения.

Практическая ценность и реализация работы

Предлагаемые научно обоснованные методы расчетов и конструирования элементов водопропускных гидротехнических сооружений позволяют запроектировать последние более надежными, снизить их стоимость, а в ряде случаев улучшит экологическую обстановку в нижних бьефах гидроузлов. Применение их в практике будет способствовать ускорению научно-технического прогресса в гидротехническом строительстве.

Внедрение основных результатов исследований на ряде гидроузлов (Токгогулъском, Саяно-Шушенском, Туполангском, Артемовском и др.) позволило получить значительный экономический эффект и повысить эксплуатационную надежности элементов водопропускных соору-аений.

Разработанные методы расчетного обоснования и конструкции водопропускных сооружений были использованы при. составлении "Рекомендаций по учету кавитации при проектировании водосбросных гидротехнических сооружений" (П.38-75, 1976), в справочном пособии "Гидравлические расчеты водосбросных гидротехнических сооружений" (Энергоатомиздаг,1988, С.424-426), в пособии к СНиП 2.06.01.86 (разделы 3, 5, 6, II) и СНиП 2.06.03.85 (раздел 4) "Проектирование гидротехнических сооружений водохозяйственного назначения" (Москва,1989, С.184), а также они вошли в чзтырэ учебные пособия для студентов гидротехнических специальностей высших учебных заведений.

Апробация работы. Основные положения научных разработок неоднократно обсуждены и одобрены на: ежегодных научно-техничес-их конференциях МГМИ (г.Москва, 1972-1978 и 1983-1992 гг.); третьем научно-техническом совещании Гидропроекга по подведению итогов ' научно-исследовательских работ в области энергетического и водохозяйственного строительства за девятую пятилетку и рассмотрению задач десятой пятилетки (г.Москва,1976г.); координационных совещаниях по гидротехнике (г.Ленинград, 1974-1976,198^ гг.); научно-технической конференции "Эффективность комплексных научных исследований для Саяно-Шувенской ГЭС (г.Ленинград, 1977г.); Всесоюзном научно-техническом совещании "Методы исследования и гидравлических расчетов водосбросных гидротехнических сооружений" (г.Ленинград, 1984г.); Всесоюзной научно-практической конференции молодых ученых "Экологическое совершенстворание мелиоративных систем", ВНИиГиМ (г.Москва, 1989г.); на Х1У конгрессе Международной ассоциации по гидравлическим исследованиям (г.Париж,1971г.>; симпозиуме МАГИ по кавитация в гидромашнах (Франция.Греноболь,1976".); конференциях Института гидравлики (Гавана,Куба, 1978-81 гг.); научно-техническом совещании "Гидравлика гидротехнических сооружений", ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева (С.-Петербург, 1992г.).

Публикации. Основные научные достижения опубликованы в 41 печатной работе, 4-х учебных пособиях для студентов вузов и слу-

шаге чей факультетов повышения квалификации гидротехнических специальностей и 5 авторских свидетельствах на изобретение.

Личный вклад в решение проблемы

работа является результатов многолетних исследований автора, выполненных на кафедре гидротехнических сооружений МГМИ и в Научно-исследовательском институте энергетических сооружений (НИИЭС, бывший НИС Гимропроекта им. С.Я.Жука).

Постановка проблемы и формирование всех рассмотренных задач, экспериментальные и теоретические пути их решений, анализ, итоговые выводы осуществлены лично автором. Лабораторные и теоретические исследования по конусным затворам с камерами гашения и насадками осуществлялись аспирантами В.П.Куприяновым, И.В.Ким, а по головным частям траншейных водосбросов - аспирантами Н.М.Даниловым и А.О.Очиловым при непосредственном участии и под руководством автора.

Разработка новых материалов для навигационных исследований а методика прогнозирования кавитационной эрозии осуществлялись совместно с д.т.н.,проф. Н.П.Розановым.

В экспериментальных и теоретических исследованиях, выполненных в НИИЭС, принимали участие Л.И.Валяева, Р.С.Гальперин, Л.АоЗолотов, Л.Д.Ленгяев, И.С.Новикова, В.М.Семенков, Л.В.Смирнов, С.Л.Шорин, А.Г.Шубин, за что авгор им приносит глубокую благодарность. В эгих исследованиях авгор являлся руководителем работ или ответственным исполнителем темы.

При постановке ряда перечисленных задач и подготовке' работы автор получил ценные советы д.г.н.,проф. Н.П.Розанова, а при подготовке доклада - д.г.н.,проф. И.С.Румянцева.

На защиту представляются:

- усовершенствованные конструкции головных частей траншейных водосбросов; •

- новые и усовершенствованные конструкции напорных участков водосбросов бетонных плотин;

- экспериментальные и теоретические обоснования по защите водосливных поверхностей арочно-гравитационных плотин от навигационных явлений;

- разработанная методика определения потерь энергии на водосливных гранях аэрированным потоком и его влияние на вторую сопряженную глубину гидравлического прыжка;

- новые конструкции насадков и камер гашения для конусных затворов;

- материалы для моделирования навигационной эрозий и еа прогнозирования в натурных условиях, а также некоторые новые конструкции безэрозионных элементов водопропускных сооружений;

- результаты количественной оценки и связи акустической энергии, генерируемой кавитирующим потоком за высгупом, о пульсацией давления потока и навигационной эрозией.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Первый раздел работа посвящен разработке комплекса методов, направленных на усовершенствование существующих и создание новых конструкций головных частей траншейных, водосбросов и напорных участков водопропускных сооружений. При их обосновании уделял'зь большое внимание влиянию конструктивных элементов траншеи и отводящего канала на гидравлические характеристики потока, поступающего на шшерасполоденные участки открытого или закрытого во-допроводящего тракта.

Главной особенностью гидравлических условий работы головных частей траншейных водосбросов является наличие сложного продольно-циркуляционного движения в траншее, которое оказывает неблагоприятное влияние на функционирование транзитных и концевых участков водосбросов. В предложенных теоретических решениях (И.В.Мещерский, С.В.Соколовский, Е.А.Замарин, С.М.Слисский, И.В.Маккаваев, Т.Г.Войнич-Сянокенцский С.С.Руднев, Д.Веласко и др.) использован ряд существенных допущений: не учтены неравномерность распределения скоростей в поперечных сечениях и циркуляция потока, обычно принимался произвольный -закон распределения скоростей и др. Все это приводит к существенным неточностям гидравлических расчетов, выполняемых по этим методам, что вызывает необходимость проводить трудоемкие модельные исследования.

Имеющиеся экспериментальные исследования назван-'.¿х головных участков (в которых для исключения или снижения винтового движения и выравнивания свободной поверхности в пределах траниви применяют: шашки, сгенки, носки на сливной грани, чередующиеся пролеты с носками и без них, пороги и др.) в основном выполнены для конкретных гидравлических'параметров. Поэтому широкий круг задач, который необходимо рошать при проектировании головных

частей траншейных водосбросов, остался слабоизученным. Так оказалась недостаточно изучена: траншеи с двух- и трехсторонним подводом воды, узкие и глубокие траншеи (при отношении начальной и конечной ширин к глубине траншеи меньше единицы), отводящие каналы и их элементы в зоне сопряжения с вертикальной или наклонной шахтой, или с быст] стоком.

Постановка этих исследований была осуществлена для решения ряда конкретных практических задач: тщательного изучения картины развития гидравлического режима в траншее и отводящем канале; установления характера изменения кинематических параметров в них; изучения характера изменения свободной поверхности потока в названных участках; получения данных о влиянии расходов вода и конструктивных элементов на гидравлические и гидродинамические характеристики потока; создания методики определения параметров траншеи и отводящего канала для пропускаемых расходов.

Экспериментальные исследования были выполнены применительно к параметрам эксплуатационного водосброса Туполангского гидроузла (расход - 170 м3/с, напор - 160 м) на двух лабораторных установках: в гидравлической лаборатории кафедры гидросооружений МГМИ (масштаб 1:25) и меккафвдральной лаборатории гидромелиоративного факультета Кишиневского государственного аграрного университета (масштаб 1:15). Моделирование гидравлических явлений осуществлялось с соблюдением закона гравитационного подобия {Рх^ч-йет ) и автомодельности по числам Рейнольдса (Ке>Ее „„ ). В процес-

л. у. Кп.

се измерений велась математическая обработка и оценка точности измерений гидравлических параметров. Их точность с вероятностью более 0,95 при измерениях расходов, пульсационных (стандарты, дисперсия) и других характеристик потека составляла 3-4/2. Полученная точность измерений является достаточной для решения прак-т ческих задач.

Обширные лабораторные гидравлические, исследования выполнены для ряда схем траншей с односторонним подводом воды; изучалась работа траншей с водосливной частью, снабженной через один пролег носками; с устройством гасителей энергии в них; сопряжение расширенной трахай с вертикальной шахтой; траншея с криволинейными направляющими станками. Определялись оптимальные параметры траншеи и гидравлические характеристики потока при сопряжении ое непосредственно с быстротоком или с переходным участком. В опытах

определялись: необходимые длины переходных участков; влияние забральной балки и донного порога, установленных в конце переходного участка на гидравлический режим в грантов, а гакжа различных конструктивных элементов участка сопряжения траншеи о вертинальной шахтой на гидравлический режим в ней.

В качество оценочных гидравлических параметров потока применялись коэффициенты неравномерности распределения уделышх расходов (К^) или пьезометрических давлений (Кр) в конца переходного участка (отношение их максимальных значений к среднему по сечению), которые идентично характеризуют структуру потока по сечению водовода.

Анализ полученных данных показал, что в траншее, снабженной через один пролег водосливными носками, удельные расходы по ширине потока распределяются неравномерно как в начало переходного участка (К^ = 1,30), гак ¡1 в конце ого (К^ = 1,16), в результате наблюдалась сбойность течения, несимметричный подход к воронке шахты. Часть потока при соударении со стенками шахты образует в ней силыюаэрированный валец, а также водовоздушнце пробка и существенные колебания горизонтов воды, ого вызывало неравномерность распределения удельных расходов а дополнительные гидродинамические нагрузки в граншое.

Применение донных порогов а гасителей в траншее и на переходных участках па всегда привода! к получению удовлетворительных гидравлических характеристик потока в ней. Так из пяти ис~. следованных схем траншей с донными порогами и гасителями (рис.1), только в варианте 5 было получено достаточно равномерное распределение по сечению пьезометрических давлений (Кр = 1,06), для других вариантов Кр менялись от 1,13 до 1,25, чго показывает неприемлемость таких гидравлических параметров потока, поступающего на транзитную чаоть водопроводящего тракта.

Для схемы 5 (рис.1) определены расстояния от конца траншеи до первого ряда шашек, количество рядов и их геометрические размеры. ,

Расширение траншеи позволяет,.создать дополнительный объем воды для гашения циркуляционного^ движения-потока -: ней. В этом случае начальная ширина траншеи равнялась ширине переходного участка (Вц = Вп), а конечная.- 2,75 Вд. Рассматривалось влияние противоположной стенке траншеи (вертикальной или наклонной) и

длины переходного участка с порогом на гидравлический режим в ней в параметры потока на входе в вертикальную шахту с применением забральной балки ила пря ее отсутствии (рис.2). При поступлении потока в шахту коэффициент неравномерности удельных расходов по ширине (1Ц) составлял - 1,25, а в ие воронке появлялся нестационарный винтообразный шнур. Уменьшение уклона дна траншеи, устройства шашечных гасителей в 2 ряда ориентированных по длине водослива не привело к существенному улучшению гидравлического режима в траншейной части, а коэффициенты К^ менялись от 1,20 до 1,30. .

С целью увеличения продольных скоростей в траншее и создания равномерного потока при входе на сопрягающее сооружение рассмотрена ее конструкция с укороченными бычками на водосливе и криволинейными направляющими стенками за ними. При расчетном расходе непосредственно за траншеей наблюдалась большая неравномерность потока (К д. = 1,22), а в конце переходного участка указанный коэффициент уменьшался до 1,08. конструкция траншеи с криволинейными направляющими стенками на водосливе способствует частичному выравниванию потока только для расчетного расхода. При других расходах их влияние на улучшение гидравлических параыет- . ров потока незначителыю и на переходном участке, в в траншее.

На основе проведенных исследований по траншеям с односторонним поступлением потока установлено, что их ширину по дну в начальном и конечном сечениях следует принимать соответственно рапными 0,2 и 1,5 ширины переходного участка (рис.1). Длина его может достигать 12-14 критических глубин (Л, - критическая глубина на переходном участке), с устройством в конце • донного порога, высотой 0,4 к ;Кр.

Для разработанного варианта сопряжения траншеи о вертикальной шахтой и применением забральной балки, и донного порога в конце переходного участка (А.о.й 1434024) дана-методика расчета головной части этого водосброса. Отмечено, что чрезмерное расширение траншеи и устройство в ней донных порогов, гасителей, криволинейных стенок в ряде случаев является малоэффективным в сложным конструктивным мероприятием, особенно при больших глубинах потока. Притом названные конструктивные мероприятия могут быть применены в рамках выполненных исследований.

