автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Разработка методов расчетного обоснования, конструирования и эксплуатации сооружений комплексных низконапорных гидроузлов

На правах рукописи

РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ РАСЧЕТНОГО ОБОСНОВАНИЯ, КОНСТРУИРОВАНИЯ И ЭКСПЛУАТАЦИИ СООРУЖЕНИЙ КОМПЛЕКСНЫХ НИЗКОНАПОРНЫХ ГИДРОУЗЛОВ

05.23.07 - Гидротехническое и мелиоративное строительство

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

МОСКВА 1997

Работа выполнена в Московском государственном университете природообустройства (МГУП)

Научный консультант Доктор технических наук, профессор

И. С. РУМЯНЦЕВ

Официальные оппоненты: Доктор технических наук, профессор

Т. А. АЛИЕВ

Доктор технических наук, профессор С. А. КУЗЬМИН

Доктор технических наук, профессор Ю. П. ГЕРАВДИВЕ Ц

Ведущая организация - ЗАО Производственное объединение

«Совинтервод»

Защита состоится 2 февраля 1998 года в ¿¿.часов на заседании диссертационного совета Д 120.16.01 в Московском государственном университете природообустройства по адресу:

127550, г. Москва, ул. Прянишникова, 19, ауд. 1/201. С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГУП. Автореферат разослан ¿"^декабря 1997 года.

Ученый секретарь диссертационного совета

кандидат технических наук, профессор Л. В. Яковлева

Общая характеристика работы

Актуальность проблемы. Обеспечение населенных пунктов и промышленных предприятий водой, продовольствием и сельскохозяйственным сырьем, а гакже ускорение научно-технического прогресса в водохозяйственном лроительстве в значительной мере зависит от применения надежных конструкций, использования совершенных методов расчетного обоснования, внедрения прогрессивных технологий, строительства, эксплуатации и ремонта :ооружений водохозяйственного назначения.

При проектировании и строительстве комплексных речных равнинных низконапорных гидроузлов, в составе которых обычно имеются: водосбросные [шотины, водозаборы с наносоперехватываюшими галереями и рыбозащитными устройствами, ирригационные отстойники, рыбопропускные вооружения, а иногда и гидроэлектростанции, одной из важнейших проблем галяется правильный выбор компоновки сооружений и их элементов не только из технико-экономических соображений, но и из условий обеспечения их рационального совместного функционирования.

Зачастую эксплуатационные требования одних сооружений не ¡»ответствуют, а иногда и противоречат условиям эксплуатации других. Эсобенности взаимного влияния гидравлических потоков различных водопропускных гидротехнических • сооружений и эксплуатационных гребований необходимо всегда учитывать при расчетном обосновании, проектировании и эксплуатации комплексных гидроузлов.

Низконапорные водозаборные гидроузлы, расположенные на реках, гранспортируюших достаточно большое количество мелких наносов, имеют эсобые гидравлические условия в верхнем бьефе. Одной из главных эсобенностей работы таких водозаборов является наличие перед их входом потока с гидравлическими характеристиками, аналогичными речному потоку, согда перед водоприемником гидравлические параметры последнего принципиально отличаются от характеристик движения воды в водохранилище. В таком случае существующие рекомендации по проектированию компоновки сооружений и эксплуатации водозаборных гидроузлов неправомерны и не всегда могут быть применены на практике.

Комплексные гидроузлы с водозаборными сооружениями на равнинных ^астках рек, несущих большое количество наносов, весьма часто приходится возводить с отстойниками. Практика показала, что наиболее экономичными и яадежными являются отстойники с гидравлической промывкой. Их экономичность в последнее десятилетие значительно возросла в связи с :ущественным увеличением стоимости электроэнергии и энергоносителей, гребующихся для осуществления процедуры механической очистки камер от наносов. На низконапорных гидроузлах в ряде случаев недостаточно ямеющегося перепада уровней для осуществления гидравлической промывки камер отстойников. Поэтому проблема совершенствования методов

г

моделирования осаждения наносов, расчета и эксплуатации отстойников, промывка которых выполняется в условиях подпора со стороны нижнего бьефа (реки), является весьма актуальной.

Для комплексных низконапорных речных гидроузлов схема маневрирования затворами водосбросной плотины в значительной мере зависит не только от обеспечения эффективности гашения избыточной энергии потока в нижнем бьефе, но и от состава, конструкции и компоновки сооружений, а также их взаимного гидравлического влияния. В связи с этим, другой актуальной задачей гидротехники является разработка, с помощью экспериментальных исследований, рациональных схем маневрирования затворами водопропускных сооружений комплексных гидроузлов, реализация которых способствовала бы улучшению гидравлических режимов, особенно в зонах впускных отверстий (входа) рыбопропускных сооружений.

Таким образом, разработка методов расчетного обоснования, проектирования и эксплуатации сооружений комплексных низконапорных речных гидроузлов, основанных на результатах теоретических, лабораторных, натурных исследований и их обобщении, является решением важной народнохозяйственной проблемы, новым достижением в области научного и практического обоснования возводимых и эксплуатируемых объектов гидротехнического и мелиоративного строительства, что способствует ускорению научно-технического прогресса в этой отрасли.

Пель и задачи работы. Цель - разработать на основе теоретических, экспериментальных исследований и натурных наблюдений новые методы расчетов, проектирования и эксплуатации сооружений речных низконапорных комплексных гидроузлов. В связи с этим предполагалось решить следующие основные задачи:

1. Разработать рациональные решения по компоновке основных сооружений комплексных гидроузлов, имеющих в своем составе водозаборные сооружения, примыкающие к водосбросной плотине, снабженные наносоперехватываюпшми галереями и аванкамерами для размещения рыбозащитных устройств. Предложить расчетные зависимости, позволяющие определять как основные параметры планового расположения водозаборных сооружений и характеристики их пропускной способности, так и параметры конструкций водоприемников.

2. Разработать рациональные конструкции сопряжения водозаборных многопролетных сооружений открытого типа с отстойниками и водозаборных сооружений закрытого типа с магистральными каналами. На основе экспериментальных данных получить расчетные зависимости и создать методы расчетного обоснования параметров конструкций устройств нижнего бьефа и их элементов.

3. Проанализировать существующие натурные и лабораторные данные по движению мелких наносов в открытых потоках и получить обобщенную

связь для определения критической мутности потока в каналах, отстойниках и других водотоках открытого типа.

4. Обосновать с учетом экспериментальных исследований и разработать методы расчета использования отверстий водосбросных плотин комплексных гидроузлов для создания усиленных шлейфов на входе в рыбопропускные сооружения при размещении их: у свободного берега, в средней части водосбросной плотины и у берегового устоя, примыкающего к водозабору с наносоперехватывающими галереями.

5. На основе анализа теоретических данных, результатов натурных наблюдений и собственных лабораторных исследований создать простой, теоретически и экспериментально обоснованный способ расчета динамики осаждения наносов в ирригационных отстойниках, позволяющий определять величину мутности потока и гидравлической крупности наносов на выходе из них.

6. Усовершенствовать и расширить, на основе обобщения результатов существующих и собственных экспериментальных исследований, рекомендации по эксплуатации низконапорных речных комплексных водохозяйственных и энергетических гидроузлов, включающих многопролетные боковые водозаборы с наносоперехватывающими галереями, ирригационные отстойники, работающие в условиях их подтопления со стороны нижнего бьефа, рыбопропускные сооружения и гидроэлектростанции.

Научная новизна.

С помощью экспериментальных исследований показано, что надежная работа бокового многопролетяого водозабора низконапорного гидроузла зависит от значений его относительных размеров, планового расположения водоприемника и параметра хинетичности потока в верхнем бьефе.

Коэффициент расхода рассматриваемого водозабора, оснащенного наносоперехватывающими галереями и аванкамерами для размещения сетчатых рыбозащитных устройств, может уменьшаться до 20...25%, в зависимости от относительного значения уступа перед водосливом, а коэффициент сопротивления рыбозащитных сеток в условиях жаркого климата может увеличиваться в 5...6 раз, при стабилизации их засорения сине-зеленым планктоном, наступающей в течение 1,5.. 2,0 часов.

Теоретически й экспериментально обоснована и проверена методика определения параметров гасителей энергии, представляющих собой сочетание рассеивающего порога и водобойной стенки, устраиваемых на сильно расширяющемся водобое и применяемых в нижнем бьефе водозаборных сооружений закрытого типа с тремя и более пролетами. Характеристики предложенных гасителей для рассматриваемых сооружений зависят от относительных значений энергии потока и перепада на выходе из труб,

центрального угла расширения водобоя, а также параметров потока в нижнем бьефе.

Получены экспериментально обоснованные расчетные зависимости для определения продольных скоростей потока (с учетом пульсации) на водобое а рисберме водозаборных сооружений закрытого типа, снабженных предложенными рациональными гасителями. Установлено, что пудьсационные составляющие скоростей зависят от конструкции устройств нижнего бьефа, относительного значения энергии потока в начале водобоя, величин подтопления труб, местоположения рассматриваемого створа и режимов сопряжения бьефов.

На основе исследований компоновок низконапорных гидроузлов с отметкой гребня водосброса близкой к отметке дна подводящего русла, показано, что конструкция раздельного устоя в верхнем бьефе, размещаемого между водосбросной плотиной и ГЭС и обеспечивающего плавный вход потока в сооружения, не может быть запроектирована традиционным способом, т. к. толщина и другие ее параметры, значения которых приведены в диссертации, соизмеримы с величиной напора на водосливе.

Результатами экспериментальных исследований доказано, что, независимо от местоположения рыбопропускных сооружений (РПС) в створе гидроузла, для формирования усиленного шлейфа привлекающих скоростей целесообразно использовать примыкающие к РПС отверстия водосбросных плагин. Параметры, характеризующие деформацию удельного расхода потока, выходящего из-под затвора водосбросной плотины, зависят от величин: глубины в нижнем бьефе, перепада на плотине и относительных значений привлекающих скоростей потока, создаваемых на входе в РПС.

На основе обработки и обобщения большого массива существующего объема натурных данных и собственных исследований автора впервые получены данные, которые свидетельствуют, что в каналах и отстойниках критическая мутность потоков с мелкими наносами зависит от абсолютной величины насыщения потока наносами, пропорциональна средней скорости движения воды в первой степени и обратно пропорциональна кубическому корню из произведения гидравлической крупности наносов на гидравлический радиус потока.

Разработан простой и более точный теоретически обоснованный метод расчета динамики осаждения наносов в ирригационных отстойниках, позволяющий определять на выходе из него величину не только мутности, но и осредненной гидравлической крупности наносов.

На базе многочисленных лабораторных исследований и натурных наблюдений получены общие и частные рекомендации по эксплуатации гидротехнических сооружений комплексных низконапорных гидроузлов, включающих многопролетные боковые водозаборы с наносоперехваггывающими галереями, ирригационные отстойники, работающие в условиях их подтопления со стороны нижнего бьефа (реки), рыбопропускные сооружения и ГЭС, которые учитывают взаимное влияние потоков вышеуказанных сооружений.

Практическая ценность и значимость работы. Предлагаемые научно обоснованные, экспериментально подтвержденные и в значительной степени проверенные в натурных условиях методы расчетов и конструирования гидротехнических сооружений комплексного водохозяйственного назначения позволяют проектировать их более надежными и экономичными, снизить затраты на эксплуатацию гидроузлов и отдельных сооружений, а также улучшить экологическую обстановку в зоне водохранилищ и каналов. Применение разработанных методов на практике будет способствовать ускорению научно-технического прогресса в области гидротехнического и гидромелиоративного строительства.

Разработаны современные методы расчетов, которые позволяют определять необходимые параметры рациональной компоновки водозабора и служат для применения их в условиях низконапорных равнинных гидроузлов при относительно больших числах Фруда на подходе к створу основных сооружений.

На основе проведенных исследований впервые разработана методика использования, примыкающих к РПС, пролетов плотины и определения величин их открытия при размещении рыбопропускных сооружений у берегового устоя, примыкающего к водозабору с наносоперехватывающими галереями; у правобережной дамбы при русловой компоновке сооружений гидроузла с разделением русла в нижнем бьефе на две протоки; у свободного берега при пойменной компоновке; в средней части многопролетной водосбросной плотины.

Для различных компоновок гидротехнических сооружений разработаны схемы маневрирования затворами водосбросной плотины, работающей как в индивидуальных условиях, так и в составе комплексных водохозяйственных гидроузлов, в том числе при наличии ГЭС, для условий первых лет эксплуатации и после образования воронки местного размыва близкой к ее стабилизации.

Создана простая и более точная методика расчета ирригационных отстойников в стадии их заиления и промывки в условиях подтопления их со стороны нижнего бьефа. Получен совершенный метод для определения критической мутности потоков, который позволит проектировщикам и эксплуатационникам правильно и оперативно прогнозировать режимы и параметры магистрального и других каналов оросительной сети.

Результаты основных разработок внедрены на отечественных и зарубежных водохозяйственных объектах: на гидроузлах - Верхне-Упинском, Подольском, Михайловском, Феллуджа (Ирак), Сурском; на Шлюзе-регуляторе №2 Кубань-Калаусской оросительной системы (ШР №2); на регуляторе крупнейшего в мире канала Тартар-Евфрат (Ирак). Это позволило получить значительный экономический эффект и повысить эксплуатационную надежность как отдельных сооружений так и гидроузлов в целом.

Разработанные конструкции, методы расчетного обоснования, проектирования и эксплуатации речных сооружений комплексного водохозяйственного назначения вошли: в справочное пособие «Гидравлические расчеты водосбросных гидротехнических сооружений» //Энергоатомиздат, 1988, п. 27.3, 27.6; в пособие к СНиЛ 2.06.01-86 и СНиП 2.06.03-85 «Проектирование гидротехнических сооружений водохозяйственного назначения» // ВО Союзводпроект, 1989, главы 6 и 7; в «Рекомендации по технической эксплуатации бетонной и грунтовой плотин Сурского гидроузла» (1987); в научную монографию «Устройства нижнего бьефа водосбросов» // Колос, 1984, в учебное пособие автора для вузов «Эксплуатация и ремонт гидротехнических сооружений» // ВО Агропромиздат 1989; в учебник «Особенности проектирования и строительства гидротехнических сооружений в условиях жаркого климата» // Колос, 1993 и другую учебную литературу для вузов.

Результаты исследований, выполненные в рамках диссертации и подтвержденные авторским свидетельством, были переданы в Союзводпроект, Союзгипроводхоз, ОКБ Гидропроекта, Тартарпроект (Ирак) и другие проектные и проекгао-производственные организации, а также учтены при составлении (в соавторстве) типовой программы дисциплины «Эксплуатация и ремонт гидротехнических сооружений», утвержденной Госагропромом для использования ее в вузах страны.

Личный вклад в решение проблемы. В диссертации представлены результаты многолетних исследований автора, выполненные в значительной части под руководством д. т. н., проф. 1Н. П. Розанова | в лабораториях: кафедры Гидротехнических сооружений МГУП (бывшего МГМИ); НИИЭС (бывшем НИС) Гидропроекта им. С. Я. Жука; Хиндия (Ирак, 1974...75 г.г.) и на открытой площадке гидроузла Феллуджа (Ирак, 1979... 1981 г.г.).

Постановка проблемы, теоретические и экспериментальные решения всех рассмотренных задач, анализ окончательных выводов и рекомендаций выполнены лично автором. Практически во всех работах автор являлся ответственным исполнителем или научным руководителем и непосредственным исполнителем, кроме исследований, проведенных для Михайловского гидроузла, где автор был участником исследований в качестве младшего научного сотрудника.

Участие соавторов выражается следующим образом. Исследования, проведенные для канала Тартар-Тигр, выполнены совместно с д. т. н., проф. И. С. Румянцевым под научным руководством д. т. н., проф. Н. П. Розанова. Во время подготовки текста Пособия к СНиП 2.06.01-86 и СНиП 2.06.03-85 автор являлся руководителем и исполнителем темы на кафедре Гидротехнических сооружений МГМИ. Два параграфа (27.3 и 27.6) в справочном пособии «Гидравлические расчеты водосбросных гидротехнических сооружений» подготовлены автором под научным руководством д.т.н., проф. Н. П. Розанова. Исследования по Верхне-У пинскому и Подольскому гидроузлам, по шлюзу-

гулятору Кубань-Калаусской оросительной системы (ШР №2) проводились торам данной работы под научным руководством д. т. н., проф. Н. П. |Занова, при участии аспиранта В. С. Чехонадских и инженера Т. В. ¡йдабрус. Исследования на Сурском гидроузле были выполнены под учным руководством и непосредственном участии автора, при дальнейшем учном руководстве д. т. н., проф. А. Т. Кавешникова (однако эта часть боты не вошла в диссертацию) и участии аспиранта А. В. Варывдина, м. н. с.

А. Чернышовой. Исследования нижнего бьефа трубчатых сооружений гаолнены автором под научным руководством д. т. н., проф. Н. П. Розанова, гследоваяия компоновок сооружений и модели отстойника гидроузла еллуджа выполнялись под научным руководством и при непосредственном [астии автора. Научным консультантом этих исследований был д. т. н., проф. . ГГ. Розанов. В исследованиях отстойника гидроузла Феллуджа участвовали иске инженер Н. С. Хуторов и к. х. н. М. Н. Мостовой.

При постановке ряда вышеперечисленных задач, их реализации, а также по гре формирования автора как научного работника и специалиста юценимую помощь ему оказал видный ученый- гидротехник Заслуженный ;ятель науки и техники РСФСР д. т. я., проф. [Н. П. Розанов! При анализе атериалов, написании и редактировании диссертации автором были элучены ценные научные советы и конкретная помощь по работе от его аучного консультанта д. т. н., проф. И. С. Румянцева.

Автор выражает свою искреннюю признательность всем членам кафедры Гидротехнические сооружения» МГУП, а также ученым и специалистам, казывавших ему поддержку и помощь на всех этапах выполнения и тробации настоящей работы.

а защиту выносятся:

- новая, экспериментально проверенная методика проектного обоснования эмпоновки и конструирования элементов водозаборного сооружения окового типа в составе комплексного речного низконапорного гидроузла;

- теоретически и экспериментально обоснованная методика расчета араметров, предложенных автором рациональных конструкций устройств ижнего бьефа водозаборных сооружений открытого и закрытого типа;

- экспериментально подтвержденный метод определения продольных ульсационных скоростей потока в нижнем бьефе водозаборных сооружений 1 крытого типа, снабженных рекомендуемыми рациональными гасителями;

- конструкция и рекомендации по обоснованию параметров раздельного стоя в верхнем бьефе, устраиваемого между водосбросной плотиной (при тсутствии уступа перед ее водосливом) и гидроэлектростанцией на речных авнинных низконапорных гидроузлах;

- способ формирования усиленных шлейфов с привлекающими скоростями а входах в рыбопропускные сооружения, размещаемые у свободного берега, в редней части водосбросной плотины, и у берегового устоя, а также у окового водозабора с НПГ, путем использования примыкающих

отверстий водосбросных плотин и метод для определения величин их открытия;

усовершенствованная методики моделирования концентрации взвешенных наносов, осаждающихся в ирригационных отстойниках;

- новый метод для определения критической мутности потока, несущего мелкие наносы в каналах, отстойниках и других водотоках; гидравлической крупности наносов в конце ирригационных отстойников в зависимости от величины мутности потока на а\ входе, полученный на основе обобщения многочисленных натурных и лабораторных данных;

- простой, новый, и более точный метод расчета осаждения наносов в ирригационных отстойниках, позволяющий определить величину мутности и гидравлической крупности наносов на выходе из них;

рекомендации по эксплуатации гидротехнических сооружений комплексных низконапорных гидроузлов, с учетом их взаимного влияния, включающих многопролегные водосбросные плотины, рыбопропускные сооружения, многопролетные боковые водозаборы с наносоперехвагывающими галереями и ирригационные отстойники, работающие в условиях подтопления их со стороны реки.

Апробация работы. Основные положения научных разработок неоднократно обсуждены и одобрены на научно-технических конференциях МГМИ (г. Москва, 1973... 1974, 1976...1978, 1982...1987г. г.) и МГУП (1996 и 1997 г. г.), института Гидропроекг им. С. Я. Жука (г. Москва,1976 г.), ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева (г. Ленинград, 1973 г.); научно-технических совещаниях институтов Росгипроводхоз (1973 г.), Союзгипроводхоз им. Е. Е. Алексеевского (1976 и 1981 г. г.) и Союзводпоект (г. Москва, 1988 г.); XX и XXII конгрессах Международной ассоциации по гидравлическим исследованиям (МАГИ) (г. Москва, 1983 г. и г. Лозанна, 1987 г.); ХШ конгрессе Международного комитета по большим плотинам (Нью Дели, Индия, 1979 г.).

Разработанные методы расчетного обоснования, конструирования и эксплуатации водопропускных сооружений использованы при составлении пособия к СНиП 2.06.01-86 и СНиП 2.06.03-85 «Проектирование гидротехнических сооружений водохозяйственного назначения» (г. Москва. ВО Союзводпроект, 1989 г., стр. 126...130 и 132...146); в справочном пособии «Гидравлические расчеты водосбросных гидротехнических сооружений» (Энергоатомюдат, 1988 г., стр. 24...26, 401...404, 418.. 420), а также вошли в следующие учебники и учебные пособия, рекомендованные Главным управлением высшего сельскохозяйственного образования Министерства сельского хозяйства РФ для обучения студентов гидротехнических и гидромелиоративных специальностей вузов: «Особенности проектирования и строительства гидротехнических сооружений в условиях жаркого климата» (г. Москва, Колос, 1993 г, глава 7, стр. 229..236, Глава 10, стр. 287..Л97); «Лабораторные работы по гидротехническим сооружениям» (Агропромиздат, 1989 г. раздел 2, стр. 23...66 (в соавторстве), раздел 9, стр.127...146 (в

эавторстве); «Эксплуатация и ремонт гидротехнических сооружений» Чгропромиздат, 1989 г., объемом 18,29 печатных листов).

публикации. Список научных трудов автора по теме диссертации содержит зыше 41 наименования.

'бьем и структура диссертации. Работа имеет общий объем 529 страниц ашинописного текста, включая 183 рисунка, 34 таблицы и б фотографий, труктурно состоит из: обшей характеристики работы, шести глав, шпочения, списка литературы из 361 наименования и основных условных бозначений.

Содержание работы

Первая глава посвящена изучению и краткому анализу отечественного и арубежного опыта проектирования, строительства и эксплуатации одопропускных сооружений комплексных низконапорных гидроузлов, юстроенных на реках с относительно большой концентрацией мелких [аносов. Приведены результаты анализа современного состояния ушествующих методов принятия компоновочных решений, расчетного юоснования и проектирования отдельных сооружений. При этом, [роаналнзированы и сформулированы основные проблемы совершенствования :омпоновок сооружений гидроузлов; состояние изученности, технического )боснования проектирования и моделирования ирригационных отстойников; >пределения критического состояния насыщения потока мелкими наносами в >ткрытых руслах; технической эксплуатации гидротехнических сооружений сомплексных низконапорных речных гидроузлов.

В состав основных сооружений комплексных низконапорных гидроузлов догут входить грунтовая и водосбросная плотины, водозаборное сооружение, угстойник, судоходный шлюз, рыбопропускные сооружения, рыбозащитные ,'стройства, иногда небольшие гидроэлектростанции, защитные дамбы и др. Эбеспечение благоприятной работы нескольких сооружений с разными, а ¡ачастуто и с противоречивыми функциями - является сложной инженерной ¡адачей. Как известно, на расположение сооружений обычно влияют климатические, геологические, гидрогеологические, гидрологические, топографические, гидравлические, водохозяйственные, строительно-производственные и другие факторы. При этом к компоновке предъявляют также эксплуатационно-технические, технико-экономические, строительно-производственные и экологические требования.