В практике гидротехнического строительства находят приме-

нание траншейные части с двухсторонним подводом воды при сопряжении их с вертикальной шахтой. При двухстороннем подводе воды в траншею увеличиваются продольные составляющие скоростей по ее длине , а вместе с ними уменьшается поперечная циркуляция потока. На основании предварительного изучения сложных гидравлических явлений, возникающих в траншее и на переходном участке, а также в зоне сопряжения с вертикальной шахтой, для дальнейших исследований была отобраны четыре конструкции головных частей траншейных водосбросов. Это расширенная двухсторонняя траншея (Вй = 2 Вп, Вд и Вп - соответственно ширина траншеи по дну в конечном сечении и переходного участка) с удлиненным (Ьп = В или укороченными

пароходными участками, а также с устройством забралъной балки и порога (С = 0,4 Я Кр) в конце переходного участка. Изучался гидравлический режим названной траншеи с расщепителями на водосливной грани (рис.2).

Проведенные исследования позволили получить экспериментальную информацию о влиянии противоположной водосливу стенки я высоты порога на гидравлический режим в траншее. Установлено, что наиболее благоприятный гидравлический режим в траншее и на переходном участке наблюдался при устройстве вертикальной стенки и порога высотой С = 0,4 К , об этом свидетельствуют полученные эпюры распределения удельных расходов а скоростей потока. В этом случав начальная ширина траншеи принималась равной 0,5 Вп, а конечная - 1,5 Вп. При этом в конце переходного участка длиной

а = 4 Н Кр устраивалась эабральная бадоа. Устройство на водосливной грани расщепителей потока и полки за ними обеспечивают при расчетном расходе удовлетворительные гидравлические условия по всему тракту. С целью устранения некоторой неравномерности потока при 0 = 0,6 0,р (0 - расчетный расход) на вертикальной стенке траншеи необходимо иметь треугольный отклонитель (рис.3, поз.2).

Исследования траншей с трехсторонний поступлением воды оз-волили установить, что в них обеспечивается равномерноа распределение удельных расходов по ширине и на входе в сопрягающее сооружение при длине переходного участка равного - 0,6 [ь Кр и устройства в конце него порога, высотой - 0,5 Н- Кр.

Для рекомендуемого варианта головной части граншайного водосброса с двухсторонним водосливом (Вн = 0,5 Вд, Вк = 1,5 Вц,

С = 0,4 А. кр и Ь д = 4 к, Кр) были выполнены гидродинамические исследования, анализ когог ' показал, чго пьезометрические давления и стандарт пульсации давления на вертикальной стенке, про!пвоположной водосливу, соответственно составляют 1,93 и 0,68 скоростного напора в створе забральной балки. Максимальные значения стандартов пульсации давления в траншее наблюдались при расходе, равном 0,6 0р и составляли ~ 1% скоростного напора сжатого сечения.

Экспериментально изучив и проанализировав многочисленные головные части водосбросов с устройством на водосливе, в траншеях и переходных участках расщепителей, полок, донных порогов, криволинейных стенок, шашек и др. пришли к выводу, чго многие их конструкции обеспечивают необходимый гидравлический режим на транзитных частях водопропускных грантов. Однако, чрезмерное насыщение траншей гасящими устройствами существенно усложняет производство работ и ведет к удорожанию их конструкций.

В этой связи были сделаны попытки поиска конструкций головных частей без дополнительных гасящих устройств, которые обеспечивали бы удовлетворительный гидравлический режим по длине траншейного водосброса, имея в виду осуществить гашение энергии за счет углубления траншей. Применение относительно глубоких траншей обычно становится целесообразным при их устройстве в узких каньонах, где затруднено размещение водосбросов с большими плановыми размерами. Поэтому были проведены исследования серии угчих глубоких траншей ( II конструкций ) без дополнительных гасящих устройств (при отношении начальной и конечной ширин:, к глубине траншеи меньше единицы). Изучалось соотношение их ширины в начальном и конечном участках к глубине, влияние переходного участка и порога на входе в вертикальную шахту. Были проведены подробные гидравлические и гидродинамические обоснования таких траншей. Параметры пяти узких глубоких траншей и их переходных участков приведены на рис.4.

Выполненные исследования показали, что благоприятные гидравлические условия создаются в траншей и за ней при применении конструкций 3-5 (рис.4). Так, при входе потока на сопрягающее сооружение уделыше расходы равномерно распределяются по ширине (К = 1,03-1,С5), а его свободная поверхность потока становится ровной. Наряду с гидравлическими характеристиками названных

конструкций головных частей была получаны осреднэнныэ и пульса-ционные нагрузки на дно, сгенки траншей и отводящего канала. Их анализ показал, что максиму« относительных стандартов пульсации давления (при расчетном расходе) реализуется в первой половине траншей ((5 = 0,125 скоростного напора потока сжатого сечения). Притом в отводящем канале они уменьшаются 2^3 раза и становятся меньше, чем в траншеях о дополнительными гасящими устройствами.

Для головных частей с узкими, глубокими траншеями разработаны рекомендации по определению их основных параметров (рис.5). При этом использовались экспериментальные графики связи относительной удельной энергии а критичеокой глубины потока при соотношениях начальной и конечной ширин; к глубине траншеи соответственно равными 0,33 и 0,62.

При проектировании траншейных береговых водосбросов иногда возникает необходимость устройства криволинейных напорных участков, после которых поток поступает обычно в открытый безнапорный лоток, С целью исключения навигационных явлений внутри напорних .водоводов, они в большинства случаев выполняются конфузорными, поскольку в пределах конфузора давление резко возрастает. В зависимости ог конкретных условий напорные участки водосбросов могут быть разной длины, о постоянной или переменной площадью поперечного сечения, притом иногда они должны иметь минимальную длину (3-5 высот выходного сечения) и аналогичные с длинным водоводом (больше 15 высот его выходного сечения), кинематическими и гидродинамическими характеристиками потока, при ьтом нэ меняя их конфузорностя.

Целью данных исследований являлось обоснование, на мода лях крупного масштаба, кинематических и гидродинамических ларамагроЕ потока в напорных криволинейных водоводах, имеющих одинаковую конфузорносгь а установления минимальных их размеров. Эта исследования были проведены на моделях Да ух масштабов (1:25 и 1:13) применительно к параметрам эксплуатационного водосброса Саяно Шушенского гидроузла (рас.6), с соблюдением необходимых условий моделирования, при трех открытиях сегментного затвора (полном, 50 и 25/2 ог полного). Размеры выходного сечения составляли 5 х 6ц, а натурный расход воды - 1240 м3/с. Осредненныв и пульсациошше скорости потока измерялись по .двум направлениям: перпендикулярном течению потока и по ширине модели. В тех хв створах были установ-

лены датчики пульсации давления. Напорные участки, изогнутые в вер.икальной плоскости имели на выходе одинаковую конфузорность. Замечено, что сужение потока в конце напорного участка (конфузор) снижает интенсивность турбулентности (относительную величину пудь-сационной скорости) пропорционально квадрату уменьшения площади, ого следует из предположения, что энергия пульсационных скоростей не меняется при прохождении потока через конфузор, тогда как средняя кинетическая энергия возрастает пропорционально квадрату площади поперечного сечения. Эпюра осредненных скоростей выравнивается, то еоть отношение максимальной скорости к средней по сечению уменьшается, притом с увеличением угла конфузорности названное отношение становится минимальным, а разница в значениях скоростей трения () не превышает на длине конфузора, равной свыше 25 глубин потока. В результате исследований были получены для разных режимов потока: осредненные и дульсационные скорости по сечению; функции распределения пульсации скорости и их среднеквадратичные отклонения, а также стандарты, автокорреляционные функции, нормированные спектральные плотности и функции накопления дисперсии (от частоты) пульсации давления.

Анализ полученных осредненных и турбулентных характеристик потока для длинных и коротких напорных участков с одинаковой кон-фузорносгью в конце их показал: относительные эпюры осредненных скоростей и стандарты пульсации давления на выходе потока из напорных участков (рис.6, створ П) для обеих моделей совпадают с точностью не ниже 3-5%; функции распределения пульсации скорости и давления, нормированные автокорреляционные функции и спектральные плотности пульсации давления имеют практически одинаковый вид. Это позволило сделать вывод, что граничные условия потока на выходе из короткого и длинного напорных участков водосброса, б"ли идентичны при одинаковой их конфузорности, при этом минимальная его длина должна бить не менее трех его высот выходного сечения. В этом случае возникновение аэрации потока на последующем открытом участке водосброса должно происходить одинаково как при длинном, так и при коротком напорных участках.

Второй раздел работы посведен проблеме защиты от кавитации открытых водосливных поверхностей высоконадорных водосбросов плотин, отличаюшрхся большими уклонами сливных граней, а также изучению развития аэрации по длине водослива, ее влияние на вторую

сопряженную глубину гидравлического прыжка л оценка эффекта пульсации давления в сильноаэрировашшх потоках. В последние годи для защити бетонных водосливных поверхностей от навигационной эрозии применяется искусственная аэрация пристенного слоя потока. Этот способ защити использован на водосливных плотинах Братского, Усть-Илшского и других гидроузлов. Однако до последнего времени отсутствовали экспериментальные методы обоснования защити от кавитации с использованием подвода воздуха в пристенные слон потока для водосливных поверхностей больших уклонов (Л7 < о,6) и больших удельных расходов ((}> 35 м^/с). Не были разработаны надежные оценочные критерии моделирования аэрированного потока и его влияние на потери энергии по длине водослива при больших удельных расходах. Поэтому при изучении аэрации потока на моделях приходиться использовать масштабную серию для получения надежных данных и принятия инженерных решений.

Целью исследований, освещенных в рамках этого раздела была разработка надеиных способов защиты от кавитации бетонных водосливных поверхностей больших уклонов (при Ц,> 35 и2/с) с применением моделей крупных масштабов, оценка масштабного эффекта прл моделировании аэрации потока и создание методики определения потери энергии по длине в досливного тракта для сильноаэрировашшх течений и ее учет при сопряжении бьефов. Для достижения поставленной цели предполагалось решить ряд конкретных задач, с привлечением экспериментальных и теоретических исследований.

Исследования для обоснования защиты от кавитации водосливной поверхности эксплуатационного водосброса Сапно-Шушенского гидроузла проводились нами в НИИЭС на моделях масштабов 1:25 и 1:13, а для учета масштабного эффекта при изучении аэрации потока дополнительно привлекались экспериментальные данные, полученные на модели масштаба-1:50 сотрудниками Всероссийского государственного научно-исследовательского института гидротехники (ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева).

Для измерения распределения осредненных скоростей аэрации по сечениям потока были оборудованы на модели ( М 1:13 ) три створа (1,2,3, рис.7) на отметках: 109,6; 42,4 и 16,12 м. Подача воздуха в придонные слои потока осуществлялась под порог сегмош-ного затвора и через аэрациощше пазы с трамплинами, расположенные соответственно на 80,4 и 35,25 м (рис.7). Для измерения ос-

. - 16 - l

реднвнных скоростей аэрированного погока использовалась безинер-цйопная вертушка индуктивного типа с выводом на вторичный прибор (конструкции НИИЭС). Воздухосодержание в потоке измерялось тремя различными датчиками с вторичными приборами: шгырьевым, импульсным - НИИЭС и бифилярным - Санкт-Петербургского государственного технического университета. Обработка полученных результатов осуществлялась на ЭВМ с учетом оценки точности измерений.

Исследования показали, что при подаче воздуха только под порог сегментного затвора (створ I, рис.7), поток после выхода из напорной части водовода на длине 1-2 м (13-26 м для натуры) не касается поверхности водослива (отлет зависит от степени открытия затвора). Струя, соприкасаясь по всей своей поверхности с воздухом, сильно аэрируется. В месте касания струей водосливной поверхности средняя аэрация по глубине погока составляла 40-605» ' в зависимости ог.пропускаемого расхода, а в придонной зоне на 1 расстоянии А мм от дна (5,2 см в натуре), содержание воздуха в потоке колебалось в пределах 6-3($.

В створе 2 (рас.7) перед вторым аэрационным пазом среднее воздухосодержание погока при открытиях загвора на 50 и 20$ соответственно составили 65,8 и 56,8$, а в придонной зоне при расчетном расходе оно колебалось в пределах 4-5$. За счет действия центробежных сил в створе 3 происходила деаэрация потока и уменьшалось в 1,6 раза содержание воздуха в воде по сечению потока, и в придонной зоне. При расчетном расходе (полное открытие затвора, Q = 170 m"Vc) в придонной зоне содержание воздуха составляло а при других расходах ( 0,50 и 0,20 полного открытия, соответственно Ц, = 58 м2/с и 36 W /с) соответственно увеличивалось до 5 и 6%,

Наряду с этим был также исследован ряд вариантов подачи ¿оздуха: через два верхних аэратора (1,2), при работе грех аэраторов (1,2,3), через верхний и. нижний аэраторы- (1,3). Назначение размеров аэраторов и их конструкции были осуществлены с учетом натурных измерений аэрации погока, выполненных В.М.Семенковым, на водосливных плотинах Братского, Усть-Илимского и Красноярского гидроузлов.