На компоновку низконапорного гидроузла, особенно с многопролетным водозаборным сооружением бокового типа существенную роль оказывает расположение, конструкция и режим работы водоприемника. На работу водозабора значительное влияние оказывают технические решения в зоне водоприемника, например, наличие различных конструкций, направляющих и формирующих поток, форма и характер расположения стенки, примыкающей к водозабору со стороны верхнего бьефа. Как правило, последнюю

рекомендуется располагать в одну линию с фронтом водозабора или под углом к оси водоприемника. Однако, такие решения далеко не всегда обеспечивают плавный вход потока без взмучивания мелких донных наносов, направляющихся в НПГ. Водозаборное сооружение с удлиненными бычками, служащими для размещения между ними рыбозащитных сеток, имеет свои особенности, которые в настоящее время почти не выявлены. Отмечается также отсутствие надлежащих результатов исследования нижнего бьефа водозаборных сооружений открытого типа, сопрягающихся с отстойниками, когда при маневрировании затворами с целью пропуска промежуточных расходов требуется обеспечить равномерное распределение потока по всему живому сечению. В ряде случаев сравнительно узкие водозаборные сооружения закрытого типа сопрягаются с широким магистральным каналом. В работе показано, что если одно- и двухпролетные сооружения достаточно подробно исследованы, в том числе автором, то для водозаборных сооружений закрытого типа с тремя и более пролетами устройства нижнего бьефа с большими углами расширения водобоя, изучены крайне недостаточно.

На низконапорных комплексных гидроузлах, строящихся на равнинных

реках, все актуальнее становится устройство рыбопропускных сооружений

/РПС/, зачастую в виде лестничных рыбоходов или рыбопропускных шлюзов.

о г,™ рчсИоьож-енныу рй/У,

Задача размещения РПС на гидроузлахунесущих мелкопесчаные наносы, и

имеющих различные водохозяйственные, транспортные, а в ряде случаев и

энергетические сооружения, осложняется при компактном расположении

всего комплекса бетонных сооружений, т. к. проблема борьбы с наносами и

пропуск рыбы через гидроузел во многих случаях носят противоречивый

характер. Кроме того, из существующих литературных источников не ясно,

например, в каком случае возможно и возможно ли вообще размещение РПС у

берега, где расположен многопролетный водозабор с

наносоперехватывающими галереями.

Формирование шлейфа с привлекающими скоростями перед входом в РПС обычно осуществляется с помощью отверстий самого рыбопропускного сооружения или с помощью специальных блоков питания. В последнем случае требуются дополнительные капитальные вложения. По мнению автора диссертации, для увеличения размеров шлейфа с привлекающими скоростями целесообразно использовать пролеты водосбросной плотины, примыкающие к РПС.

На гидроузлах, имеющих водосбросную плотину с высоким порогом в виде водослива практического профиля, между последней и гидроэлектростанцией устраивают раздельный устой, толщина которого принимается исходя из прочностных и конструктивных соображений. При этом, в бьефах удается обеспечить благоприятные режимы без образования сбойных течений. На низконапорных гидроузлах отметка порога водослива зачастую бывает близка к отметке русла реки. В этом случае в верхнем бьефе при обтекании раздельного устоя поток очевидно может иметь совершенно другие

и

гидравлические характеристики, что несомненно повлияет и на конструкцию самого устоя.

Таким образом, существующие разработки не позволяют получить достаточно полные необходимые рекомендации по проектному обоснованию компоновочных решений для низконапорных комплексных речных гидроузлов, несущих мелкопесчаные и илистые наносы. Требуется найти критерии по размещению фронта водозабора относительно водосбросной плотины, а также разработать конструкцию водоприемника водозабора. Необходимо, из условия благоприятного режима привлечения рыб к рыбопропускному сооружению, отработать оптимальные режимы работы пролетов водосбросной плотины, примыкающих к РПС. Важно также отыскать конструкцию и приемлемое очертание раздельной стенки, устраиваемой между ГЭС и водосбросной плотиной, из условия обеспечения заданных гидравлических условий при отсутствии сбойных течений.

Возведение водозаборных гидроузлов, расположенных на реках, транспортирующих большое количество наносов, зачастую сопровождается строительством отстойников, которые из условий удобства эксплуатации располагаются в составе гидроузла. Вопросами изучения, технического обоснования и проектирования ирригационных отстойников не один десяток лет занимались многие отечественные ученые, которые работали в САНИИРИ, ВНИИГиМе, ВНИИ ВОДГЕО, ЮжНИИГиМе, ГруэНИИГиМе, ВНИИГе, ГГИ, ЛПИ, НИМИ, МГМИ МИСИ и других научно-исследовательских организациях. Методы их расчета предложили А. Н. Гостуиский, Ю. А. Ибад-Заде и Ч. Г. Нуриев, М. Я. Крупник, Н. П. Кулеш. В. С. Лапшенков, И. И. Леви, П. В. Михеев, Ф. Ш. Мухамеджанов, А. С. Образовский, Ф. С. Салахов, А. А. Саркисян, А. Г. Хачатрян, Ю. Г. Филиппов и Д. Ш. Хаяимбеков, X. Ш. Шапиро и др. В диссертации дан подробный анализ наиболее часто применяемых методов расчета ирригационных отстойников, выявлены их достоинства и недостатки. К основным недостаткам существующих методов расчетного обоснования параметров отстойников следует отнести: неопределенность методики подготовки к расчету и использованию исходных "данных, характеризующих состав наносов; сложность предлагаемых методик, когда выполнение расчетов по ним приводит к механическим вычислениям при слабой возможности анализа и контроля получаемых промежуточных результатов; недостаточную точность; сравнительно узкий диапазон сопоставления полученных данных с измеренными, что в некоторых случаях вызывает сомнение в целесообразности применения предложенных методов; слабую возможность определения гранулометрического состава наносов в конце отстойника.

Вместе с проблемой изучения и создания методов расчета ирригационных отстойников потребовалось параллельно решать также ряд других сложных вопросов, таких как: определение критической мутности открытого потока, изучение закономерностей формирования фракционного состава мелких наносов в каналах и отстойниках и другие. Этими вопросами занимались в

разное время многие отечественные исследователи: И. И. Агроскин, С. X. Абальянц, С. Т. Алтунин, В. С. Алтунин, Т. А. Алиев, С. А. Аннаев, К. Ф. Артамонов, В. И. Астраханцев, Г. И. Баренблатт, А. Ш. Барекян, А. Б. Векслер, М. А. Великанов, В. С. Вербицкий, Л. И. Викулова, Т. Г. Войнич-Сяно-женцкий, А. Д. Гиргидов, С. А. Гиршкан, И. И. Горошков, В. Н. Гончаров, А. Н. Гостунский, Д. И. Гринвальд, К. В. Гришанин, Н. Ф. Данелия,

B. К. Дебольский, М. А. Дементьев, И. В. Егиазаров, А. В. Ефремов, Г. В. Железняков, И. Е. Жуковский, В. Д. Журин, Е. А. Замарин, А. П. Зегжда, Н. С. Знаменская, Ю. Г. Иваненко, Ю. А. Ибад-Заде, А. А. Кадыров, И. Ф. Карасев, А. Б. Караушев, Н. Б. Кереселидзе, В. С. Кнороз, С. Н. Корюкин, Р. К. Кромер, М. Я. Крупник, С. А. Кузьмин, И. А. Кузьмин, Ю. М. Кузьмин, Н. П. Кулеш, В.

C. Лапшенков, И. И. Леви, Г. В. Лопатин, В. М. Маккавеев, Е. И. Масс, К. А. Михайлов, Ц. Е. Мирцхулава, М. А. Михалев, А. В. Мишуев, Н. А. Михайлова, А. М. Мухамедов, Ю. М. Нагальчук, О. Г. Натишвили, А. Г. Нацвлишвили, И. К. Никитин, Ч. Г. Нуриев, А. А. Саркисян, Б. Ф. Снишенко, Д. Я. Соколов, П. А. Полад-заде, А. П. Полад-заде, В. В. Пославский, Е. К. Рабкова, Н. А. Ржаницин, К. И. Россинский, И. С. Румянцев, М. М. Селяметов, В. П. Троицкий, Г. А. Тер-Абрамянц, А. Г. Хачатрян, Г. О. Хорст, Г. С. Чекулаев, А. А. Черкасов, В. А. Шаумян, X. Ш. Шапиро, 3. И. Шарова, Д. В. Штеренлихт, И. С. Яковлев и другие. Среди зарубежных исследователей, внесших значительный вклад в разработку этих вопросов, можно назвать, например: Р. Кеннеди, Л. Богарди, В. Т. Чоу, Ша Юй-цзинь, Фан Цзахуа, Чжан Жуй-цзинь, Доу-Гуо-жень, Лю Конг Дао, Р. К. Кромера и других.

Анализ имеющихся отечественных и зарубежных исследований свидетельствует, что в настоящее время существует не один десяток формул по определению критической мутности потока в каналах, реках и отстойниках. Сравнение результатов расчета критической мутности по существующим формулам с данными натурных наблюдений проводилось неоднократно многими авторами, например: А. В. Ефремовым, С. Я. Яковлевым, Г. А. Тер-Абрамянцем, Лю Конг Дао, Ю. М. Кузьминовым и др. Анализ данных, вычисленных по различным формулам, свидетельствует о существенном расхождении получаемых результатов с экспериментальными данными, которые достигают по А. В. Ефремову - до 30...40%; по Г. А. Тер-Абрамянцу -50 ..70% и более.

Автор диссертационной работы проанализировал большинство существующих зависимостей и пришел к выводу, что многие исследователи пользовались ограниченным количеством данных как при получении формул, так и при проведении сопоставления результатов натурных данных с расчетными величинами. Чтобы получить обоснованную информацию по данному вопросу, был собран большой объем имеющегося материала по обследованию каналов, некоторых участков рек, отстойников и других водотоков. В значительной мере были использованы работы, выполненные во ВНИИГнМе, САННИРИ и других научно-исследовательских организациях под

руководством Е. А. Замарина, А. Г. Хачатряна, А. Н. Гостунского, С. X. Абальянца, X. Ш. Шапиро и других ученых, а также использованы собственные наблюдения автора. Всего было проанализировано более пятисот опытов, в основном натурных, и небольшая часть лабораторных наблюдений, выполненных на специальных каналах. Результаты анализа ряда наиболее часто применяемых на практике формул, служащих для определения критической мутности потока и имеющих постоянные константы, показали, что значения этих коэффициентов отличаются от рекомендуемых по А. Н. Гостунскому - до 2,0...2,5, по С. X. Абальянцу - до 2,0...2,6, по А. Г. Хачатряну - до 2,7... 3,3, по Е. А. Замарину - до 3 ... 4 раз и более. Такое резкое несовпадение расчетных величин с результатами наблюдений по нашему мнению имеет место в основном из-за неверных структур существующих формул и ошибочных показателей степеней основных параметров, влияющих на критическую мутность потока.

На работу сооружений комплексных, низконапорных гидроузлов оказывают существенное влияние методы и приемы их эксплуатации. В настоящее время имеется большое количество инструкций, рекомендаций, ВСН и других нормативных документов, ведомственного или регионального назначения, служащих для эксплуатации конкретных гидроузлов. Однако существующие рекомендации по маневрированию затворами водосбросных плотин и водозаборных сооружений не всегда отвечают эксплуатационным требованиям различных комплексных низконапорных гидроузлов, построенных на реках, несущих относительно большое количество мелких наносов. В том числе несовершенны существующие способы эксплуатации отстойников в период осаждения наносов при интенсивном нарастании мутности потока в реке. Для этой цели необходимо обеспечить эксплуатационников достаточно простыми и доступными методами, позволяющими оперативно определять величину мутности потока и осредненной гидравлической крупности наносов на выходе из отстойников. В ряде случаев, особенно в экстремальных условиях эксплуатации, на низконапорных речных гидроузлах при прохождении интенсивных ливней в зоне водосборного бассейна реки, могут возникать ситуации, при которых отстойник переполнен наносами и промывка его камер затруднена из-за его подпора со стороны реки, а механическая очистка невозможна по экономическим соображениям. Промывка отстойника в таких условиях является актуальной и неизученной проблемой. В литературе и нормативных документах практически отсутствуют рекомендации по режиму работы и величинам открытия пролетов водозаборных сооружений и водосбросной плотины, примыкающей к рыбопропускному сооружению в зависимости от различных условий в нижнем бьефе, количества пролетов водосбросной плотины и компоновки сооружений. Существующие технические рекомендации по эксплуатации гидротехнических сооружений нуждаются в совершенствовании и обобщении, что позволит облегчить работу проектировщикам и эксплуатационникам при подготовке и реализации инструкций по эксплуатации сооружений и гидроузлов. Первая глава

и

заканчивается целями и задачами, которые предполагалось выполнить в настоящей диссертации.

Вторая глава диссертации посвящена следующим вопросам: краткой характеристике исследованных и обследованных водохозяйственных объектов; методике моделирования гидравлических явлений, транспорта наносов и местных размывов; описанию основных моделей, приборов и приспособлений, методике проведения и обработки результатов опытов; анализу точности исследований.

При решении задач, поставленных в данной работе, был выполнен комплекс следующих лабораторных и натурных исследований, впоследствии построенных или достраивающихся водохозяйственных объектов:

1. Модельные гидравлические исследования компоновок комплексного гидроузла Феллуджа в Иракской Республике. (Масштаб 1: 50).

2. Модельные гидравлические исследования отстойника комплексного водозаборного узла на р. Евфрат в Иракской Республике. (Масштабы: горизонтальный -1 :30, вертикальный -1:6).

3. Модельные гидравлические исследования регулятора на крупном канале Тартар-Тигр в Иракской Республике. (Масштаб 1 : 65).

4. Натурные и модельные гидравлические исследования Сурского гидроузла на р. Суре. (Масштаб модели 1 : 70).

5. Модельные гидравлические исследования Шлюза-регулятора N2 Кубань -Калаусской оросительной системы. (Масштаб 1 : 36).

6. Модельные гидравлические исследования Верхне - Упинского гидроузла. (Масштаб 1:50).

7. Модельные гидравлические исследования нижнего бьефа низконалорных трубчатых сооружений. (Масштаб 1 :15).

8. Модельные гидравлические исследования водосброса Подольского гидроузла (Масштаб 1: 30).

9. Модельные гидравлические исследования водосброса Михайловского гидроузла (Масштаб 1: 25).

10. Модельные гидравлические исследования водосброса Тюя-Муюньского комплексного гидроузла (Масштаб 1: 80).

11. Натурные обследования технического состояния Краснодарского комплексного гидроузла, где автор был членом комиссии Роскомвода РФ.

12. Натурные обследования технического состояния Курганского гидроузла, где автор являлся руководителем комиссии Роскомвода РФ.

Все экспериментальные установки, кроме моделей Михайловского и Тюя-Муюньского гидроузлов, были рассчитаны, запроектированы и построены под руководством и при непосредственном участии автора диссертации. Кроме того, в процессе проведения научных исследований автором были собраны и обработаны следующие натурные и частично лабораторные данные, полученные другими исследователями:

1. Натурные исследования каналов Имперской системы на р. Колорадо (США).

2. Натурные исследования каналов систем Южного Хорезма.

3 Натурные исследования каналов Азизбековской системы на р. Араке.

4. Натурные исследования канатов оросительной системы на р. Араке

5. Опытная промывка участка магистрального канала, проведенная экспедицией САНИИРИ.

6. Натурные исследования каналов Предгорной системы.

7. Натурные исследования Кипчакского ирригационного отстойника в Южном Хорезме.

8. Натурные исследования каната и отстойника Куль-Арык на р. Аму-Дарье.

9. Натурные исследования подводящего и магистрального каналов Куль-Арык на р. Аму-Дарье.

10. Натурные исследования каналов мелкой оросительной сети Березинской системы на р. Аму-Дарье.

11. Натурные исследования каналов системы в среднем течении р. Аму-Дарьи.

12. Натурные исследования каналов одной из систем в нижнем течении р. Аму-Дарьи.

13. Лабораторные исследования на опытном канале САНИИРИ.

14. Натурные исследования на опытном полевом канале-отводе из магистрального канала Шават на р. Аму-Дарье.

15. Натурные исследования каналов мелкой и средней сети мелиоративной системы в нижнем течении р. Аму-Дарьи.

16. Натурные исследования каналов системы "Народная победа" на р. Хуанхэ (КНР).

17. Натурные исследования транспортирующей способности потока на подводящих каналах водозабора в Каракумский канал.

18. Натурные исследования на реке Теджен в створе Аулата.

19. Натурные исследования Каракумского канала-отстойника.

20. Исследования Каракумского канала-отстойника на крупномасштабной модели.

21. Натурные исследования Баграм-Тапинского отстойника.

22. Натурные исследования отстойника Кипчак-Боз-Су.

23. Натурные исследования отстойника Куль-Арык.

24. Натурные исследования отстойника Хош-Чабанлы.

Значительная часть представляемых автором лабораторных исследований была проведена на моделях комплексного низконапорного гидроузла Феллуджа, построенного в центральной части Ирака.

Моделирование гидравлических явлений, связанных с изучением общей гидравлики сооружений, осуществлялось по Фруду, при обеспечении автомодельности по Рейнольдсу. Как показано выше, все модели были достаточно крупного масштаба, при котором с значительным запасом исключалось влияние сил вязкости жидкости на получаемые результаты.

С целью правильного обоснования методики моделирования и выбора масштабов моделей в случае изучения работы водозаборных сооружений, а также при прогнозе местных размывов в условиях движения донных (влекомых) наносов, возникала необходимость выполнения методических

исследований. Для этой цели было осуществлено подробное изучение физико-механических характеристик наносов и фунтов, залегающих в основании, в специальных грунтовых лабораториях, в том числе в лаборатории механики грунтов Генерального Департамента плотин и резервуаров Министерства ирригации Иракской Республики в г. Багдаде.

Для моделирования влекомых наносов была изучена возможность использования различных естественных и искусственных материалов. По физико-механическим условиям наиболее целесообразным оказалось применение легко подвижного материала - древесных опилок, которые отсеивались, окрашивались в черный цвет, замачивались на сутки и кипятились в течение 3,5...4 часов. Плотность примененных опилок, приготовленных отмеченным способом, составляла 1,021 г/см3 .Для этих опилок и натурных наносов были определены осредненные значения размывающих скоростей в специальном методическом лотке.

Для натурных условий требуемые значения размывающих скоростей К„р

определялись по формуле В. Н. Гончарова:

><и

V =Г «р «р

К

Г( ' ш

где: средняя размывающая скорость наносов, определенная на модели; Л„ и Им - глубины потока, соответственно, в натуре и на модели.

С целью определения размывающих скоростей донных отложений использовались формулы и методика В. С. Кнороза, рекомендуемые для песков рассматриваемых фракций.

Числа Рейнольдса К е. = находились в рамках автомодельной зоны

v

для реальных русел, имеющих грядовую структуру, по И. И. Леви Ке.= 10 ..12, где: К0. - скорость трения натурного потока, которая определялась по зависимости к 0. = я I ; I - уклон свободной поверхности; g • ускорение силы тяжести; у - кинематическая вязкость воды; ¿ср средневзвешенный диаметр грунта; Ш - гидравлический радиус. Значения Яс, для проведенных исследований в основном изменялись от 10,4 до 12,3, что находилось в пределах допустимых значений.

Масштаб крупности грунта (Мед в автомодельной зоне связан с масштабом относительной плотности грунта (Мр) зависимостью:

= где: Ш

а* ^ р Р» Р»~ 1

Требуемый диаметр опилок для модели составил 0,65 мм, а фактически его средневзвешенный диаметр составлял 0,64 мм.

Оценивались также значения коэффициентов сопротивления в натуре и на модели. Для натуры коэффициент сопротивления русла определялся по формуле:

п - 2 г

А, = , рЛ , /3/

\ПГ

где п - коэффициент шероховатости русла. Для модели коэффициент определялся для пяти расходов по графику А. П. Зегжды в зависимости от числа Рейнольдса. Значения М*. = >.,Дм изменялись в пределах 0,85... 1,05, следовательно, сопротивление русла на модели при выбранном масштабе было близко к натурному. Масштаб твердого расхода, с учетом планового масштабного коэффициента (Д), определялся по формуле И. В. Егиазарова:

М. = /4/

Проверка значений масштабных коэффициентов выполнялась и по другим зависимостям, в том числе по формуле А. Эйнштейна (младшего): . "

Мг = М^Мр /5/

Масштаб продолжительности деформаций русла (М,) оценивался также по методикам И. И. Леви, А Эйнштейна и И. В. Егиазарова. Окончательно было принято значение по И. И. Леви, т. к. время деформации русла в этом случае было большим, что обеспечивало определенный запас.

Моделирование местных размывов в большинстве случаев осуществлялось по допускаемым скоростям с использованием методических моделей для определения размывающих скоростей.

В нижнем бьефе Верхне-Упияского гидроузла моделирование размыва выполнялось по методике НИСа Гидропроекта им. С. Я. Жука на жесткой модели методом механического «подскребывашы» дна русла. Этот способ широко применялся в лабораториях НИСа Гидропроекта, например, при исследованиях Цимлянского, Куйбышевского, Волгоградского, Саратовского и Боткинского гидроузлов.

Ниже приведена методика моделирования отстойника, примененная и апробированная автором. В процессе моделирования использовались морфометрические зависимости реки для участка длиной 62 км, расположенного выше створа гидроузла; продольный профиль реки по стрежню и гидравлические уклоны водного потока; распределение мутности потока в течение года для сухого сезона (0,27...1,31 кг/м3) и периода дождей (средневзвешенное значение мутности за две недели 6,1кг/м3, при ее пиковом значении 28,8 кг/м3).

В связи с тем, что смоделировать участок водоисточника, водозабор и отстойник в одном масштабе было невозможно по экономическим соображениям, на основе использования морфометрических зависимостей водоисточника были проведены методические опыты, позволяющие определить масштабные коэффициенты мутности потока и времени.

В результате соответствующих расчетов, с учетом возможности лаборатории, плановый масштаб модели (А//) был принят равным 1:30. Для определения масштабного коэффициента глубины потока (А4) была использована формула X. Ш. Шапиро, полученная на основе многочисленных

экспериментов, проведенных в натуре на реках Аму-Дарье и Теджен, отстойниках и каналах Средней Азии:

Л/0.3 _^0.5

м"=к Г~= /6/

"п + 1 п 1

где: К - коэффициент, зависящий от состояния движения наносов; -наибольшая гидравлическая крупность наносов, которые могут транспортироваться на модели во взвешенном состоянии. Значения !„ и Я„ определялись при руслоформирующем расходе. Вертикальный масштаб модели по зависимости (6) составил 6,03, по И. И. Леви значение Мк =6,91, по В. С. Алтунину М„ = 5,5. Окончательно было принято Мк = 6,0. При моделировании гидравлических элементов потока по Фруду при искаженных масштабах (М, - 30 и М„ =6) были получены значения масштабных

коэффициентов по известным зависимостям:

уклон Ы1 =М„1М1 = 6/30 = 0,2, /7/

скорость 6 = 2,45, /8/

расход MQ = M ¡M*2 = 30- 63/î = 440,91, /9/

объем наносов MQ = MhMtMt =6-30-30 = 5400, /10/

площади Mu = MsMh= 30-6 = 180. /И/

Ввиду отсутствия достаточно обоснованных практических рекомендаций по определению масштабного коэффициента мутности потока (мг\ возникла необходимость поиска другого пути для определения масштабного коэффициента мутности потока (м 1>). Значение его было определено на методической модели (прямоугольный лоток шириной 2,45 м, длиной 48 м с уклоном дна, равным уклону реки в пересчете на модель), которая позволила также убедиться в правильности выбора искажения масштабов (м, / м,) в условиях обеспечения на модели подвижности наносов во взвешенном состоянии. При проведении методических исследований обеспечивалось соответствие динамической скорости потока на модели (и 'м ) и в натуре ({/,"), с учетом масштаба моделирования. В условиях пропуска руслоформирующего расхода среднее значение динамической скорости по живому сечению натурного потока составило:

V. = = л/9,81-4,2-0,00012 = 0,0703 м/с. /12/

При соблюдении гравитационного подобия динамическая скорость на модели должна быть равна:

Кя- =1ГаШу =0,0703/2,45 = 0,0287 м/с. /13/

Уклон на модели был вычислен, как:

1М = К 1 М1 = 0,00012 / 0,2 = 0,0006. /14/

Фактическая величина динамической скорости на модели составляла:

у: ф = = Фм -0,14-0,0006 = 0,0287 м/с. /15/

Таким образом, соблюдалось равенство фактического значения динамической скорости потока на модели (¡7^) требуемой величине ().