Водосливная поверхность модели была изготовлена из оргстекла, абсолютная шероховатость которого составляла 0,012 мм. Для моделирования бетонной поверхности водосливной плотины Сая-но-Шушенского гидроузла, при масштабе модели 1:13 необходимо

иметь ее равную примерно 0,18 мм, то есть необходимо иметь режим с полным проявлением шероховатости = ( А - абсолютная

шероховатость, "V* - скорость трения, ^ - кинематическая вязкость). Расчеты показали, чго дяповерхносги оргстекла параметр К^ равнялся ~ 4,6, го есть режим течения на модели будет без проявления шероховатости (зависит только от числа Рэйнольдса). С целью обеспечения на модели режима точения с полным проявлением шероховатости, на водосливе наклеивались дополнительно две шероховатости: песчаная с высотой выступов Д = 0,8 300) и гравийная - с Л = 5 мм (К^ > 1900), чго обеспечило необходимое условие гидравлического моделирования. Аналогичный параметр ( К^ ) для натуры равен - 3400. Последняя шероховатость (Д =5 мм) была нанесена на водосливную поверхность с целью получения большей аэрации потока на модели. В результате выполненных исследований были получены эпюры распределения скоростей и воздухосодержанЫ потока по длине водослива, при трех указанных удельных расходах и включении в работу одного, двух ила трах аэраторов. В отдельных опытах среднее воздухосодержание потока на модели составляло 88%. Анализ полученных данных показал, чго по сравнению с гладки*/ водосливом (А = 0,012 мм) при шероховатости А = 0,8 мм в сжатом сечении среднее воздухоиодержание потока увеличилось на 8-30$ (в зависимости от удельного расхода), а в придонной зоно - пример но в 3-4 раза. Увеличение содержания воздуха в потоке происходило в основном в водно-пузырьковой зоне (нижняя половина глубины потока) , чго вызвано повышенной турбулентностью потока у шероховатой поверхносги водослива. Скорости потока по сечению были распределены более равномерно и их средние значения несколько уменьшались. Аналогичное влияние шероховатости на развитие аэрации проявилось по всей длине водослива. На ряс.8 'а 9 иллюстрируются изменения среднего во'здухосодержания в потоке по сечению и в придонной зоне (на глубине 10 мм от дна модели) в зависимости от шероховатости поверхности и пропускаемых расходов (работает только верхний аэратор). Показано, что при увеличении высоты шероховатости в 415 раз среднее содержание воздуха в потоке меняется в пределах 10-47%, притом существенно увеличивается кс :ичесгво воздуха в придонной зоне, чго важно для защиты водосливной поверхности от навигационных разрушений. •

Проведенные исследования на крупной модели (М 1:13) пока-

залп, что для защиты водосливной поверхности от навигационных разрушений достаточно устройства двух аэраторов: верхнего - у сегментного затвора и нижнего - перед криволинейным участком водосброса (рис.7), которые обеспечивают содержание воздуха в придонной зоне потока не менее 6-8% при расчетном расходе по всей длине водослива. Согласно натурным исследованиям В.М.Семенкова при содержании воздуха в придонной зоне потока навигационные разрушения на водосливной поверхности плотины Братского гидроузла но наблюдалась. Полученные результаты, обосновывающие защиту от кавитации водосливной поверхности арочно-гравитационной плотины могут быть при некоторой их корректировке использованы при разработке методов защиты от кавигационных разрушений, аналогичных высоких водосливных плотин с большими удельными расходами (^ У 35 м^/с). Наряду с этим следует учитывать, что исследования аэрации необходимо проводить на крупномасштабных моделях (моделирование по критерию Фруда) с режимами течения, обеспечивающие полное проявление шероховатости и скоростях потока, создающие относительно высокие средние значения воздухосодержания в потоке, с введением'корректирующих коэффициентов для натурного сооружения. Наряду с этим автором совместно с Л.А.Золотовым, В.М.Семенковым, Д.Д.Ленгяевым (НИИЭС) разработан, применительно к параметрам водосливной плотины Саяно-Шушенского гидроузла, безнапорный эксплуатационный водосброс, в котором исключен напорный участок. Гидравлические обоснования этого водосброса были выполнены в гидравлической лабора-тори" НИИЭС на модели масштаба 1:28,5 (рис.10). Безнапорный. водосброс включает входной оголовок, плоский рабоччй затвор, водосливную грань (cL = 57°) и криволинейный участок, очерченный радиусом В = 50,0 м. Для предотвращения навигационной эрозии на водосливной поверхности за затвором и перед криволинейным участком устраиваются аэраторы (рис.10, аэратор I и 2), площадью сечения 3 м^ каждый, которые обеспечивают насыщение воздухом придонной области потока по всей длине водослива (не менее 6-85?). Этого воздуха достаточно для защиты водослива от навигационной эрозии и создания устойчивой пэверхности потока. Такой водосброс рассчитан на расход 1200 м3/с (удельный расход ~ 170 м^/с), при напоре 225 м.

В виду аэрации погона происходит ого мелкодисперсное распыление, что может оказать вредное влияние на оборудование вблизи водосброса и окружающую среду. Поэтому его безнапорный тракт еле-

дует выполнить закрытым. Предлагаемая конструкция водосброса, не имеет напорного участка о металлической облицовкой и может иметь приоритетное обоснование при сравнению его с традиционными типами.

Отмечалось, что в сжатом сучении потока (створ 3, рис.7) имеется высокое воздухосодержаниа, происходит его разбухание и деформация эпюр распределения скоростей по сечению. Это обстоятельство может влиять на вторую сопряженную глубину гидравлического прыжка.

В связи с этим возникла необходимость, на основе теоретических и экспериментальных исследований, определить влияние аэрации потока в сжатом сечении на вторую сопряженную глубину гидравлического прыжка, учитывая его потери энергии на водослизе. Этому вопросу посвящен ряд работ Т.Г.Войник-Сяноженцского В.П.Троицкого, Ю.В.Кокорина и др., в том числе и в теоретической постановке. Однако экспериментальные обоснования проводились в основном на мелкомасштабных моделях, имеющих сравнительно небольшие уклоны водосливных поверхностей и удельные расходы. Теоретический подход к решению задачи о движении аэрированного потока может быть реализован методами механики жидкости плоский течений. В принягой одномерной постановке нами подучено выражение для полной энергии сечения и определена свлзь сопряженных глубин аэрированного потока перед прыжком.

Аэрированный поток рассматривался как жидкость о переменной плотностью р {рис.II).

где:Р - плотность воды; - объемное содержание воды в точке о координатами X Г1ри^ функция

обращается в

ноль, го всгьуЗ (X) = 0. В общем случае для жидкости с переменной'-плотностью уравнение .баланса энергии, следуя по В.Л.Фомину 'Л' произвольного объема имеет вид: '

з^есь: V - вектор скорости; £ - вектор плотности объемных сяд^ ;; 6 - тензор напряжений; - тензор скоростей деформаций; /)(«£,/ У, 2) - плотность среды; знаком "а" обозначено двойное, скалярное произведение тензоров 6 и Т . В рассматриваемом случае одномерного движения компоненты скорости . = Уг = О, ЦПримем

¿ш

следующие допущения: жидкость является ньютоновской нормальные напр^еняя связаны равенством (Ьхх- 6^,= (Ьп = - Р, пренебрегаем вязкими членами в уравнении (2). Тогда уравнение баланса энергии для ос'ьома жидкости между сечениями Х^ и X, (рис.П) примет вид:

рйкш^Й^м&р^&А! < з ,

X, О " Г, О

где 6 - ширина водослива.

Уравнение неразрывности для установившегося движения сжимаемой жидкости (с переменной плотностью) имеет вид:

еИУ(рУ) ~о. (4)

В нашем случае из уравнония (4) можно установить связь между скоростью потока и и водосодержанием^ :

По аналогии с обычным водным потоком примем следующее выражение для давления в точке с координатами X ,у для аэрированного потока:

Р(х,ю , < 6 >

где: ^ - ускорение свободного падения; .А - плотностью воды; - угол наклона поверхности водослива. Рассмотрим выражение (из 3) ^

^^/¿^/¿у ¿¡Г §и\ .

о и

Последний член в правой части этого соотношения равен "О", гак

как по предложению Рь = 0.

Подставляя в это соотношение выражение для производной из равенства (5), получим следующее выражение для интеграла, стоящего в левой части уравнения (3): ,

„Ги'^МгИЦорЦ.

При этом уравнение (3) преобразуется к виду:

о ХгА * /

- -6 0&Л-с1/у ^ о/уНх, ( 7 }

А " 21 "

Заметим, где Ц - удельный расход жидкости, сохра-

няющийся по длине водослива.

Введем в левую часть уравнения (7) дополнительный член:

«2т1 о ^ ^

В соответствии с уравнением (5), выражение (8) тождественно равно "О". Интегрируя уравнение (12) с добавочным членом (8) между сечениями I и 2, получим уравнение сохранения энергии для рассматриваемого плоского потока с плотностью вида (I), без учета потерь:

ГД6 ? А ^

Ес'х) % ** с1 Щ 3/ ¿у. Ш ( ю )

При условииI уравнение (10) переходит в обычное уравнение для неаэрировалного потока.

Выражение (10) позволяет оценить энергию потока, однакг для ее определения необходимо знать эпюра распределения воздухосод-р-жания и скорости по сечению потока.

Далее анализировалось возможное изменение второй сопряженной глубины при аэрации потока в сжатом сечении. Рассмотрим водовоздушный поток о постоянной по сечению скоростью на сходе с водосливной грани плотины.

Полная энергия в сечении перед прыжком определяется по формуле (10) при = 0 & ^

( 11 >

¿у ' ' " " *

После ряда преобразований и^учитывая, что удельный расход ра- эн

э ряда преобразований и учитывая, что удельный рас: где . к. 0

(в-

среднее водосодержание по сечению^

таким образом, получим следующее выражение для полной энергии сечения, при постоянной по вертикале скорости:

Выведем уравнение связи сопряженных глубин fl( и h<i для потока аэрированного пб^ед прыжком, для чего запишем закон сохранения количества движения, пренебрегая силами трения и считая поток за прыжком полностью деаэрированным {P^ty} - D«

Индексами "Iй и "2" в дальнейшем обозначим соответствующие величины перед прыжком и на послепрыжковом учас 'ке.

Примем для распределения давления в аэрированном потоке перед прыжком выражение (6), где d- = 0 (С<йо6 = I), а распределение давления в потоке за прыжком будем считать подчиняющимся закону гидростатики,

При сделанных допущениях из уравнения количества движения, записанного для сечения I и И получим следующее выражение:'

ßßdy. ULM,, & , £. IBI

Левая часть соотношения (16) является прыжковой функцией аэрированного потока ^ 2

п* -/yßäy * ^ lf ißdr9fК ■ \17>

Пу~гь в сечении I аэрированный поток с удельным расходом воды имеет энергию Е . Назовем эквивалентным ему водный поток с таким же удельным расходом и энергией и выясним, как будут различаться соответствующие этим потокам прыжковые функции. Индексом "О" обозначим величины, характеризующие эквивалентный поток. Для неаэрированного потока получим соотношение:

/7= l^z*3*2 . ' (18)

"а г gho

Тогда разность прыжковых функций выразится формулой

А= Па-П0 - [ fr P)(j£p - ( 19 ,

где:£- YI^cl » ~ УД.вес воды; Е - полная энергия потока; 6 - ширина водослива; Р = ;ß = I - С; С - среднее воз-

^^ TL о

духосодержанио по глубина потока.

Выражение (19) получено в предположений прямоугольной эпюры скорости, го есть корректив количества движения принимался равным единице. Если предположить, чгг корректив количества движения не равны единица, го получим следующее выражение для разности прыжковых функций о эпюрами скорости, имеющими отклонение от прямоугольной:

■ (20)

Анализ показал, что во всех случаях величина "Р" близка к I, го есть отклонение второй сопряженной глубины для аэрированного потока перед прыжком от аналогичной величины, вычисляемой для водного потока с таким же удельным расходом и энергией, мало.

Определение второй сопряженной глубины с учетом аэрациг" потока в сечении перед прыжком производилось следующим образом. В сжагом сечении (рис,II) измерялись эпюры ьоздухосодержания и скорости потока. На основании энергий, подсчитанных по эпюрам скоро- . сги и воздухосодержания потока в створе перед прыжком опредс мялась к | а эквивалентного водного потока, то есть потока с плим за удельным расходом и энергией по зависимости:

£.= А.' , ( 21 )

далее определялись значения прыжковой функции Пс для этого потока и вторая сопряженная глубина ^ 0' Затем по спедней глубине аэрированного потока /^л11 среднему водосодержанию в сгворв в сжатом сечении определялись параметр р и значения Д , а прыжковая функция по зависимости:

/7а=/70*Л. (22)

Вторая сопряженная глубина для аэрированного потока по

формуле: , у-, д

Пг а " у?Ла, - % А/ ~ • ( 23 )

Для проверки изложенной схемы расчета второй с( ряженной глубины аэрированного потока на модели масштаба 1:13 были выполнены опыты по затоплению гидравлического прыжка для разных реаи...юв работы водосброса, то есть при изменении воздухосодержапия в сжатом сечении ог 33,8 до 64,1% (перед криволинейным участком водослива воздухосодеряание в потока в ряде опытов достигала 88$) и при трах шероховатостях поверхности водослива.

В таблице I приведены результаты сопоставления вторых сопряженных глубин для: неаэрированного (эквивалентного) потока

д) и аэрированного - полученных расчетом ПУтем за-

топления гидравлического прыжка ( кгз).

Таблица I

Сопоставление вторых сопряженных глубин

Открытие Расход Абсолютная затвора на мо- шерохова- Среднее воздухо- Вторая сопряженная глубина на модели, м

%о дели, ма/с гость водослива, мм содержанке в п^то^е неаэрированного потока Дг.о экспериментальная расчет-■ ная

Модель М 1:13

0,20 0,29 0,012 41,0 1,15 1,09 1Д4

0,20 0,29 0,012 52,2 1,10 1,07 1,10

0,20 0,29 0,012 64,1 1,13 1,07 1,07

0,20 0,29 0,800 43,7 1,04 1,01 1,04

0,20 0,29 0,800 52,4 1,00 1,00 1,02

0,20 0,29 5,000 53,7 0,98 0,96 0,98

0,50 0,60 0,012, 39,9 1,66 - 1,64

0,50 0,60 0,012 50,0 1,68 1,64 1,64

0,50 0,60 0,012 58,9 1,65 1,62 , 1,62

0,50 0,60 0,800 40,8 1,57 1,53 1,56

0,50 0,60 0,800 45,1 1,55 - • 1,54

0,50 0,60 5,000 43,8 1,53 1,49 1,52

1.0 1,32 0,012 , 33,8 2,30 - 2,32

1.0 1,32 0,800 35,6 2,30 2,22 2,20

1.0 1,32 0,800 39,6 2,28 2,23 2,26

Модель М 1:25

1.0 0,39 0,012 28,8 1,19 - 1,19

Анализ полученных данных, приведенных в табл.1 показал, что вторая сопряженная глубина для аэрированного потока в сжатом сечении гидравлического прыжка уменьшается (на 5-10$) по сравнению с нааэрированным потоком. Необходимо заметить, чю при одинаковом среднем воздухосодержании потока в сжатом сечении, но при разном его распределении по глубине, вторая сопряженная глубина не меняет

своего значения.

Наряду с этим определялись потери энергии аэрированным потоком на грани водослива (модель М 1:13) по следующей схеме. В верхнем створе (^ 109,6, рис.7) на основании измеренных эпюр скорости и воздухосодержаная вычислялась по формула (10) полная энергия сечения потока. Для заданного расхода и полеченного значения энерп а определялась глубина эквивалентного потока. Затем по методу Черно-ыского рассчитывались характеристики потока в конце прямолинейного участка (V 42,1, рис.7). Для определения коэффициента Шези в расчете использовалась формула Альгшуля, справедливая как в области квадратичной зависимости сопротивления, так и в доквадратичной области. Полученные значения сравнивались о энергией потока, рассчитанной по экспериментальным эшорам скорости и аэрации в этом створе. Оценка потери энергии показала, что для аэрированного потока по сравнению с неаэрированным - с такой же начальной энергией они несколько увеличиваются (на 5-8$).

, Известно, что потери напора (энергии) по длине водослива можно определять о помощью коэффициента скорости "У", Однако, методика расчета "У " для аэрированного потока вызывает трудности из-за неясности в определении сродней скорости сечения потока.

Нами, по экспериментальным эпюрам аэрированного потока в сжатом сечении, полученным для грех модельных расходов (290, 600 и 1320 л/с) и трех шероховатостей поверхности лотка, вычислялись коэффициенты скорости для разных средних скоростей потока, а именно; по скорости на глубине, где концентрация воздуха равна 95$; по средней скорости потока от твердой стенки до точки перегиба в эпюре скоростей; по средней скорости от точки перегиба до свободной поверхности, где содержание воздуха - 95$; по средней скорости водной фазы. Выполненные расчеты по определению коэффициент скорости показали, что в зависимости от принятой скорости они отличаются примерно на '27%, притом прослеживалась слабая их зависимость от шероховатости поверхности водослива.

В связи с этим определение второй сопряженной глубины дтя аэрированного потока с использованием коэффициента сирости можег привести к ошибочным результатам, поэтому ее расчет следует осуществлять через полную энергию в сжатом сечении.

В результате экспериментальных исследований на моделях грох масштабов (М 1:13, М 1:25, Ш 1:50) с привлечением измерений А.С.Л, -

тюхиной, Ю.В.Кокорина и В.П.Троицкого установлено, что при изме-неш.л масштаба модели с 1:50 на 1:25 средняя концентрация воздуха в потоке увеличивается на 15$, с 1:25 на 1:13 - 23$, с 1:50 на 1:13 - 3$. Выявлено, что при увеличении скорости потока в 1,4 раза (с 7,8 до II м/с) среднее гоздухосодержание в нем повышается на 15$, а - в 2 раза соответственно концентрация воздуха в потоке увеличивается на 33$.

В зоне гидравлического прыжка возникает интенсивная турбулентность потока, которая вызывает гидродинамические нагрузки на плиты водобоя и рисбермы.

Амплитудно-частотные характеристики пульсации давления для несживаемой жидкости полностью определяются киномагическими параметрами потока.

Однако, как отмечалось выше, поток в сжатом сечении гидравлического прыжка может быть сильно аэрирован (габл.1), поэтому при определении пульсационных характеристик потока необходимо учитывать сжимаемость жидкости. Учет влияния сжимаемости жидкости в теоретической постановке изучался В.М.Кяхтером. Им показано, что связь низкочастотных пульсаций скорости в давления в потоке выражается уравнением:

¿1Р . <ЦР . 1 НР = М №

дх* дуг Со2' дЬг Ту дх (24)

причем зависимость плотности выглядит гак:

. (и,

гдо: С» - скорость распространения упругих волн в газожидкой среде; ^ - плотность смеси.

Уравнение (24), записанное для сжимаемой жидкости отличается от такового для несжимаемой - наличием члена:

Сжимаемость жидкости, характеризуемая скоростью распространения упругих волн и сильно зависит от количества воздуха в потоке, которая определяется (по Т.Бэгчелору) зависимостью:

[ Ш, +

где: 5 - объемная концентрация воздуха в воде; Р, - давление воздуха в пузырьках; В,- модуль упругости воды.

Проанализировав уравнение (27), нами было установлено, что

уже при концентрации воздуха 6 = 0,01% и атмосферном давлении величина С. уменьшается по сравнению с неаэрированно'й водой (Са~ 1450 м/с) приблизительно в 10 раз. Оказалось, что при некотором сочетаний $ и Р4 скорость распространения упругих волн может стать одного порядка со скоростью течения воды. Например, в диапазоне 0,4< 5 < 0,7% скорость распространения упругих волн в смеси мало зависит от ее концентрации £ и составляет порядка 20-30 м/с, а1 при £ > 0,7$ о ее ростом значения Св возрастает до величины, соответствующей скорости распространения звука ^ воздухе (Ct ~ 330 м/с). ^

Расчеты показали, что при концентрации воздуха 3 = 3,7$ в давлении в пузырьках воздуха равном, например,— 200 КПа (2 кг/см2), скорость распространения упругих волн в смеси С. = 73,5 м/с, а при S * iq£, с. = 47 м/с.

Следуя В.М.Лягхеру можно записать выражение для спектров пульсации давления на дне под гидравлическим прыжком, для сжимаемой (уЗ^/) жидкости:

где Uk- сноросгь сноса турбулентных возмущений.

Вид функции 3, (6,/?) зависит от числа Фру да, в частности, для бурного потока ( Ft ) можно записать:

Сгр.о\--___ IffR До_429)

ПРИ ¡30)

Тогда в соответствии со связью между тригонометрическими и гиперболическими функциями получим следующее выражение для

Г Л* ÍRh)2__с htfi-r_ .

сoSbtk," р. £ tgükh]2 (3I)

Анализируя выражение (31) было установлено, что при

[i-g-QtigHhitylik.bf'O

спектр будег иметь особенность - разрыв типа бесконечность, то есть возможны резонансные колебания давления.

Выполненные расчеты для эксплуатационного водосброса Саяно-Шушенского гидроузла, средняя скорость потока в сжатом сечении которого составляет 55 м/с (для 5 » 0,12%, тогда скорость сноса турбулентных возмущений У* будег равна 37,5 м/с, а параметр В^ » = 1,75) показали, что при к0 = 0,1& и кг = 0,9/г резонанс будет наблюдаться при частоте ~ 0,50 Гц. Согласно рис.П '

ко = ; кг- Л, . При других сочетаниях V и (/« резо-нансовые частоты будут меняться и могут быть также близкими к частотам, пульсации давления в гидравлическом прыжке.

Важно отметить, что появляются не только автоколебания давления на резонансной частоте, на всех других частотах спектра амплитуда пульсации давления также существенно возрастают по сравнению с неаэрированным потоком. Об этом свидетельствуют предварительные расчеты. Поэтому возникает необходимость дальнейшего детального изучения этого важного вопроса особенно для водосбросов со скоростями потока в сжатом сечении больше 30-50 м/с.

Третий раздел посвящен созданию новых, эквивалентных бетону, модельных материалов для исследования навигационной эрозии, разработке на их основе приближенных методов ее прогнозирования и подбору безэрозионных конструкций элементов водопропускных сооружений.

В последние годы лабораторные исследования кавигационной эрозии на элементах водопропускных сооружений осуществлялись с применением материалов, используемых при строительстве натурных сооружений (бетон, сталь и др.). Однако, при навигационных исследованиях многих элементов гидротехнических сооружений: гасителей энергии, расщепителей потока, концевых участков раздельных бычков, камер гашений конусных затворов и др., необходимо использовать вакуумные навигационные установки, в которых моделирование потока ведется по числу Фруда и параметру навигации. В этих установках скорости потока обычно не превышают 5-10 м/с, иначе они получаются громоздкими и дорогими. Для указанных скоростей потока необходимо иметь такой материал, который бы разрушался в условиях кавитации и не разрушался при еб отсутствии, а на основе подученной навигационной эрозии на модели осуществлять прогнозирование ее для натурных сооружений.

Постановка этих исследований била осуществлена для решения ряда конкретных прикладных задач: создание новых, эквивалентных бетону, модельных материалов для исследования кавитационной эрозии и на основе их разработать приближенные методы ео прогнозирования в натурных условиях, а также производить подбор безэрозионных конструкций элементов водопропускных сооружений.

Эти исследования нашли своз развитие и продолжение в работе, начатой автором в кандидатской диссертации.

При обтекании высокоскоростным потоком элементов водопропускных сооружений со скоростями более 1^-15 м/с возникает кавитация с последующим развитием кавитационной эрозии. В практике гидротехнического строительства как в нашей стране, гак и за рубежом имели место навигационные разрушения, например, на водосливной грани плотины Братского гидроузла, гасителях энергии плотин Новосибирского и Бонневияьского (США) гидроузлов, расщепителях плотины Ма-маканского гидроузла и др. Поэтому, 'в последние 20-25 лет проводились интенсивные исследования, связанные с явлением кавитации, им было посвящен ряд совещаний, в том числе международных симпозиумов.

Разработанный нами этот материал (А.с.№ 339521) представ-, ляот собой гипсо-песчано-цементную композицию (в процентах по весу): 37-44$ гипса,.28-32$ кварцевого песка, 18-23$ портландцемента и 10-12% воды. Варьируя дозированием песка, гипса, цемента, можно создавать материал "эквивалентный" по кавитационной стойкости бетону разных классов. При навигационных исследованиях элементы, подверженные кавитационной эрозии, изготовлялись из названного материала. После изготовления модели выдерживались в -закрытом помещении не менее 28 суток, а перед испытанием они помещались в воду на 10-20 часов, го есть до полного их водонасыщения. Предложенный нами впервые .материал всаояьзуегся при исследовании кавитационной эрозии в лабораториях (МГМИ, НИИЭС, ВНИИГ и др.).

Момент начала кавитации (Ккр, критический параметр кавитации) определялся на модели визуально при стробоскопическом освещении, с помощью кино и фотосъемки, а таю-..: с применением ультразвуковых датчиков из тиганага-бария с диаметром приемной площадки 10 мм. Излучения с датчика подавались на предварительный усилитель АЗ-2 (акустический зонд), а затем на спектрометр ультразвуковых частот (СУЧ) или на ультразвуковой шумомер УЗШ-2 с диапазоном частот от 5-10 до 512 кГц.