Средняя скорость потока в методическом лотке при рассматриваемом режиме составляла 0,63 м/с. Средняя скорость натурного потока была равна 1,72 м/с. С учетом моделирования среднюю величину скорости на модели необходимо было иметь:

V* гр^У.ф! Му = 1,72 / 2,45 = 0,7 м/с. /16/

Незначительное отклонение фактического значения средней скорости на модели (0,63 м/с) от требуемой величины (0,70 м/с) допустимо, если отдать предпочтение точному моделированию динамической скорости, определяющей взвешивающую способность потока.

Методические исследования были проведены при трех расходах на модели для трех грунтов. Это позволило получить кривые, по которым была определена критическая мутность потока для грунта, моделирующего наносы без дождевого периода и расчетного расхода отстойника на модели 244 л/с, равная 0,31 кг/м3. В этом случае масштабный коэффициент мутности потока составлял:

= Р. ГА. = 1,31/0,31 = 4,23. /17/

Масштаб времени определялся балансовым методом из соотношения между объемом отложений ($0, расходом воды (0, осаждаемой мутностью (р) и временем протекания процесса (/).

М,=МШ/ мвмр= 5400/440,91 ■ 4,23 = 2,895. л8/

Было принято решение - проверить принятую методику моделирования в натурных условиях или другим способом. Первый способ реализовать не было возможности. После проведения эксперимента значения мутности потока на выходе модели отстойника были пересчитаны на натуру по полученным масштабным коэффициентам, приведенным выше. Затем способом, предложенным автором (глава V), для тех же натурных условий, расчетным путем были получены значения мутности потока на выходе из отстойника. Результаты расчетов по 51 опыту приведены в диссертации. Там же иллюстрируются результаты отклонения расчетных значений мутности потока (Ррас) от измеренных {р^мХ отнесенных к мутности потока на входе в отстойник [р0). Среднее арифметическое значение процентного отклонения по всем опытам составило всего лишь - 0,95%. Это свидетельствует о том, что принятая методика моделирования ирригационных отстойников ни завышает, ни занижает результаты, пересчитанные для натурных условий, и поэтому может быть рекомендована для дальнейшего применения.

В процессе исследований, по мере необходимости применялась методика планирования эксперимента, использовались современные отечественные приборы, аттестованные в установленном порядке согласно рекомендациям Государственной метрологической службы. Погрешность изготовления моделей составляла не более 2%; измерения глубин и вертикальных размеров -

не более 2,5%; расхода жидкости - в пределах 1,0...1,5%; осредненных скоростей потока, с помощью трубки Пито и Ребока - 2...5%, а с помощью микровертушки Х-6 - в пределах 2%; скоростей потока с учетом пульсационных составляющих - в пределах 5... 10%; мутности потока и гранулометрического состава наносов с помощью фракциомегра - в большинстве случаях в пределах 8...10%; определения навесок с наносами -0,06...0,006%, а при анализе фракционного состава, когда вес навески снижался в 10...50 раз, точность уменьшалась и находилась в пределах 3,0...0,06%.

Третья глава посвящена разработке методов расчетного обоснования компоновок, конструкциям сооружений и особенностям работы низконапорных речных водозаборных узлов комплексного назначения. При этом особое внимание уделялось работе боковых водозаборов, оснащенных аванкамерами с плоскими рыбозащитными сетками; поиску рациональных конструкций гасителей энергии в нижнем бьефе водозаборных сооружений открытого и закрытого типа; исследованиям скоростей потока с учетом пульсации, для прогноза местного размыва в нижнем бьефе водозаборных сооружений; поиску рациональной конструкции раздельного устоя, устраиваемого между водосбросной плотиной и гидроэлектростанцией.

Исследования проводились при пяти относительных расходах в реке Кв =0Р1<2ШХ, в пределах 1,0.,.0,08. Здесь др- значение расхода в реке, м3/с; Ома' максимальный расчетный расход в реке, м3 /с. В процессе исследований широко изменялись параметры потока на подходе к основным сооружениям. Так, числа Фруда в верхнем бьефе (F/■ = ^'2/gЯ) находились в пределах (6,3...0,11)10~2. Здесь: К и Я- соответственно, средняя скорость и глубина потока в верхнем бьефе. Относительный расход водозабора Кг =Ов 10Р составлял 0,05...0,57. Относительные величины забора воды К'3 =Ов I <2ВШХ варьировались в пределах 0,24...1,0, где 03 и (Зэшх - соответственно, текущий и максимальный расход водозабора.

ЕЦначале исследовалось водозаборное сооружение бокового типа при а = 20°, запроектированного по традиционным установившимся рекомендациям с расположением открылка, примыкающего к водоприемнику со стороны верхнего бьефа, по линии продолжения фронта водозабора, где а - угол между линией фронта водоприемника и нормалью к оси плотины. Были исследованы линии и скорости поверхностных и донных токов воды на подходе к водоприемнику. На рис. 1 приведены планы поверхностных и донных токов воды при прохождении различных расходов в реке и водозаборе. Эти рисунки свидетельствуют о крайне неудовлетворительной работе этого водозаборного сооружения, при относительно больших значениях чисел Фруда в верхнем бьефе. Эпюры средних скоростей потока в аванкамерах имели сложное знакопеременное очертание по глубине и в плане. В большинстве случаев имели место значительные водоворотные области в аванкамерах водозабора,

то недопустимо как с точки зрения пропускной способности регулятора, так и позиции работы рыбозащитных сооружений и нижнего бьефа водозабора.

Дальнейшие исследования проводились при других углах а = 32°, 40° и 5°. В этом случае изучались различные очертания открылков устоя у одозабора: по кривым с радиусами закругления Я = (1,05... 5,4)Ва по юкальным кривым, по параболе типа X = 0.1У2 Варьировались также ¡асстояняя (а) и (в), которые находятся в непосредственной зависимости от )бщей ширины водоприемника водозабора (Вв) я радиуса закругления гскрылка (К). Приведенные результаты исследований различных компоновок юзволили установить связь между параметрами потока на подходе к водозабору {Икр и Рг), максимальной рекомендуемой шириной водоприемника [Вшх) и углом разворота водозаборного сооружения (а), работающего в благоприятном режиме и обеспечивающего плавный вход потока (рис. 2); здесь «А» - зона допускаемых значений, «Б» - зона кедопускаемых значений.

Анализ экспериментальных исследований позволил получить аналитические зависимости для вычисления значений величин (а) и (в), позволяющих запроектировать конструкцию берегового устоя, схематично показанного на номограмме (рис. 3):

а = {Я + Ве )51/га - Я + т, /19/

в = (Л + Ва)Со5а + п. /20/

Здесь тип- параметры оголовка, устраиваемого между плотиной и водозаборным сооружением, приведенные в диссертации. Для удобства определения параметров, характеризующих конструкцию левобережного устоя водозабора, составлена номограмма при рекомендуемом значении К = 1,15а, приведенная на рис. 3. При других соотношениях ШВд, а также величинах т а п параметры «д» и «е» можно определить по зависимостям (19) и (20).

В процессе исследований достаточно подробно изучалось распределение скоростей на подходе к водоприемнику. Эпюры их распределения в существенной мере зависят от Ко и Кв, перепада на плотине количества открытых НПГ, схемы и величин открытий пролетов плотины.

Во время изучения работы водозабора на модели пускались наносы. Эти опыты позволили установить: характер движения их перед водозабором и попадания в канал при различных конструкциях входных устройств и компоновках водозабора; оценить картину отложения наносов перед водозабором и за НПГ; оценить возможность смыва наносов, осаждавшихся перед водоприемником водозабора. Отложившиеся наносы в верхнем бьефе имели вид плавно изменяющихся перекошенных гряд, характерных для речных русел. Анализ их параметров позволил получить данные, имевшие хорошую сходимость с данными Н. С. Знаменской. На основе анализа этих материалов были получены результаты, свидетельствующие о следующем.

1. В условиях моделирования движения донньгх наносов в потоках, при использовании древесных кипяченых опилок, на крупномасштабной модели возможно получить грядовые формы, аналогичные натурным.

2. Гидравлические условия потока и характер отложений наносов в верхних бьефах низконапорных гидроузлов при числах Фруда более 0,01 идентичны процессам, проходящим в речных руслах, работающих без подпора.

Исследуемый тип водозабора имел аванкамеры, служащие для размещения в них рыбозащитных сооружений с нисходящими сетками, имеющими ячейки 4x4 мм и толщину проволоки 0,8 мм, что соответствует условиям защиты молоди рыб с длиной > 30 мм. Проведенные опыты позволили выявить, что процесс засорения рыбозащитяой сетки в условиях жаркого климата зависит не только от концентрации обычного мусора, а в основном от наличия микроскопических сине-зеленых водорослей в потоке. Исследования интенсивности засорения рыбозащитной сетки проводились на отдельной экспериментальной установке, рабочая часть которой представляла собой лоток шириной 0,28 м, высотой 0,5 м и длиной 10 м. В нее помещался фрагмент сетки с натурными размерами.

В результате исследований получена кривая изменения перепада (z) на рыбозащитной сетке во времени (7), приведенная на рис. 4. Используя зависимость из справочника И. Е. Идельчика, был определен коэффициент сопротивления сетки в ее очищенном состоянии, который составил § = 0,605 (при числах Рейаольдса Red- > 400). Расчетное значение потерь напора на сетке (г„), определенное по формуле Вейсбаха, составляло: z0 = £ * К,3 / 2g = 0,605 * 0,742 /19,62 = 1,69 см.

Судя по полученным данным (рис. 4), перепад на сетке, за счет ее засорения, возрастает очень интенсивно в течение 20 минут, а по истечении Тег = 1,5...2,0 часов практически стабилизируется. Период стабилизации принят 120 мин. Помимо этого была также получена кривая изменения коэффициента сопротивления сетки во времени 4 ~f(T) (Рис- 5) и нормированная кривая изменения коэффициента сопротивления сетки К* = /(Т/Тст) (рис. 6), где /Q = Аппроксимация последней позволила получить расчетную зависимость для определения коэффициента сопротивления сетки в процессе ее засорения микроорганизмами в условиях жаркого климата при изменении температуры воды от +15° до +27°:

$ = 6,55 4,Ка(Т/Та)013 ■ /21/

Здесь Ка - коэффициент, учитывающий угол наклона сетки к горизонту, который, по нашим оценкам, может быть принят равным 1,05...1,1. Эту формулу рекомендуется применять при изменении параметра (Т/Тст) в диапазоне от 0,1 до 1,0. Как установлено исследованиями (рис. 6), коэффициент сопротивления сетки при стабилизации ее засорения возрастает до 6,0...6,5 раз, по сравнению с очищенным состоянием, что необходимо учитывать при проектировании водозаборных сооружений.

С целью установления пропускной способности водозаборов, оснащенных аванкамерами для размещения рыбозадпгтных устройств, был проведен также специальный цикл опытов. Исследования показали, что пропускная способность водослива с широким порогом в таком случае уменьшается до 20...25%. С использованием формул А. Р. Березинского автором диссертации получены следующие зависимости, позволяющие определять коэффициент расхода водозаборного сооружения рассматриваемого типа в зависимости от очертания входного ребра водослива, и справедливые при уступах Р < 1,4Н:

3-Р/Н ' ,

при ггоямоугольном т0Ф= 0,32 + 0,01 046+"0 (1-0,16Р!Н)\ /22/

уступе

3~ РIН

при закругленном =0,36+0,01 \2^15р/[1 (1-0,16Р/Н)\ /23/

Устройства нижнего бьефа многопролетных водозаборных сооружений, сопрягающихся с отстойниками, необходимо проектировать из условий обеспечения равномерного распределения расходов по глубине и ширине живого сечения с целью создания хороших условий для осаждения наносов в отстойнике. В диссертация приведены результаты исследований нижнего бьефа семипролетного водозаборного сооружения, при различном сочетании открытых пролетов водоприемника. Показано, что при К в' = 0,6 коэффициент неравномерности распределения скоростей при работе (через один) открытыми пролетами (1; 3 и 5) составляет Ку = У/Уср = 0,62...1,37, при открытых по два крайних пролета (1; 2) и (6; 7) Ку составляют 0,81...1,44, в условиях открытия двух крайних и двух средних пролетов (1; 7) и (5 и 6) или всех центральных (3; 4; 5 и 6) величины Ку соответственно находятся в пределах 0,55...1,76 и 0,39...1,67, при открытии четырех смежных пролетов с одной стороны, например, (4; 5; 6 и 7) возникают сильные сбойные течения и Ку = - 0,30... 1,91. Здесь: Уср - средняя скорость по живому сечетпо; V - измеренная скорость потока. Аналогичные данные получены при пропуске расхода, составляющего 0,3 Ов мах» которые здесь не приведены. В результате многочисленных исследований различных конструкций устройств нижнего бьефа рекомендованы рациональные конструкции гасителей энергии, выполняющих в значительной мере роль растекателей потока. Предложено устраивать кубические шашки высотой (0,85)/»н=, расположенные в два ряда в шахматном порядке, с расстоянием между рядами и между шашками в свету, равным высоте шашки. При этом, относительное расстояние их средней линии (между рядами) до створа окончания быков водозабора (/щ/Акр) составляло 15,0, а отношение этого расстояния до первого ряда гасителей к их высоте 1щ/ Ищ = 18,5. В этом случае превышение максимальных замеренных скоростей потока, по сравнению с их средними максимальными значениями, составляло 5%, что находилось в пределах точности измерений.

При сопряжении водозаборного сооружения закрытого типа с тремя и более пролетами с широким магистральным каналом, работающим при широком диапазоне изменения глубин воды, возникает проблема устройств нижнего

бьефа из условия обеспечения гашения избыточной энергии потока. В связи с этим проведен комплекс исследований применительно к сооружениям, работающим при центральных углах расширения раструба {0) от 30° до 50° (рис. 7), при напорах на сооружении относительно оси трубы до 5с/, где й -диаметр трубы. При этом на выходе из трубы устраивалась наклонная вставки с уклоном 1:4 и перепад Р = (.0...1,4)с/. Рассматривались случаи работы сооружения при изменении коэффициента подтопления труб е„ = (Ье - в пределах от 0,4 до 1,4, что позволяет применять эти сооружения при широком диапазоне изменения уровней в нижнем бьефе.

Как отмечалось еще в нашей кандидатской диссертации среди исследованных многочисленных гасителей энергии для обеспечения растекания и гашения энергии потока в условиях его большого расширения наиболее приемлемым оказалось сочетание рассеивающего порога и водобойной стенки (рис. 7). В рамках настоящей работы диапазон применения этого гасителя был значительно расширен. Так, проведенные новые исследования показали, что графики, служащие для определения высоты (11п) и местоположения рассеивающего порога (1„), представленные на рис. 8, применимы не только для сооружений с двумя-, но и тремя трубами. Это обстоятельство, в сочетании с тщательным анализом структуры потока в рассматриваемых условиях, позволили утверждать, что предложенный рассеивающий порог может быть применен при водозаборных сооружениях закрытого типа не только с двумя, тремя, но и большим количеством пролетов (труб). Основным отличием трехпролеткых сооружений от многопролетных является уменьшение относительного расширения потока (Р = В/Ьо) с ростом количества пролетов, что идет в запас с точки зрения снижения величин кинематических характеристик потока, влияющих на конструктивные элементы нижнего бьефа. Здесь: В - ширина отводящего канала по дну; Ьо -расстояние между стенками раструба на выходе из труб.

На основании исследований получены семейства кривых для определения высоты водобойной стенки, приведенные в диссертации для 8°= 30°, 40° и 46°. Аппроксимация этих графиков позволила установить, что высота водобойной стенки ( Ьст) соответствует функции:

/24/

Здесь: - бытовая глубина в отводящем канале; Кр - эмпирический коэффициент, учитывающий влияние относительного перепада (Р/с!) на выходе из труб и изменяющийся в пределах 1,05... 1,2; Иг2р - расчетное число Фруда в отводящем канале;

Гг2р = кРгг; /25/

к - учитывает геометрические параметры отводящего канала м / и В и определяется по зависимостям, приведенным в диссертации; Рг2 - число Фруда в отводящем канале, изменяющееся от 0,02 до 0,15; п и т - коэффициенты,

зависящие от энергетического параметра потока на выходе из труб и центрального угла расширения водобоя;

п = а ехр^>(э, + />)/А, + с((э, + Р)//»,)']; /26/

т = а, ехр^Дз, + ?)//>, +• с, ((Э, + />)/&,)"']. /27/

Коэффициенты а, Ь, с к аи Ь/, с/ приведены в диссертации и зависят от центрального угла раструба (б"), где Э, = А, + /; А/ и У/ - соответственно, глубина и средняя скорость потока на выходе из труб; при напорной работе труб Л/ = &

Для определения расстояния от выходного сечения трубы до лобовой грани водобойной стенки (/от) также получена зависимость в виде:

¡ст'ЬСТ =45-27(Э,//71)0'\ /28/

В рамках данной работы зависимости, служащие для определения высоты и местоположения предложенных гасителей энергии, применимы в пределах изменения отмеченных выше параметров для водозаборных сооружений закрытого типа с тремя пролетами. В диссертации показано, что для определения параметров гасителей энергии потока, работающих в пространственных условиях, воспользоваться уравнением проекции количества движения зачастую не удается, т. к. в этом случае задача сильно усложняется. Поэтому с целью получения расчетных зависимостей для определения высоты и местоположения предложенного гасителя энергии потока при наличии большего количества пролетов (труб), был использован комбинированный способ расчета устройств нижнего бьефа с расширяющимся водобоем, сочетающий достоинства существующих теоретических и собственных экспериментальных разработок. По нашему мнению этот способ, хотя и не отличается строгостью предложенного решения, однако имеет несомненный научный и практический интерес в инженерном приложении. На рисунке 7 приведена расчетная схема нижнего бьефа водозаборного сооружения закрытого типа с большими углами расширения раструба (Э° ^ 30°).

Предложенный комбинированный способ был реализован следующим образом. Определялись геометрические параметры, характеризующие положение рассеивающего порога в вертикальной продольной плоскости относительно положения трубы и водобоя, значения которых приведены в диссертации. Затем вычислялась величина скорости потока над рассеивающим порогом по формуле:

Уп = К, ^[((з,+ />)//,,)</- />-</1 . /29/

Коэффициент уменьшения скорости потока, из-за сопротивления, вызванного рассеивающим порогом, определялся по зависимости:

К у = 1 - АС п , /30/

где А - эмпирический коэффициент, равный 5 0,25; Сп - коэффициент динамического сопротивления рассеивающего порога, значение которого также определялось экспериментальным путем и было представлено в виде:

Сп = 2,89((э, +■ /*)/А,)"б8 - 0,35. /31/

Толщина струи потока на рассеивающем пороге определялась по зависимости:

ИСР = Кп ж с12пт / ( 4 (Ь0 + 21 п Ш(в° / 2))), /32/

где пт - число труб; Кп - коэффициент неравномерности распределения удельных расходов на рассеивающем пороге, равный =1,2; в" - центральный угол расширения водобоя.

Затем в диссертации определялись: длина отлета отброшенной с рассеивающего порога струи (¡отл.), расстояние между стенками раструба в створе сжатого сечения (Ьсж), удельная энергия потока, в створе рассеивающего порога относительно водобоя (То). Глубина воды в сжатом сечении вычислялась по известной зависимости:

<р о сщ сж /33/

где а - коэффициент кинетической энергии, принимался равным 1,1; (р -коэффициент скорости, по Н. Н. Павловскому <р= 0,9.

Вторая сопряженная глубина пространственного прыжка (Л;), определялась по О. Ф. Васильеву:

Е\е) г^ ё 1в) ж 111 и з

где гсж

= (60 + (Гв + 1„я)2ш(в- / / 2)); /35/

'«А« '

0 = в°я,'180°\ 1цр = / + о,052/Асжгсж)лсж

/ = 10,3(^/7^7- 1)°'81; /38/

а' - коэффициент количества движения (а' 2 1); р = 0,9; тг - радиус, соответствующий второй сопряженной глубине г2 = гсж + Iпр■ Расстояние между стенками раструба в створе водобойной стенки (рис.7)

равно: Ьа =Ь0+(ГП +1Ш +К ^ 2Ш /2), где к = 2,0. /39/ Скорость набегания потока на водобойную стенку определялась как:

у или = 0'ЬстИг. /40/

Далее определялись: скоростной напор (5Н), при а = 1,1; полный (я0')и геометрический напоры над водобойной стенкой (#"). Расчетная высота водобойной стенки вычислялась по формуле:

ргсж= ТЫ .2 ; /36/

/37/

\0,81

hCT.P={K3fh~H')KP> /41/

где Кj - коэффициент затопления водобойной стенки, принят равным 1,1. КР -поправочный коэффициент, учитывающий неравномерность распределения скорости набегания потока на стенку и удельных расходов, который определялся по эмпирической зависимости:

К? = 0,19 (Э, + Р)/\~ 0,339 +- 0,54, где 9 - в радианах /42/ Местоположение водобойной стенки (рис. 7) определялось по зависимости:

1ст.р ~ 1п + 1отл + Щ, /43/

после чего за водобойной стенкой рекомендовалось проверять сопряжение бьефов одним та известных способов гидравлики.

По предложенной методике с использованием формул (29)...(43) были выполнены расчеты по 53-м вариантам различных водозаборных сооружений закрытого типа, которые позволили определить (Лат) и Остр) и сопоставить их с результатами экспериментальных исследований нст.ф) и qcrv) (рис. 9). Отклонение расчетных, величин от измеренных находится в рамках точности проведения эксперимента (в преобладающем большинстве - до 10...12%). Данная методика расчета параметров гасителей энергии применима для сооружений закрытого типа с тремя и большим количеством труб, при изменении энергетического параметра на выходе потока из труб (3i+P)/ht от 1,0 до 4,5, перепадах на выходе из труб Р = (O...I,4)d и коэффициентах подтопления труб в„ = 0,4...1,4, что охватывает достаточно большой диапазон ее применения на рассматриваемых сооружениях.

Для водозаборных сооружений закрытого типа, сопрягающихся с магистральными или отводящими каналами, был изучен характер распределения скоростей с учетом пульсации потока. В результате этого получены графики и аналитическая зависимость, позволяющая определить относительные значения скоростей потока с учетом пульсации на послепрыжковом участке нижнего бьефа в виде:

U'/V, = 2,0 (l/h^p, +P)/fh +3,0) + 0,3, /44/

где U* = U + if = U + За, <т - среднеквадратичное отклонение (стандарт) пульсационной составляющей скорости; F.? -.средняя скорость в канале. Формула (44) может быть использована при: (Э^Р)/ 1,0,.,4,5; l/hgp -10...80; hyp - критическая глубина потока в створе расположения водобойной стенки. На основе анализа функциональных зависимостей и характера изменения скоростей потока с учетом пульсации отмечено, что они зависят от конструкции устройств нижнего бьефа, энергетического параметра на выходе из труб, величин их подтопления, режимов сопряжения бьефов. Так, например, при переходных режимах, при е„= 1,0...1,35, скорости возрастают на 25...30%, однако четкой связи их с величиной коэффициента подтопления получить не удалось, т. к. переход одного режима в состояние другого происходит практически мгновенно.