Имея критический параметр кавитации (Ккр) и фактический параметр (К) - для данного элемента (выступ, уступ, гаситель энергии и др.) можно прогнозировать возможность возникновения кавитации на них.

Разработанная методика исследования кавитационной эрозии в вакуумных стендах с применением гипсо-песчано-цементной композиции позволяет: исследовать развитие кавитационной эрозии на элементах водосбросных сооружений в зависимости от различных факторов, влияющих на нее (времени, стадии кавитации, скорости потока и др.); подбирать безэрозионные конструкции элементов сооружений, работающих в условиях кавитации 'без опасности возникновения на них кавитационной эрозии; осуществлять прогноз кавитационной эрозии с достаточной для практики точностью, который позволяет судить о допустимости той или иной стадии кавитации или о полном ее недопущении.

На рис,12,а представлены полученные о помощью эквивалентных материалов значения относительных ингенсивносгей максимальной кавитационной эрозии по глубине для различных стадий кавитации - в долях от ее максимальной величины при обтекании цилиндра и гасителей энергии. Аналогичные исследования были выполнены для порога-растекателя, водосброса Артемовского гидроузла на р.Майхе, расщепителей потока плотины Мамаканского гидроузла и Токгогульского гидроузла и др.

Задача кавитационных исследований гасителей водосброса Арте-мовского гидроузла на р.Майхе заключалась в том, чтобы с помощью различных мероприятий исключить кавигационную эрозию конструкции гасящего устройства (рис.12,б), подобранной на гидравлической мо- ■ дели. Скорость набегания на порог-растекатель составляла в натуре 25 м/с, притом критический параметр кавитации, полученный на модели масштаба 1:30 оказался равным 0,8, что значительно больше па- • раметра кавитации, подсчитанного для натурных условий (0,41) следовательно неизбежно возникновение развитий стадии кавитации (К/К^ 0,50). С целью исключения кавитационной эрозии на верховой грани порога-растекателя ей придается уклон ( С >/ 1:2,5) в сторону нижнего бьефа, а на водобое устраивается порог высотой 0,4 м.

На Токтогульском гидроузла на р.Нарын предусмотрено устройство в теле бетонной плотины двух глубинных и одного поверхностного водосбросов. На концевых участках этих водосбросов имеются устройства для расщепления"потока в плане и по вертикали, а также для его поворота в сторону левого берега реки и уменьшения размы-

вов за сооружениями. Поверхность расщепителей обтекаются потоком со скоростью 40-41 м/с. Цель работы заключалась в изучении развития кавитации и кавитационной эрозии на расщепителях потока и разработке рекомендаций по улучшению их противокавитационных свойств (рис.13). Исследования в вакуумной установке модели левого и правого водосбросов были выполнены в масштабе 1:35. Модели концевых участков водосбросов были изготовлены из эквивалентного материала. На основании выполненных исследований расщепителей установлены критические параметры кавитации,зоны эрозии и выданы рекомендации по исключению навигационной эрозии. В частности, было предложено скруглить ребра расщепителей радиусом И = 0,5 м, заполнить уступ перед ними и применить класс бетона ВЗО,

На основании кавигационно-эрозионных исследований для защиты от эрозии концевого участка водосливной грани, оканчивающегося разделительными бычками было предложено выполнить уступ за бычками и нишу в устое плогиеш Саяно-Шушенского гидроузла (рис.14).

Расщепители плотины Мамаканского гидроузла при работе в условиях кавитации в течение 5000 часов, при скорости потока 23-25 м/с и К/Кк^" 0,32-0,33 получили навигационные повреждения глубиной примерно по 35 см с каждой стороны (по данным натурных обследований В.М.Семеннова), чго затруднило эксплуатацию плотины. С целью недопущения на них дальнейшего развития эрозии, после исследований в кавитационной установке было предложено два решения: осуществить дополнительную прибетонировку к конструкции существующих расщепителей с углом раструба (<>£-= 9,5°) по потоку или (со6= 12°) против потока (рис.15). Это позволило исключить возникновение кавитационной эрозии на предложенных конструкциях расщепителей.

Рекомендованные конструкции гасителей энергии, расщепителей потока, концевых участков водосливных плотин (рис.12,14,15) относятся к безэрозионным, которые могут работать в условиях кавитации без опасности возникновения на них кавитационной эрозии. Они нашли свое применение на указанных и других гидроузлах. Разработку подобных конструкций в дальнейшем необходимо углублять и расширять.

Для количественной оценки размеров и объемов кавитационной эрозии в натурных условиях на основе модельных исследований, выполненных в вакуумных установках с применением эквивалентных ма-

териалов, нами существенно расширен диапазон применяемых для ка-витацаонних исследований модельных материалов.

В настоящее время получен ряд, эквивалентных бетону, материалов с широким диапазоном прочностных характеристик: от 1,2 до 12 Ша (призменная прочность).

Для материалов с призменной прочностью: Р,^ = 4 Ша; Р^ = = 6 Ша и Р^ = 8 Ша, в кавитационной гидротрубе замкнутого типа получены осредненные интенсивности кавитационной эрозии за цилиндром в зависимости от скорости потока и прочности эквивалентного материала при К/ККр = 0,50, которые приведены в таблице 2.

Таблица 2

Призмешше прочности эквивалентного материала и интенсивности кавитационной эрозии

Призменная прочность ' . Рм. Ша Скорость перед обтекаемым телом 1Г м/с Осредненная интенсивность кавитационной эоозии, т}\

■ 4,0 5,0 5,0

6,0 7,0 1,06

6,0 5,0 0,812

8,0 7,0 • 0,632

8,0 5,0 0,402

Полученные характеристики показывают существенное влияние скорости потока и физико-механических свойств материала на навигационную эрозию. В дальнейшем диапазон указанных параметров был расширен (Б.Ш.Насыров, Нгуен Тьен, Д.Н.Наек), который был необходим для прогнозирования кавитационной эрозии.

Совместно с Н.II.Розановым была разработана приближенная, методика количественного определения кавитационной эрозии бетона для условий натуры по данным лабораторных исследований с применением эквивалентных материалов. Существо ее заключается в следующем. Для нескольких "эталонных" возбудителей кавитации (цилиндра, выступа, плавноочерченных неровностей типа "волны", входных оголовков глубинных водоводов, гасителей энергии и расщепителей потока и др.) определяются характеристики навигационной эрозии для бетонов разных классов и модельных эквивалентных материалов (инген-

сивности эрозии по глубине - ¿д. и объему -¿^ •, во времени Ь , пороговые скорости Указанные характеристики определяются

в напорных навигационных установках при различных стадиях кавитации ( К/Ккр ) в широком диапазоне измерения скоростей (15-60 м/с) для натурных материалов (бетонов) и скоростях от 4 до 10-12 м/с для модельных материалов. Далее для ожидаемых в натуре кавитацион-ных характеристик (скорости течения, стадии кавитации и др.), "эталонного" возбудителя кавитации со значением ККр близким к К1(р изучаемого в лаборатории элемента сооружения, по вышеуказанным данным принимается значение соответствующей характеристики эрозии (например, интенсивность по глубине ) для натурного или близкого к нему исследованного материала.

Тогда для натурных условий приближенно определяется глубина эрозии Ьн через заданное время Ьн для принятого "эталонного"воз-будигеля кавитации:

^„•¿а"^ ( 32 )

где X// - поправочный коэффициент на масштабный эффект, определяемый на основе масштабной серии эталонных образцов при одинаковых скоростях потока.

Глубина эрозии на модели масштаба с¿с для тела выбранной . эталонной'формы должна быть

■ Ам- ( 33 ) ■

Время испытания модели (соответствующее времени Ьц ) и материал могут быть выбраны исходя из следующих соображений.

Вариант I. при котором время определяется по закону гравитационного подобия, то есть

¿мг ^^ГГ < 34 >

Этот вариант предпочтительнее, так как при нем будет в основном промоделировано во времени пола турбулентных макропульсаций давлений в потоке (например, в гидравлическом прыжке), влияющих на кавитацию. Из набора исследованных эквивалентных материалов (см. габл.2) выбирается такой, для которого будет соблюдено условие:

Ам^м^эт.мДм (35)

то есть интенсивность эрозии для эталонного образца из эквивалентного материала будет 1эт.м.= +

" м ' ( 36 )

где: ^ - поправочный масштабный коэффициент на несоответствие размеров эталонного образца размерам исследуемого элемента на модели; 1эг.м. " принимается при скорости ТГМ- ^н/^-дг^ , соответствующей известной стадии кавитации и принятом эталонном возбудителе кавитации.

Вариант П. при котором устанавливается масштабный коэффициент для времени оС± для имеющегося в распоряжении исследователя эквивалентного материала (при несоблюдении закона гравитационного подобия). В этом случае из (35) при имеющейся интенсивности эрозии ¿эт.м. определяется , то есть

(37)

а масштаб времени с учетом (37), (33) и (32)

/ _ '¿Н - 1-к ЭТ.». / / гу> \

' -571*--( 38 >

По данным модельных испытаний рассматриваемого элемента глубина эрозии пересчитывается на натуру по линейному закону, а при пересчете времени в соответствии с (35) или (38) в зависимости от выбранного варианта подбора эквивалентного материала. Однако при подборе эквивалентного материала надо выполнить условие подобия пороговой скорости навигационной эрозии

"З^^/ЗГ < 39 >

Условие (39), по-видимому, можно соблюдать не очень строго, принимая _

1/пор.м. * ( 40 )

При-этом важно,но преуменьшить эрозию, что и получается при (40). В реальных условиях обтекаемый потоком элемент сооружения работает при разных расходах, а следовательно, и .разных стадиях кат-витации. Поэтому желательно иметь такой эквивалентный материал, который обладал бы близкими к натурному материалу характеристиками А/Д мако = (К/Ккр) и (что менее важно)

здесь п - максимальная глубина эрозии при соответствующей стадии навигации V = СотЬ • Ь, - глубина эрозии при других ста-дийх кавитации, аналогично и для 1/.ПОр. Желательно иметь и близость показателей степени зависимости эрозии от скорости потока, для материалов натуры и модели.

По предложенной методике выполненные расчеты навигационной эрозии для первого ряда гасителей водосливной плотины Новосибирской ГЭС, которые получили навигационные повреждения при работе в условиях кавитации. Натурные обследования показали, что указанные гасители работали в навигационном режиме 200 ч, при К/Ккр = = 0,35 и скорости набегания на гасители '¿0 м/с, глубина эрозии достигла ~ 545 мм.

Полученные результаты сравнения (с точностью 5-IC%) позволяют считать, что несмотря на принятые допущения в мотодике прогнозирования навигационной эрозии, она даог возможность с достаточной для практики точностью осуществлять прогноз эрозии для натурных сооружений.

При этом учитывается относительная навигационная стойкость, эквивалентного материала, но отношению с бетонами разных классов.

Оценка интенсивности навигационной эрозии на основании акустических характеристик кавигирующого потока - исследования по изучению физической природы кавитации, выполненные многими авторами показали, что кавигирующий поток является источником излучения акустической энергии в широком диапазоне частот. Анализируя ультразвуковые характеристики кавитирующей жидкости, можно судить об интенсивности навигационного процесса. Исследования ряда авторов показали,.что даже весьма ограниченная энергия пузырька, кратковременно действующая в форме ударной волны на малую поверхность, способна разрушить твердое тело, резко снижая его прочностные свойства.

Интенсивность навигационного излучения является результатом суммарного воздействия гидродинамических давлений, возникающих при захлопывании на твердой поверхности навигационных пузырьков на всех частотах и представляет собой энергию навигационного излучения.

Опыты проводились в гидродинамической трубе (НИИЭС) с сечением рабочей камеры 90x35 мм при скоростях потока 15-25 м/с. Источником кавитации был выбран выступ (как наиболее часто встречающийся в натурных условиях) высотой 28 мЧ, установленный в плоскости большего размера камеры.

В процессе опытов устанавливалось влияние на интенсивность ультразвуковых излучений: стадии кавитации; скорости потока; упо-лаживания выступа, а также фиксировался спектр ультразвуковых частот при обтекании выступа кавитирующим потоком.

Опыты проводились при разных углах лобовой грани выступа (аС = 90°, 45° и 25°), скоростях потока (15, 22,5 и 25 и/о) и стадиях кавитации (К/Кк„ = 1,0; 0,95; 0,85; 0,65; 0,40; 0,20 и 0,12).

Ультразвуковые спектры снимались с помощью узкоаолосного анализатора ультразвуковых частот и датчиков, приемная площадка которых равнялась 8 мм.

Один из характерных спектров представлен на рио.16,а. Максимум интенсивности акустического излучения наблюдался на частоте ~ 90 кГц, что согласуется с аналогичными данными С.Б.Стопского, И.И.Варги и Г.Себестьяна.