Результаты исследований скоростей потока с учетом пульсации позволяют прогнозировать местный размыв в нижнем бьефе рассматриваемых сооружений. Для этого можно воспользоваться , например, кривой связи относительных придонных скоростей с глубинами воронки размыва, приведенной в кандидатской диссертации автора.

В процессе исследований различных компоновок комплексных низконапорных гидроузлов при наличии ГЭС, возникла необходимость изучения конструкции раздельного устоя, устраиваемого между водосбросной плотиной и гидроэлектростанцией, т. к. в условиях применения традиционных решений по этому сооружению, при работе ГЭС и полностью или частично закрытых пролетах отверстий, возникают недопустимые водоворотные области. Проведенные исследования различных типов конструкций раздельного устоя (рис. 10) показали, что наиболее благоприятный режим потока в верхнем бьефе ГЭС обеспечивается при его длине / = (4,5...5,0)#, толщине в зоне оголовка не менее 1,0Н, у основания (корневой части) -(1,5...1,6)#. В то же время устой необходимо развернуть (отклонить) в сторону водосбросной плотины на 10°... 15° с устройством оголовка овальной формы, очерчиваемого радиусом 1,4#. Соотношение Ш рекомендуется принимать в пределах 2,8...3,6, где <Л - расстояние от оси оголовка до нормали к продольной оси водосброса или ГЭС, проведенной в месте примыкания устоя к последней.

Четвертая глава посвящена разработке и исследованиям компоновок рыбопропускных сооружений (РПС), а также изучению закономерностей формирования усиленного шлейфа привлекающих скоростей с помощью отверстий водопропускных сооружений комплексных гидроузлов. Исследовались различные компоновки рыбопропускных сооружений: в виде лестничного рыбохода, расположенного вдоль берегового устоя и примыкающего к боковому водозабору; в виде судоходно-рыбопропускного шлюза, расположенного у свободной (правобережной) дамбы, при русловой компоновке сооружений гидроузла с разделением русла в нижнем бьефе на две протоки; в виде судоходно-рыбопропускного шлюза, размещенного у правого берега при пойменной компоновке; в виде рыбопропускного шлюза, расположенного в середине водосбросной плотины. Необходимость рассмотрения различных вариантов размещения РПС объясняется тем, что в настоящее время оправдано уделяется большое внимание вопросам охраны окружающей среды, в том числе сохранению рыбных запасов и экологической безопасности водоемов. Для привлечения рыб в рыбонакопительные лотки РПС обычно создают достаточно интенсивные токи воды с привлекающими скоростями, которые называют шлейфами привлекающих скоростей. В большинстве случаев обеспечить такой шлейф удается путем пуска воды через само рыбопропускное сооружение или с помощью специальных блоков питания. Последние требуют зачастую весомых капитальных вложений. В данной работе предложено создавать усиленные шлейфы с привлекающими

скоростями путем использования потоков, выходящих из отверстий водосбросных плотин, примыкающих к РИС.

Лестничный рыбоход, расположенный у берегового устоя, примыкающего к боковому водозабору, исследован в верхнем и в нижнем бьефах при пропуске различных расходов. Проведенные исследования скоростной структуры потока в бьефах РПС свидетельствуют о следующем: создание привлекающих скоростей в прилежащей зоне к РПС только путем открытия примыкающего 1-го пролета плотины при всех закрытых наносоперехватываюших галереях водозабора, является неприемлемым решением, т. к. галереи служат для выполнения специальных функций водозаборного сооружения; открытие одной из галерей также не создает необходимого распределения скоростей в зоне, прилежащей к рыбоходу, т. к. струя, выходящая из галереи, неустойчива, периодически меняет свое направление и поэтому не может формировать надлежащий шлейф; работа несколькими галереями возможна, но при узком диапазоне изменения уровней в нижнем бьефе; работа всеми галереями существенно ухудшает условия распределения скоростей в зоне подхода к рыбопропускному сооружению.

Дальнейшие исследования показали, что, при малых значениях отношений глубины в нижнем бьефе к перепаду на плотине (KgZ), скоростную структуру потока в прилежащей зоне можно сформировать с помощью потоков, выходящих из Hill, снабженных растекатеяями, расположенными за выходными сечениями галерей, при закрытом первом пролете плотины. Ширину растекателей (В) и расстояние от выходного сечения галерей до их лобовой грани (L) рекомендуется принимать равной ширине галереи в выходном сечении (Ьг), а верх растекателей на отметке шелыги Hill для выходного сечения. На основе проведенных исследований была получена кривая для определения скоростей потока в прилежащей зоне при всех открытых НПГ и закрытом первом пролете плотины. Однако она справедлива при узком диапазоне изменения перепада на плотине hM-/Z = 1,5...3,0. Для расширения диапазона возможностей формирования привлекающих скоростей в прилежащей зоне РПС, в условиях использования потоков, выходящих из НПГ, снабженных растекатедями потока, рекомендуется использовать частичные открытия первого пролета плотины. Для определения величин этого открытия необходимо учитывать, что поток, выходящий из-под щита, в конце рисбермы претерпевает изменение его характеристик (деформируется в пространстве), в результате чего удельные расходы также изменяются. Это изменение удельного расхода в прилежащей зоне, по сравнению с выходящим из-под щита, характеризовалось коэффициентом деформации удельного расхода в виде:

Кд-Чщ^нв, /45/

где qm - удельный расход потока, выходящего из-под щита, определяемый по известной формуле:

Яш = М /46/

Чнв - удельный расход потока в прилежащей зоне в створе входного сечения в рыбоход; Ащ - величина открытия пролета плотины, примыкающего к РПС (первого); /л - коэффициент расхода; Иг - глубина потока в нижнем бьефе относительно отметки порога, с учетом перепада восстановления. Значение удельного расхода в нижнем бьефе было представлено в виде: циб = У из ЬН£,

Чщ мЬт^кНо-Ъ) тогда: а ~ п ~ V к ■ /47/

чнб ' т"нв

где ¥пз - осредненная привлекающая скорость потока в прилежащей зоне. Если затворы водосброса не затоплены со стороны нижнего бьефа, то в зависимостях (46) и (47) вместо Аг необходимо принимать Ас-

Были проведены 20 опытов по определению величин открытий затвора первого пролета плотины. При этом через РПС пропускался расход, соответствующий условиям создания привлекающих скоростей, которые по рекомендациям ихтиологов были выше скоростей в прилежащей зоне на 0,2...0,25 м/с. Другие пролеты плотины открывались равномерно, кроме второго, который открывался только при больших расходах, когда по-другому пропустить сбросные расходы было невозможно. В диссертации приведены эпюры распределения скоростей потока которые измерялись в трех створах по трем вертикалям: у дна, на глубине 0,6А и у поверхности. Получены графики функций:

л Ьи- А^лз-.ьЛ «г . Л^.ЬшУ мо,

1Г-Ч7Г' Т) = /48/

где VI - единичная привлекающая скорость потока, равная 1 м/с. На рис. 11,а приведены кривые функции (48), в виде (б). Судя по этим графикам, при малых величинах Ъцв/2, когда глубины потока в нижнем бьефе относительно малы, а напор на сооружении сравнительно велик, значения Кд составляют 0,8... 1,25. Причем, чем больше величина Кд/К;, тем меньше Кд и наоборот. Так, при Кп/'Н; = 1,5 и малых величинах Ннб/2 поток на подходе к створу входа в РПС деформируется примерно на 20%, с ростом до 4,5..5,5 Кд приближается к 1,0, а затем снова уменьшается примерно до 0,75...0,8. В условиях формирования малых значений скоростей в прилежащей зоне, например Уду V/ = 0,3, при Ьц^! = 2,0 поток расширяется до величины около 25%, но с возрастанием Ащ/7 величина Кд возрастает более интенсивно до 1,7...1,75, а затем, после = 6...7 постепенно снижается, сохраняя достаточно большое значение (при = 12 величина Кд =1,5). При

соотношениях между 0,3 и 1,5 коэффициент деформации потока

занимает промежуточные величины.

В результате проведения экспериментальных исследований получены аналогичные графики изменения (Кд): для судоходно-рыбопропускного шлюза, примыкающего к дамбе свободного берега, при русловой компоновке

сооружений гидроузла с разделением русла в нижнем бьефе на две протоки (рис.11,6); для судоходно-рыбопроггускного шлюза, расположенного у берега, при пойменной компоновке (рис.12,а); для рыбопропускного шлюза, расположенного в середине водосбросной плотины, один из которых (для левого пролета) приведен на рис. 12,6.

В связи с тем, что характер вышеприведенных графиков (рис. 11 и 12) идентичен, для удобства практического применения, они аппроксимированы, что позволило описать процесс обобщенной функциональной связью справедливы при А ив 2, - 1,3...18,0:

/49/

Помимо этого были получены также графические и аналитические зависимости для определения коэффициентов А, В, С, Д по всему комплексу исследований различных компоновок РПС. Так, например, для рыбопропускного шлюза, размещенного в средней части водосбросной плотины, применительно к левому примыкающему пролету, эти зависимости

имеют следующий вид:

А4 = 0,0005 (Клз / К,)-0'" , /50/

В4 = 0,020 (У„3 I К,)"'32, /51/

С4 =0,214 /К,)""'28, /52/

04 = 0,433 (Упз /У,)'"'6, /53/

Установлено также, что при совмещении функций в судоходно-рыбопропускном шлюзе необходимо его дншце размещать на отметке рисбермы или перед входом в РПС устраивать горизонтальную площадку на уровне днища шлюза, распространяя ее до конца жесткого крепления нижнего бьефа. Такое решение может быть оправдано на реках с малым судоходством.

С помощью пролетов плотины, примыкающих к РПС, удается сформировать мощный шлейф с привлекающими скоростями, расчетная ширина которого может быть определена по следующей зависимости:

~ & рис ¥ N ст5ст + КПРВПРКД, /54/

где Вщ - расчетная ширина шлейфа; Врпс - ширина живого сечения РПС; Ист -количество продольных стенок РПС, находящихся с обеих сторон в потоке; дет - ширина бетонной стенки РИС; Мпр - количество активных пролетов водосбросной плотины (создающих зону с привлекающими скоростями); Вир -ширина пролета водосбросной плотины; Например, для гидроузла Феллуджа, при формировании усиленного шлейфа с привлекающими скоростями, 0,9...1,3 м/с, его расчетная ширина составила 31,2...50,4 м, т. е. по сравнению с шириной РПС (8м) шлейф может увеличиться в 4.. 6 раз. Приведенные результаты свидетельствуют о перспективе использования предлагаемого способа формирования усиленного шлейфа привлекающих

скоростей у входа в РПС и в большинстве случаев не требующего дополнительных дорогостоящих блоков питания.

В последнем параграфе четвертой главы приведен предлагаемый способ и последовательность расчетов по формированию усиленного шлейфа привлекающих скоростей у входа в РПС с помощью пролетов водосбросной плотины. Там же, в таблице и на графиках, приведены результаты сравнения величин открытия затворов водосбросной плотины, вычисленных по рекомендуемой методике, с экспериментальными данными. Получена хорошая сходимость, за исключением двух опытов, когда отклонение расчетных величин открытия затвора от экспериментальных составляло около 10%.

Пятая глава посвящена расчетному обоснованию методов проектирования ирригационных отстойников водозаборных узлов на равнинных реках. Как отмечено выше, существующие методы расчета осаждения наносов в ирригационных отстойниках достаточно трудоемкие и имеют немало противоречивых факторов, вызывающих обоснованные сомнения в их точности. В связи с этим возникла необходимость проведения более детального широкомасштабного анализа и сопоставления расчетных и измеренных величин мутности потока практически по всему массиву имеющихся в нашем распоряжении натурных и лабораторных данных исследований, проведенных в течение многих лет опытными учеными и инженерами под руководством А. Г. Хачатряна, Ю. А. Ибад-Заде, X. III. Шапиро и др., в том числе: осаждение наносов в Каракумском канале-отстойнике; на крупномасштабной модели отстойника Каракумского канала; в Баграм -Тапинском отстойнике. К сожалению, для отстойников Куль-Арык, Кипчак-Боз-Су, Хош-Чабанлы и др. исходных данных для выполнения расчетов по некоторым методикам было недостаточно. В собранных и проанализированных материалах расход изменялся от 0,122 до 55,73 м3/с, расстояние до рассматриваемого створа колебалось от 10 до 5870 м, средняя глубина потока находилась в пределах 0,6...3,22 м, средняя скорость потока изменялась от 0,066 до 0,59 м/с, мутность потока составляла 1,2...7,4 кг/м3. Анализ данных, приведенных в различных источниках, дополненный автором, позволил сделать вывод о том, что из числа существующих методик расчета ирригационных отстойников лучшие результаты показывают способы, предложенные А. Г. Хачатряном и Ю. А. Ибад-Заде вместе с Ч. Г. Нуриевым (в дальнейшем их совместная методика именуется как Ю. А. Ибад-Заде). Автором диссертации были составлены и реализованы программы расчета осаждения наносов в ирригационных отстойниках с применением этих методик. Расчеты были выполнены на персональном компьютере по данным 142 опытов.