Наблюдаемый в.спектре резкий провал в диапазоне частот 25-60 кГц можно объяснить прохождением ультразвука через слой пузырьков резонансных размеров, собственная частота которых (0£<0,1 мм) находится в пределах 5-50 кГц (с уменьшением диаметра пузырьков растет собственная частота их колебаний). Экспериментально установлено, что уровень шума резко возрастает в момент начала кавитации и увеличивается при ее развитии до некоторой величины, затем начинается его уменьшение. По датчику, расположен- ' ному в створе лобового ребра выступа были зафиксированы максимальные ультразвуковые излучения при стадиях кавитации К/Ккр= 0,4-0,6.

На интенсивность ультразвуковых излучений существенно влияет наклон лобовой грани выступа. Так, если интенсивность излучений при выступе с углом оС = 90° принять за единицу, то при обтекании выступов с углами оС = 45 и 25° ультразвуковая энергия соответственно уменьшается в 3-8 раз.

' Можно предположить, что и интенсивность навигационной эрозии при уполаживании выступа также будет уменьшаться в определенной пропорциональности с ультразвуковой энергией.

Результаты исследований показали, что ультразвуковая энергия и скорость потока находятся в степенной зависимости, показатели которой равняются 3,8-4,2. Аналогичные степенные показатели получены в наших исследованиях по установлению зависимости навигационной эрозии от скорости потока для эквивалентных материалов.

Для получения количественной оценки ультразвуковой энергии была, проведена градуировка гидрофонов в•БНИИМ им.Л.И.Менделеева, которая позволила определить акустические давления, генерируемые кавитацией, на разных частотах.

На рис.16,б показано измонение акустического давления навигационного потока в зависимости от частоты (при К/Ккр= 0,40 и V= 22,5 м/с). Было замочено, что максимальное акустическое давление генерируется кавитацией на частоте— 90 кГц. Площадь диаграммы (рис.16,б) составляет суммарную акустическую энергию, генерируемую кавитацией в единицу времени. Акустической энергией на частота больше 500 кГц (с небольшой погрешностью) можно пренебречь.

На основании экспериментальных исследований установлена связь между кавитационной эрозией (^//^ макс, /г. - глубина эрозии), пульсацией давления (б/У^/^д, 6 - стандарт пульсации давления)* потока и ультразвуковой энергией (^иакс, 3 - ультразвуковая энергия) при различных стадиях кавитации (рис.17). Замочено, что максимумы кавитационной эрозии, стандарты пульсации давления потока и ультразвуковой энергии наблюдаются примерно при одной стадии кавитации 0,35-0,40), а также установлено влияние наклона грани выступа и скорости потока на величину акустической энергии. Показано, что акустическая энергия, генерируемая кавитацией составляет примерно 23/о ог полной удельной энергии потока. Это согласуется с экспериментальными данными Гаррисона и других авторов. Выявлено, что по уровню ультразвуковой энергии, генерируемой кавигирующим потоком, можно приближенно прогнозировать максимальную относительную интенсивность кавитационной эрозии на элементах водопропускных сооружений.

' В четвертом разделе обсуждаются результаты исследований водопропускных сооружений с конусными затворами, расположенными в конце водовода при истечении потока в камеры гашения и насадки.

Для обеспечения безаварийной работы.водопропускных Гидротехнических сооружений важно иметь надежные устройства, позволяющие регулировать сбросной расходы воды и эффективно гасить его энергию при минимальных материальных затратах. К таким устройствам можно отнести конусные затворы. Обычно эти затворы применяют в тех случаях, когда необходимо осуществлять относительно точное регулирование небольших расходов воды, например, на водозаборных сооружениях мелиоративного назначения, пр1.'.эм их можно использовать при больших напорах.

Анализ литературных источников показал слабую изученность

* данные И.С.Новиковой (НИИЭС)

вопросов: истечение потока из конусного затвора в атмосферу; камеры гашения и насадки; определение их гидродинамических и навигационных характеристик и др. Это являлось одной из причин редкого применения таких затворов в нашей стране.

В связи с этим, целью данных исследований являлась разработка и обоснование новых конструкций камор гашения и насадков для конусных затворов.

Для схемы истечения потока из конусного затвора в атмосферу получено теоретическое решение по определению геометрических размеров, вытекающей струи. На габариты и дальность отлета струи сбрасываемого потока влияют: угол выхода потока относительно оси затвора, скорость выхода потока и толщина потока на кромке упорного конуса .

Составив уравнение Бернулли для сечений 0-0 (перед затвором) и 1-1 (струи, выходящей из затвора) получим известное выражение для (рис.18,а):

V, * ; • ( 42 )

где:У,- коэффициент скорости; Но - напор перед затвором. у

Обозначив через коэффициент отношения скоростей Ки~ и применив уравнение неразрывности для названных сечений, после преобразований было получено выражение для толщины струи на кромке упорного ко^са: +

ti " '?ССИ> р > ( 43 )

.где: К,к- коэффициент, равный отношению диаметра упорного конуса Фк к- диаметру затвора Я) ; Кш коэффициент, учитывающий образование на поверхности "гребней", возникающих при обтекании ребер.

Используя уравнение свободных струй в гравитационном поле с. учетом сопротивления воздуха получено выражение для отлета отдельно взятой струи: / . /--—-—-—;-

1п- Ц %<04 Я-- -, ( 44 )

где: - угол выхода потока относительно горизонтальной плоско. сти,-.Д й У*£> (рис.18,б); къ - расстояние от оси затвора до дна отводящего русла;/ - коэффициент сопротивления воздуха.

Учитывая, что сопротивление воздуха и как следствие аэрация и раздробленность потока мало влияет на ее дальность отлета,

с запасом можно принять Л = О. В этом случав уравнение (44) примет вид:

4 (^Я+^&'+ЦЬ. . ( 45 )

у У-<

Координаты струи у дна отводящего русла могут быть определены по

следующей системе уравнений:

П - ¿V; ^ ^ < 46 >

Здесь: угол выхода потока относительно вертикальной плоско-Ъ ал-саъ ^ ^ ( 4? >

Задаваясь значениями Ус в пределах -^ ~ по форму-

ле (44) можно определить дальность отлета струи, а по формулам (46) и (47) координаты контура потока в нижнем бьефе. Выполненные расчеты по приведенным зависимостям (45),(46) и (47) показали удовлетворительное совпадение полученных результатов с опытными данными Н.В.Кокая (рис.18,6).

Было также рассмотрЬно теоретическое решение истечения потока в камеру гашения (рис.19), имеющую высоту равную Нк и ширину Вк i считая жидкость однородной, вязкой и несжимаемой.

Поток, выходя из конусного затвора в вида полой конической струи, соударяется со стенками камеры и преобразуется в плоский пристенный поток. Принимая центр начала координат, в котором расположена условная вершина конуса, образуемого вытекающим потоком и, пренебрегая силой тяжести и сопротивлением воздуха из геометрического рассмотрения контура потока, определены координаты- линии соударения его со стенками:

, (48>

где:$ - угол выхода потока относительно оси затвора; X - расстояние от оси координат до рассматриваемой точки.

Учитывая, что в зависимости от степени открытия затвора цонтр координат меняет свое местоположение удобнее располагать координаты в вершине упорного конуса затвора, тогда выражение (48) примет вид:

( 50 )

где - угол конусного загвора. >

Средние толщины потоков и ооевые составляющие скоростей пристенных потоков, движущихся вдоль горизонтальных и вертикальных стен камеры могут определены по зависимостям:

тг ')

Тгг- 77 к- ^Сш^сЛМ^^Уч')

иос- и^у-г - гв — , --( 51 )

4 б Ш^СПА)^*^)'*' )

Ч - ■ ТйгЖ ; :- ; ( '

где Кщ - коэффициент, учитывающий изменение скорости потока после удара струи о стенки камеры,

С помощью полученных зависимостей (48) - (53), можцо определить координаты линий соударения потока со стенками, а также средние толщины и осевые составляющие скоростей пристенных струй потока в камерах гашения.

Для повышения гасящей способности камеры, в ней дополнительно устанавливались в обеих плоскостях или только в вертикальной -пороги, которые осуществляли отклонение и соударение струй потока. Иопользуя решение М.Э.Факторовича, для двух соударяющихся струй, были получены уравнения для определения энергии потока за камерой гашения при размещении порогов в двух плоскостях или в одной вертикальной плоскости. г

При размещении порогов в двух плоскостях; выражение для определения энергии за камерой гашения примет вид:

где: сГ и (Г*- угли схода потоков соответственно с горизонтальных и вертикальных отклоняющих порогов. •

Значения углов схода потока сГги <Г могут быть определены в зависимости от толщины струи, высоты и угла наклона отклоняющей грани порогов по экспериментальным данным В.Т.Орлова,

Аналогичное выражение получено для определения энергии за каморой гашения при размещении порогов в одной вертикальной плоскости и при Нк* Вк.

Для проверки достоверности теоретических решений были выполнены экспериментальные исследования в гидравлической лаборатории кафедры гидросооружений МГМИ на модели водовыпуска Туполангского гидроузла (масштаб 1:22,5). При проведении исследований производилось определение коэффициента расхода конусного затвора, измерялись толщины и скорости струи на выходе из наго и сопоставлялись с имеющимися теоретическими решениями, в том числе и других авторов.

На основании анализа геометрических размеров камер гашения, построенных на ряде гидроузлов, с учетом теоретических исследований было установлено, что наиболее приемлемы следующие размеры камеры гашения: ширина Вк = 3,0 Ъ и высота Нк = 4,2$ . Уменьшение размеров камеры приводило к образованию значительных обратных потоков, направленных в сторону рабочего помещения затвора, а увеличение их является экономически нецелесообразным. Для исключения подтопления конусного затвора со стороны нижнего бьефа принималось несимметричное его размещение по высоте камеры, а ее дно выполнялось наклонным.

Исследования проводились для камеры гашения с различными вариантами расположения отклоняющих порогов (рис.20). Вариант I -пороги размещались в вертикальной плоскости на расстоянии 2,52) , а в горизонтальной - на 4,0^), уклон дна камеры равнялся 0,40 (рис.20,а). Во втором варианте (рис.20,б) пороги размещались в одной плоскости на расстоянии 2,5 ¿0, а уклон дна равнялся 0,583. В последнем варианте (рис.20,в) пороги размещались в одной плоскости на расстоянии 2,5$, а нижний горизонтальный порог отсутствовал, уклон дна - 0,40. Отсутствие нижнего порога позволило устранить образование обратных токов воды при всех режимах работы камеры гашения.

Для всех трех вариантов определялись пропускная способность конусного затвора с камерой гашения и глубины потока за камерой

гашения, изучалось распределение осреднению: давлений в ней, рассматривалось ориентация ребер затвора относительно осей камеры, а также оценивалась энергогасящая способность камеры гашения с учетом влияния конструкции отклоняющих порогов в ней. Показано, что увеличение высоты порогов более чем Ьп >■ 0,35*2) не существенно увеличивает степень гашения потока, а изменение угла наклона отклоняющей грани порога в пределах 45-90° практически на влияет на гасящую способность камеры. Наряду с этим были проведены кавита-ционно-эрозионные исследования камор гашения для первого и третьего вариангоа размещения отклоняющих порогов, с применением эквивалентных материалов (рис.20а,в). При размещении порогов на расстоянии 4§), возникает кавигационная эрозия за местом соударения потока о стенку камеры, а также на отклоняющей грани порогов и потолке камеры перед вертикальными порогами.

При размещении порогов по третьему варианту и сопряжении их со стенками при помощи цилиндрической вставки радиусом 2 = = 0,142) кавигационная эрозия в камере отсутствовала.

Для этих же вариантов (рис.20а,в) осуществлены гидродинамические исследования камеры гашения. Сопоставление значений стан-' дартов пульсации давления для обоих вариантов показало, они имеют в соответствующих точках примерно одинаковые значения, притом максимальные их величины наблюдались в месте удара потока о стенки камеры и составили (0,1-0,14) Значения коэффициентов корреляции не превышали 0,1, что указывает на слабую пространственную связь между пульсациями давления,

Анализ корреляционных функций и функций спектральной плот-• носги показал, что в исследуемых процессах пульсации имеют максимальную частоту, соответствующую числу Струхаля - 14,6 {Ю- круговая частота).

В результате теоретических и экспериментальных исследований разработан метод расчета геометрических размеров контура потока за конусным затвором, при истечении его в атмосферу. Предложен способ расчета степени гашения энергии потока в камере, установлены ириемломые с гидравлической точки зрения, ее габариты, определены места расположения отклоняющих поток порогов. На основании навигационных и гидродинамических исследований рекомендуется конструкция камеры гашения (рИс.20,в),' которая в большей степени отвечает и эконологическим требованиям, предъявляемым к

водопропускным сооружениям. Разработанная конструкция камеры гашения и полученные экспериментальные результаты использованы при проектировании водовыпуска Туполангского гидроузла ( ¿2= 300 м3/о, Н = 170 м).

Исследования показали, что камеры гашения создают благоприятный гидравлический режим в нижнем бьефе и существенно гасят энергию потока, однако в ряде случаев для конусных затворов целесообразно применять насадки, которые также позволяют предотвратить распыление струи, организовать сосредоточенный выпуск ее в нижний бьеф и гасить значительную часть энергии, но их конструкции более простые, поэтому иногда им отдают предпочтение.

В этой связи на основании теоретических и экспериментальных исследований разработаны конструкции насадков для конусных затворов (рис.21).

В результате исследований обоснованы габариты (§)*= 2,3?)), методы расчетов параметров потока вщтри и при выходе из насадка. Установлена его гасящая способность, определены гидродинамические нагрузки, возникающие в насадках (А.с.й 1659575). Это позволит расширить их применение в практике.

Наряду с этим разработан напорный водосброс (А.с.й 1159977), имеющий подводящие водоводы в общую камеру гашения о двумя конусными затворами, установленными один напротив другого, а упорные > конусы жестко соединены между собой (рис,22 и 23). Наличие камеры предохраняет поток от растекания в плане,.В результате соударения двух одинаковых потоков происходит практически полное симметричное гашение энергии, а струенаправляющая стенка обеспечивает равномерное распределение потока по ширине отводящего канала» В замкнутую полооть подводится воздух, который снимает навигационные явления и уменьшает гидродинамические нагрузки. Применение указанного водосброса позволит в ряде случаев получить экономический эффект и снизить его отрицательное влияние на окружающую среду. Подробно о применении конусных затворов можно познакомиться в монографии } 43 /.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ"

Основные выводы, полученные на основе выполненных теоретических и экспериментальных исследований, могут быть сформулиро-» ваны следующим образом:

I. Анализ литературных источников, проектных материалов, натурных обследований позволил установить, что несмотря на накопленный опыт возведения водопропускных сооружений относительно слабо разработаны головные части траншейных водосбросов, напорные и открытые участки водосливов с большими уклонами и удельными расходами, защита их элементов от кавитации и ее прогнозирование, а также конструкции камер гашения и насадков конусных затворов.

2. Обобщение гидравлических условий работы головных частей траншейных водосбросов показало, что их изученность за последние годы значительно возросла. Однако ряд вопросов, касающихся работы траншей, отводящих каналов и участков сопряжения с транзитными частями водосбросов требует дополнительного изучения с целью усовершенствования их конструкций. В связи с этим, на основе модельных исследований траншеи с односторонним водосливом рекомендуется принимать непризмагической формы, расширяющиеся в плане по направлению движения потока, с устройством в них донных порогов (под углом к потоку) или шашек в начале переходного участка (рис. X, позиция 2 и 5). Ширину траншеи по дну в начальном и конечном сбчениях следует назначать соответственно равными: Вн = 0,2 Вп, а Вк = 1,5 Вп (Вп - ширина переходного участка).

Для обеспечения равномерности распределения удельных расходов потока на входе в сопрягающее.-сооружение, необходимо выполнить одно из трех устройств: переходной участок длиной (14-17)

переходной участок длиной (12-13)АКр и донный порог в конце его, высотой 0,5 Кр; переходной участок длиной 10 с забралыюй балкой (в конце переходного участка), расположенной в одном створе с донным порогом.

2. При конструировании головных частей траншей с двухсторонним поступлением воды необходимо выполнять следующие условия: ширину траншеи по дну в начальном и конечном сечениях следует принимать как для траншей с односторонним водосливом, а в конце переходного участка ( ¿д = 4 ^р) устраиваются забральная балка и порог, высотой С а 0,4 (рис.2, поз.4); второй вариант - с расщепителями и полкой на водосливной поверхности и устройством треугольного отклонителя на противоположной вертикальной стенке, а также переходного участка ( ¿п = 8 /^Кр) и порога (С = °|4/£Кр) в конце его (рис.3, поз.2). ,

3. Экспериментально обоснованы конструкции узких глубоких

траншей и отводящих участков за ними. При входе.потока на сопрягающее сооружение удельные расходы равномерно распределяются по ширине (К = 1,03-1,05), его свободная поверхность становится равной, а стандарты пульсации давления в траншеи и отводящем канале в 2-3 раза меньше чем в траншеях с дополнительными гасящими устройствами (шашки, стенки и др.). Установлено, что отношения ширины по дну в начальном и конечном сечениях к глубине траншеи соответственно должно быть равными 0,33 и 0,62. Для указанных конструкций головных частей траншейных водосбросов разработана методика определения их основных параметров (рис.5).

4. При благоприятных топографических условиях в районе строительства гидроузла рекомендуется устраивать траншею с трехсторонним водосливом (Вн = 0,2 Вп и Вк = В„)» за которой необходимо выполнить переходной участок ( ¿п = 6 Д кр) и порог в конце его,высотой С = 0,5 / Кр. Это обеспечит равномерное распределение удельных расходов потока на входе сопрягающего сооружения.

5. На основании гидравлических исследований длинных и коротких напорных участков водосбросов, выполненных на моделях крупного масштаба (1:25 и 1:13) установлено, что при одинаковой их кон-фузорности, относительные эпюры скоростей и пульсационныв характеристики-потока (стандарты, автокорреляционные функции, спектральные плотности и.др.) на выходе из напорных водоводов практически не отличаются. При этом минимальная длина короткого напорного участка должна быть не менее трех.высот его выходного сечения (рис.6). В этом случае, по нашему мнению, возникновение аэрации потока на последующем открытом участке водосброса должно происходить одинаково как при длинном, так и коротком водоводах.

6. Изучение закономерностей развития аэрации потока на водосливных гранях высоких арочно-гравитационных плотин (углы наклона граней к горизонту 55-57°) при больших удельных расходах (от 40 до 180 м2/с для натурных условий) и имеющие напорные участки показало, что для защиты водосливных поверхностей от навигационной эрозии достаточно обычно устройства двух аэраторов: верхнего - под затвором (плоского иди сегментного, устанавливаемых

на заглубленном оголовко водослива, или в конце напорного участка) и нижнего - перед криволинейным участком водослива, которые обеспечивают содержание воздуха п придонной зоно погона не менее 6-8'Д (рис.7,8,9). Для плотин, с аналогичными параметрами можот бить применен закрытий безнапорный водосброс (рис.10) с устрой-

ством для защиты от навигационной эрозии также двух аэраторов, в котором может быгь исключен напорный участок. Снижение мелкодисперсного распыления потока в атмосферу при.работе этого водосброса уменьшит его влияние на окружающую среду в районе строительства гидроузла.

7. В итоге проведения комплекса теоретических и экспериментальных исследований процесса захвата воздуха на водосливных гранях больших уклонов, для удельных расходов больше 40-180 м^/с (для натуры), разработана методика расчета потерь энергии аэрированным потоком по длина водослива. Установлено, что вторая сопряженная глубина для сильно аэрированного потока в сжатом сечении гидравлического прыжка уменьшается (на 5по сравнению с не-аэрированным потоком. Предложены теоретические расчетные зависимости и графики, позволяющие определить вторую сопряженную глубину аэрированного потока. При этом отмечается, что определение второй сопряженной глубины аэрированного потока, с использованием Коэффициента скорости может привести к ощибочным результатам, поэтому ее расчет следует осуществлять через полную энергию сжатого сечения. Показано влияние масштаба модели: М 1:13, М 1:25, М 1:50 (числа Рейнольдса находились в пределах (0,7-5) 10б), на развитие аэрации потока. Выявлено, что при увеличении скорости потока в 1,4 раза (с. 7,8 до II м/с) среднее- воздухосодержание в нем повышается на 15%, а - в 2 раза соответственно концентрация воздуха

в потоке увеличивается на 33$. На основании предварительных расчетов установлено необходимость учета резонансных явлений при изучении пульсации давления в гидравлическом прыжке, когда скоро^ сги "распространения упругих волн в смеси и потоке становятся соизмеримыми, притом резонансные частоты могут находится в пределах 0,5-10 Гц. ' • ; • ■

8. На основе тщательных экспериментальных исследований впервые подучен материал (A.c.Jfc 339521), позволяющий изучать навигационную эрозию на элементах водопропускных сооружений в лабораторных условиях и осуществлять ее прогноз для натурных сооружений. Эксперимэнтально обоснован ряд безэрозионных конструкций гасящих устройств нижнего бьефа (A.c.Jfc 384966), которые могут работать в условиях кавитации без опасности возникновения на их поверхностях эрозионных разрушений (рис.12-15), Разработана (в соавторстве) приближенная методика прогнозирования навигационной

эрозии с применением названных материалов на элементах водопропускных сооружений, позволяющая определить глубину эрозии в зависимости от стадии кавитации, формы тела, скорости потока, времени и пороговой скорости материала (формулы 32-41).

9. Установлена связь между кавигационной эрозией, пульсацией давления и акустической энергией, генерируемой кавитирующим потоком при обтекании выступа. Замочено, что максимумы кавигационной эрозии, стандартов пульсации давления потока и ультра- ' звуковой энергии наблюдаются примерно при одной стадии кавитации (К/К£(р~ 0,35-0,40). Показано, что акустическая энергия, генерируемая кавитацией составляет примерно 2!$ ог полной удельной энергии потока (рис.16 и 17).

10. В результате теоретических и экспериментальных исследований разработан метод расчета геометрических размеров контура потока за конусным затвором, при истечении его в атмосферу, камеры гашения и насадки. Предложен способ расчета по определению степени гашения энергии в камере, установлены приемлемые, с гидравлической точки зрения, ее габариты, определены места расположения отклоняющих поток порогов.

С учетом навигационных и гидродинамических исследований рекомендуется конструкция камеры гашения (рис.20,в), которая в большей степени отвечает экологическим требованиям (отсутствие распыления водного потока в атмосфере), предъявляемым к водопропускным сооружениям. Обоснованы габаритные размеры ( §)„= 2,3$, рис.21), методы расчетов параметров потока внутри и при выходе из насадка, установлена его гасящая способность. Определены гидродинамические нагрузки, возникающие в насадке, новизна которого подтверждена авторским свидетельством (А.сЛ 1659575). Предложен напорный водосброс (А.с.№ 1159977), в котором для эффективного гашения энергии используется соударение двух потоков, вытекающих из конусных затворов (рис.22,23).

Приведенные выводы, по мнению автора, свидетельствуют о том, что в рамках рассматриваемой работы из новом научном уровне представлены технические решения консгрукц..!! головных частей траншейных водосбросов, обоснованы выбор длин криволинейных напорных водоводов с одинаковой конфузорностью и защита ог кавитации бетонных водосливных поверхностей с большими уклонами и удельными расходами. Определено влияние аэрации потока в сжатом сечении на вторую сопряженную глубину. Созданы новые, эквивалентные

бегону, модальные материалы для исследования навигационной эрозии и на основе их разработана приближенная методика -ее прогнозирования, а также подобран.ряд безэрозионных конструкций элементов водопропускных сооружений. Предложены новые насадки для конусных затворов и усовершенствованные камеры гашения.

Список научных трудов и изобретений, положенных в основу научного доклада

1. О навигационной эрозии гасителей и расщепителей / Гидротехника и мелиорация, й 9, 1971. - С.21-23.

2. Конструкции концевых участков бычков, работающих в кави-газии, без опасности возникновения навигационной эрозии //Экспресс-информация Минводхоза СССР, сер.6, вып.4, 1971. - С.4-6.

3. Са и^аЫон ¿е1{ол апс! ■ &ис«е{ зрВсбЫп_

Тр.ХХУ когресса МАГИ. Т.5, Франция, Париж, 1971. - С.57-60 (соавт. Н.П.Розанов, Р.М.Разаков).

4. Применение суперкавигирующих элементов в водосбросных гидротехнических сооружениях //Гидротехническое строительство,

№ 8, 1971. - С.24-27 (соавт. Н.П.Розанов, П.Е.Лысенко, В.Д.Бедев, Г.А.Чепайкин).

5. Исследование кавитационной эрозии водобоя и концевых участков бычков плотины Саяно-Шушенской ГЭС /Тр.МГМИ, Т.34, 1973. - С.209-223.

6. Мероприятия по предотвращению разрушения расщепителей плотины Мамаканской ГЭС //Тр.МГМИ, Т.35, 1975. - С.72-79.

7. Методика исследования навигационной эрозии в вакуумных навигационных стендах /I Тр.координационных совещаний по гидротехнике, вып.98, л.о. Энергия, 1974. - С.62-64;

8. Навигационные исследования расщепителей погона на наклонном водосбое //Тр.МГМИ, Т.34, 1973. - С.197-208 (соавт.Н.П.Розанов).

9. Мероприятия по улучшению навигационных характеристик расщепителей потока на наклонном водобое Л Экспресс-информация Минводхоза СССР, сер.6, вып.4, 1971. - С.7-9 (соавт. Н.П.Розанов).

10. Вопросы исследования кавигацйонной эрозии гасителей анергии и расщепителей потока //Гидротехническое строительство, » I, 1973. - С.29-32 (соавг, Н.П.Розанов).

11. факторы, влияющие на навигационную эрозию /'Тр.коорди-

национных совощаний по гидротехнике, Л0 Энергия, Гидравлика вы-соконапорннх сооружений, дополнительные материалы, 1975. - С.285--289.

12. Исследование кавитационной эрозии некоторых элементов водосбросных сооружений // Тр.координационных совещаний по гидротехнике, Гидравлика высоконадариых сооружений, ЛО Энергия, 1975,-С.270-275 (соавт. Н.П.Розанов).

13. Кавитационные исследования концевых участков водообро-сов плотины Токтогульской ГЭС / Тр.МГШ, Т.43, 1975. - С. 133-128 (соавт. Э.В.Тимофавв).

14. Кавитационные исследования концевого участка водосливной плотины Саянской ГЭС // Экспресс-информация Информэнерго "Строительство ГЭС", № 10, 1975. - С.3-5 (соавт. Р.С.Гальперин, Н.П.Розанов, Н.Н.Розанова, Г.Н.Цедров, Б.Ш.Насыров). .

15. Рекомендации по учету кавитации при проектировании водосбросных гидротехнических сооружений (П-38-75), Л., 1975. -

II п.л. (п.п. 2.23-2.27 и приложение I, 16 с).

16. Изучение кавитационной эрозии на элементах гидротехнических сооружений и методы борьбы с ней //Тр.координационных совещаний по гидротехнике, № 10, ЛО Энергия, 1976. - С.165-168 (соавт. Р-.С.Гальперин, И.С.Новикова, Г.Н.Цедров). ,/.

17. ■е.гсзСоп оп^иаИт

ц1ШхиГа.(Ы* Мо£иш£е?// Тр.симшэзяума МАГИ по кавитации в гидромашинах, Франция, Гренобль, 1976. - 3 с. (соавт.Н.П.Розанов),

18. Исследование кавитационной эрозии некоторых элементов водосбросных сооружений / Тр.МГШ, Л 49, 1976. - С.34-41 (соавт. Н.П.Розанов, Б.Ш.Насыров)» '

19. Эквивалентные материалы для количественной оценки кавитационной эрозии // Третье научно-техническое совещание Гидропроекта по подведению итогов научно-исследовательских работ в области водохозяйственного и энергетического строительства за 1Х-пяти-летку и рассмотрение задач на X пятилетку, 4.1. - М., 1976. - 2 с. (соавт. Н.П.Розанов, Б.Ш.Насыров).

20. Гидравлические исследования водосброса Саяно-Шушенской ГЭС на крупномасштабной модели / Третье научно-техническое совещание Гидропроекта по подведению итогов научно-исследовательских работ в области водохозяйственного и энергетического строительства за IX пятилетку и рассмотрение задач на X пятилетку, 4.1. -

Ж., 1976. -2с (соавг. Л.И.Валяева, Л. Д.Лентяев, Т.А.Лозйнова).

21. Влияние аэрационных мероприятий на водосливной грани на вторую сопряженную глубину //Тез.докл. научно-технической конференции "Эффективность комплексных научных, исследований для Саяно-Шушенской ГЭС". - Д., 1972. - 2 с. (соавт. Л.И.Валявва, Л.Д.Лен-тяев, Т.А.Лозйнова).

22. Влияние шероховатости поверхности водосливной плотины на воздухонасыщение и эпюры распределения скоростей потока //?ез. докл. научно-технической конференции "Эффективность комплексных научных исследований для Саяно-Шушенской ГЭС". - Д., 1977. - 2 с. (соавт. Л.И.Валявва, Л.Д.Лентяев, Т.А.Лозйнова).

23. Защита бетонной сливной грани плотины от навигационных разрушений посредством аэрации потока / Тез.док. научно-технической конференции "Эффективность комплексных научных исследований для Саяно-Шушенской ГЭС",- Д., 1977. - 2 с. (соавг.Д.Д.Лентяев, Л.В.Смирнов, В.П.Троицкий, Ю.В.Кокорин).

25. Влияние масштаба модели на степень аэрации потока на водосливе плотины /'Тез.докл. научно-технической конференции "Эффективность комплексных научных исследований для Саяно-Шушенской ГЭС". - Д., 1977. - 2 с. (соавт. Т.С.Артюхина, Д.Д.Дентяов).

26. Влияние аэрации потока на вторую сопряженную глубину // Гидротехническое строительство, № 10, 1978. - 0,3 п.л. (соавг.

Д.И.Валяева, Л.Д.Лентяев, Т.А.Лозйнова, А.Г.Шубин).

27. Исследование аэрации потока на эксплуатационном водосбросе Саяно-Шушенской ГЭС //Гидротехническое строительство,

Л I, 1978. - I п.л. (соавг. Л.Д.Лентяев).

'28. Исследования аэрации потока на водосливной грани эксплуатационного водосброса / Научные исследования для Саяно-Шушенской ГЭС. - Л., 1978, ЛО Энергия - 3 с..(соавг. -Т.А.Артюхина, Д.Д.Дентяев, Ю.В.Кокорин, В.П.Троицкий).

29. СавеиРо о/в ест'&бещ еп -е&пшЬЯ Шж&Жпссдй

ачЪоЛ иъъы £0(04.1$ с!е тинаиоп Л идЕапЫоС

М^с/ЬСКивсССЬ , Ш 61,62. - Гавана, 1983. - 20 с. (соавг. Эдуардо.Веласко). . ,

I

31. Устройство нижнего бьефа водосбросов / под ред.Н.П.Розанова. - М.: Колос, 1984, 14,96 п.л., 20 с. (соавг. Н.П.Розанов, В.П.Букраев, Н.Т.Кавошников, И.С.Румянцев, Н.Н.Розанова, О.Н.Чер-инх и др.).

32. Гидравлика потока в камере гашения за конусным затвором // Матер.конф и совещ. по гидротехнике. Методы исследования и гидротехнические расчеты водосбросных гидротехнических сооружений. - Л.: Энергоатомиздат, 1985. - 0,25 п.л. (в соавт. В.П.Куприянов).

33. Гидравлические расчеты водовыпусков водохранилищных гидроузлов ^Методическое пособие, МГМИ, 1984, № 5. - 5,6 п.л. (соавт. Л.В.Смирнов - 2,8 п.л.).

34. Навигационные исследования камеры гашения за конусными затворами // Сб.научн.гр. ШЛИ. Гидравлические исследования гидротехнических сооружений и трубопроводов. - М., 1985, - С.63-72 (соавт. В.П.Куприянов, Н.Н.Розанов)/

35. Исследование сопряжения траншеи с шахтой водосброса // Сб.научн.гр. МГМИ. Исследование, проектирование, строительство гидротехнических сооружений, 1986. - C.II-I8 (соавт. Н.Т.Кавеш-ников, Н.М.Данилов).

36.-Гашение энергии потока, вытекающего из конусного затвора //Мелиорация и водное хозяйство, № 13, 1989. - C.I9-2I (соавт. Н.Т.Кавешников, В.П.Куприянов).

■ 37. Курсовое и дипломное проектирование по гидротехническим сооружениям. Учебное пособие под ред.В.С.Лапшенкова. - М.: Агропромиздат, 1989, № 27..- 44 п.л. - C.I96-2I9, 231-241, 94-103 (соавг. В.С.Лапшенков, В.С.Бондаренко, В.Н.Шкура, П.А.Михеав, П.В.Иванов).

38. Движение потока в узких и глубоких траншейных водосбросах. Экологическое совершенствование мелиоративных систем /'Тез. докл. научно-технической конференции молодых ученых. Минводхоз СССР, ВНИИГиМ. - М., 1989. - C.I5-I6 (соавг. А.О.Очилов).

39. Конусный затвор с насадком I/ Тез.докл. научно-технической конференции МГМИ, 1991. - I с. (соавг.- !!.В.Ким).

40. Гидродинамические нагрузки, действующ::а на элементы узкого глубокого траншейного водосброса //Тез.научно-технической конференции МГМИ, 1991. - 2 с. (соавт. А.О.Очилов).

41. Гидродинамические исследования плит крапления ковша мно-гопролегной водосбросной плотины Ц Тез.докл. научно-технической

конференции МГМИ, 1991. - I с. (соавт. А.В.Варывдин).

42. Условия работ нижнего бьефа многопролегной водосбросной плогины /] Мелиорация и водное хозяйство, № 9, 1991. - 4 с. (соавт. А.В.Варывдин).

43. Применение конусных затворов в гидромелиоративном строительстве. - М.: ВО Агропромиздат, 1992. - 10 п.л. (соавт.В.П.Куприянов, 5.п.л.).

' 44. Особенности проектирования и строительства гидротехнических сооружений в условиях жаркого климата. - Ы.: Колос (в печати), 1993. -24,5 п.л. под ред. Н.П.Розанова (соавт. И.С.Румянцев, С.Н.Корюкин, Н.Т.Кавешников, В.П.Букреев, М.А.Попов), 3 п.л.

Изобретения '

45. Сырьевая смесь для изготовления кавитационно-зрозируе-мых материалов. А.с.й ЗЗЭ521 (соавт. Н.П.РОзанов, Р.С.Гальперин, Г.Н.Цедров). '

46. Гасящее устройство нижнего бьефа, А.с.й 384966 (соавт. Н.П.Розанов).

• 47. Напорный водосброс. А.с.гё 1159977 (соавт. Н.Т.Кавешников, Н.М.Данилов, Н.П.Розанов, Е.В.Ткаченко).

48. Водосброс. А.с.И 1434С24 (В.П.Куприянов).

49. Конусный затвор для напорного водовода. А.с.й 1659575 (соавт, И.В.Ким).

1е= 120 см 1-тскЪкр

т-0,5 Ъ*Ч.5Ьп

дп~32см 1-0,125 Могз-дуЬхр О --32 п/с

То же, но с Ь ЕргпикО/1 ьной протиЬопа-моиснай Ьо-дослиЬу- . стенкой Ст-О).

Расширенная 6 конце тран-

и удлиненны» переходным угостпо/п 8 Ъ кр.

То же, не с

Юдроааной

¿олкой.

Рис.2. Схемы трсчшей с двусторонним ЬодоелиЬон -

°ucl Схечы траншеи с односторонние бодослцЬом. '

111111 I I I II

л -I 1 4 Г < 7 в 1 ю II

б<-2,7/1*р Л/Ъкр

и

О-Р/гхр

М/Ь^Ш,

\аосщегх/гпе. /и сллоимоя полха.

ТГ ~Г~ Г-—•

>>н» мм и! ратин*

I.. Т _1_а.и.

Тоже, но с отклоните-лем иа лро-тиЬоаалож-н2у ¿одослц-Ьу Вертикаль чои стенсс.

То лог, но

>>'/¿.--1.36 и 5.95

Рис.5 Схемь/ траншеи с двухсторонним бодослибол* о дополнительны -

'-у/т>>1) м* i iii ii I 114 5 4

& (Икр

¿тЧ^

¿ее- 8Икр

С-0,4

к ВТ

То же, но

<¿.--65- , Л,' /,25/7*а р . /], « 3,55 И *р Ьт/е, = /,69

То же, но V дна тр аншеи поднята но 3, //Ькр. р- 2,84 Икр

Тоже, но 7 дна траншеи побнят а но

То но 7 дна траншеи поднята а-а

р- 5, ¿/О ИмР Г. 56

Ми ?пг а ////1МЛ

Рис. Схеиь/ удхих глубоких рани/еи с дЬулсторо/^ им бодаслиЬом '

'снооные параметры-.

Р-Ьт * з, 92Ь*р Ь„ • 0,5 «■ /.ash.fi Р,

В* ''бок '2/бЬ«Р А-г - ы,г5г>'

Рис. 5 Конструктивная сзгема узкого /»¿/-до кого траншейного 6о<2осБроса.

\

s~6

Pu c7.

{. (U>l ».««. >.»<• I — «tM<{H»Hu»i >»t»epe«; / — »tptnnÄ lift*

U*0»iiwft ¿»ияжииЛ »»|Мцнв1*ччА KIJ; '-»ШАврпиЛ 6»«

íw^IÍ г/ jí ft' .

Р^сЭ. Э|»и(ии»стъ »в>дм«ке»ержм.« » «<N«1 вв птувим

10 мм (I) tm » mwU от ««роюмтмгн ммртктн. Гсшии Al; e/t.-JA

'•*,Míí Î; f —«»IM ). ¿a — utpftioiiTKTb. i»Mí*i»prie«ti

- —— Д«Т»И.

CK

I

I $

ô

О

о

5a

£

«I §

С

I

ч

■S

i -Ъ

!

** \> V4J V gfc^

va

S9

6Û

■/. Подходящие Ьсдв&оЗи. "л1"! .

г.Уомеро.. *

Ъ-Конусные Ютбори. 1/. Зопсриие усгг>р°^>ст £п .

гм пис О"* 5: У«орние конусы-

г б.Цилиндригескии /ютруЪок.

7. ОтЬерстиЯ. Г -во^духиВсЭ.

Рис. 22- Напорный Ьодосдрос с конусными затворами.

Ж

ПО /1-Й- .

Рис.13.

^„ОП 2Т Т™ ТОП мштл