Результаты сравнения расчетных величин мутности потока в различных сечениях ирригационных отстойников с экспериментальными данными приведены на графиках, представленных как отдельно для каждого из рассмотренных объектов, так и в совокупности. Судя по полученным данным, при использовании методики А. Г. Хачатряна и Ю. А. Ибад-Заде для условий

Каракумского канала-отстойника наблюдалась достаточно выраженная тенденция завышения расчетных данных в среднем примерно на 20...25%, при мутности потока до 1,7 кг/м5, а при дальнейшем увеличении мутности (от 1,8 до 4,3 кг/м'1) наблюдалось занижение расчетных величин на 15...20% по сравнению с измеренными. Для крупномасштабной модели отстойника Каракумского канала наблюдался значительный разброс данных и достаточно явная тенденция завышения расчетных данных по А. Г. Хачатряну в среднем на 20...25%, при мутности потока до 1,6 кг/м3, а при дальнейшем увеличении мутности (от 1,7 до 2,6 кг/м3) - занижение расчетных величин на 15...20% по сравнению с измеренными. Расчетные значения мутности потока, определенные по методике Ю. А. Ибад-Заде, показали занижение их в среднем на 10...15% по сравнению с измеренными. Сравнение расчетных значений мутности потока с измеренными в различных створах Баграм-Тапинского отстойника показало хорошее совпадение расчетных и измеренных данных по методике Ю. А. Ибад-Заде и Ч. Г. Нуриева. По методике А. Г. Хачатряна удовлетворительное совпадение данных наблюдается также при малых значениях мутности потока (0,7...2,1 кг/м3) и занижение расчетных величин примерно на 10...15% при мутности потока от 2,0.„7,2 кг/м3. В процессе анализа данных расчетов по объектам в отдельности и в совокупности определены среднеарифметические откло нения (в %), средние отклонения по модулю и стандартные отклонения. Совокупный анализ позволил констатировать, что по методике А. Г. Хачатряна и Ибад-Заде в большинстве случаев имеет место значительный разброс данных, среднеарифметические отклонения по модулю, соответственно, составляют 12,78% и 5,71%, а стандартные отклонения 14,6% и 6,01%. Применительно к конкретным объектам эти значения оказались существенно выше. Наличие большого диапазона изменения среднеарифметических и статистических данных по процентным отклонениям и неустойчивых тенденциозных (с разными знаками) отклонений, в сочетании со сложностью существующих методик, вызвало необходимость поиска более простого и точного метода осаждения наносов в ирригационных отстойниках.

Одной из основных характеристик, входящих в расчетные зависимости по определению параметров ирригационных отстойников, является критическая мутность потока. Многие достаточно часто применяемые зависимости, служащие для определения критической мутности потока, дают весьма разноречивые величины. Это не случайно, т. к. практически во всех имеющихся отечественных и зарубежных формулах (их более двадцати) постоянные коэффициенты, именуемые в дальнейшем как коэффициенты критической мутности потока (Кт), имеют величины, изменяющиеся от 0,018 (С. X. Абапьянц) до 430 (П. В. Михеев). Как показано в первой главе, вычисленные значения коэффициентов критической мутности потока, находящихся в составе конкретных формул ряда авторов, отличаются от рекомендуемых величин в 2...4 и более раз.

Автором данной работы были собраны и тщательно проанализированы свыше 500 натурных и частично лабораторных опытов, включая данные С. X. Абальянца, И. И. Горошкова, Е. А. Замарина, А. Г. Хачатряна, X. Ш. Шапиро, автора и других, по 19 объектам, перечисленным выше. Анализируя множество различных вариантов параметров и степеней их влияния был рассмотрен также коэффициент критической мутности в виде:

Кт=Рг\[щЯ/У, /55/

где Рт - критическая мутность потока, в кг/м3; щ - средневзвешенная гидравлическая крупность наносов, в кг/м; Д - гидравлический радиус, в м; V- средняя скорость потока, в м/с.

Результаты определения (Кт) были представлены на рисунке в виде функции Кт - £ (а>)> по которому достаточно четко просматривается параболическая связь между этими параметрами, где р0 - абсолютное значение насыщения потока наносами, в кг/м3. Однако, имел место разброс точек, по-видимому, из-за применения несовершенной формулы С. X. Абальянца для определения расчетного значения мутности потока, являющегося одним из критериев при определении критических режимов из общего числа имеющихся опытов. Поэтому более точную зависимость Кг = { (р0), полученную автором данной работы, было целесообразно аппроксимировать и использовать ее для определения расчетных величин рт во всех опытах, подверженных анализу. В результате аппроксимации указанной кривой получена зависимость:

Кг=0,25 р"о\ /56/

После выполнения комплекса расчетов, представленных в диссертационной работе, были приняты более четкие критерии отбора данных с критическими режимами, к которым отнесены опыты, имеющие процент отклонения расчетных от измеренных значений скорости и мутности потока не более 10%. Таким образом, из общего числа опытов были выделены только критические режимы, количество которых составляло 135. Результаты нанесения их на график представлены на рис. 13 в виде функции Кт = / (рц), аппроксимация которого повторила зависимость (56). Подставив значение Кт из зависимости (56) в формулу (55), была получена, на наш взгляд, универсальная формула для определения критической мутности потока, несущего мелкие наносы:

Рт=0'25 р0°лтш> пУ

которая обеспечивает точность в пределах 5...10%. для открытых водотоков в широком диапазоне изменения гидравлических параметров и характеристик мелких наносов: Я = 0,1. .2,6 м; V = 0,1...1,3 м/с; / = 0,00001 ...0,001; ст0 = 0,0003...0,006 м/с; ра = 0,5...23,0 кг/м3 и с1=< 0,25 мм.

Таким образом, впервые установлено, что коэффициенты, стоящие перед каждой из существующих формул для определения критической мутности потоков имеют непостоянные величины, а их значения зависят от концентрации мутности потока (р0) в соответствии с зависимостью (56). Для вычисления критической мутности потока получена новая достаточно универсальная зависимость (57), судя по которой режим движения взвешенных мелких наносов (с} £ 0,25 мм) в открытых потоках происходит пропорционально осредненной скорости в первой степени и обратно пропорционально корню кубическому из Я и та0;

В диссертации показано, что в настоящее время для инженеров-проектировщиков практически отсутствует достаточно обоснованный путь учета изменения гидравлической крупности наносов в конце отстойника и влияние ее на параметры магистральных каналов. У инженеров-эксплуатационников иногда имеется реальная возможность накопления данных по получению гранулометрического состава наносов на выходе из отстойника путем отбора проб и их анализа. Однако, в условиях интенсивного изменения наносов во времени, например, в период прохождения или на спаде паводка, либо в период ливневых дождей, и этот путь не всегда способен кардинально решить проблему, т. к. за 1...2 суток мутность иногда изменяется в несколько раз (например, в 1974 г. в реке Евфрат в течение двух суток с 24.03 до 26.03 изменилась с 2,87 до 20,20 кт/м\ т. е. возросла в 7 раз; на входе в Баграм -Тапинский отстойник в июне 1964 г. менее чем за сутки мутность изменилась с 3,14 до 32,27 кг/м3, т. е. возросла более чем в 10 раз). Так, например, для водозабора гидроузла Феллуджа с расходом 102 м3/с, количество наносов, которые могли бы попасть в канал, за период выполнения анализа отобранной пробы и осуществления эксплуатационных мероприятий, составило бы свыше 100... 150 тыс. м3 наносов. Приведенные соображения и примеры вполне убедительно показывают актуальность поиска зависимостей для определения характера изменения гидравлической крупности наносов на выходе из отстойника.

Для решения этой задачи были проанализированы как собственные результаты, гак и данные других авторов по исследованию динамики фракционного состава и осредненной гидравлической крупности наносов по отстойникам: Каракумского канала, Баграм-Тапмнского, Куль-Арык, Хош-Чабанпы и Кипчак-Боз-Су, а также по крупномасштабным моделям отстойников Каракумского канала, и гидроузла Феллуджа. В результате этого впервые получена графическая связь (рис. 14) и следующая формула, служащая для определения гидравлической крупности наносов на выходе из отстойника:

Здесь: р„ и ta0, рв и щ - соответственно, мутность и осредненная гидравлическая крупность наносов на входе- и выходе из отстойника. Зависимость (58) позволяет проектировщикам получить и учесть щ при определении критической мутности потока в магистральном- и других каналах оросительных систем, более обоснованно выполнить расчеты по определению их параметров. Для эксплуатационников в этом случае представляется возможность, зная мутность на входе в отстойник, оперативно определить е% и сбалансировать гидравлические режимы в отстойнике и каналах, используя зависимости (57) и (58). Наличие новых, более обоснованных данных по определению критической мутности потока (рт) и гидравлической крупности наносов в различных сечениях отстойников (&в), в сочетании с несовершенством существующих методик по расчету осаждения наносов в них, позволило автору вернуться к этой проблеме.

Для вывода уравнения динамики осаждения взвеси в потоке отстойника были приняты следующие допущения: рассматривалась плоская задача; поток установившийся, турбулентный; в начальном сечении распределение наносов по глубине равномерное; состав и неоднородность наносов характеризовалась осредненной гидравлической крупностью. По аналогии с другими учеными, в прямоугольном русле был выделен элемент потока: длиной X, шириной В = 1,0 и глубиной Н, движущийся со скоростью V и мутностью на входе рх. Рассматривались условия осаждения взвеси на длине участка X. Если в начале участка мутность равна рх-, то в конце его она изменится на величину dp и составит рх. Тогда уравнение баланса выпадения наносов за время t можно представить в следующем виде:

- dp F H = (p., - pT )FUadt, /59/

где: dp - изменение мутности потока за время dt\ F - площадь основания рассматриваемого элемента потока; Ub - скорость осаждения наносов в турбулентном потоке; dpFH - количество наносов, выпадающих за время dt\ (рх -pr) F Ub dt - величина изменения количества наносов в потоке. Из выделенного объема воды за время dt выпадет часть взвеси, а мутность потока будет соответствовать уравнению:

U, . /60/

dp Рх ~ Рт

Л Я

После разделения переменных и интегрирования уравнения (60) получим:

-1п(рх -Рт) = ~+С . /61/

Рассмотрим граничные условия: при / = 0 рх = ро. тогда С = - 1п(ро- рт)-При Х= I, примем рх = рв. С учетом г =Х V, получим:

- Ч^ ~Рт)= - 1 4Ро ~Рт). /62/

Выполнив некоторые преобразования, несложно получить уравнение динамики осаждения наносов по длине отстойника в виде:

Ра = Рт+{Ро -РтУч*

/66/

Рв ~ Рг + (Ро - Рт )е*р(- ■ /63/

При использовании уравнения (63) А. Н. Гостунский предлагал принимать корость осаждения наносов избыточной мутности (Уд) равной их средненной гидравлической крупности (щ). Это была одна из главных ричин значительных отклонений расчетных величин мутности, определенных

0 этой зависимости, от измеренных. Рассмотрев соотношение работы и агрузки наносов в потоке, П. В. Михеев предложил записать следующее равнение:

{Ро ~ Рт)ао = Роив , /64/

:з которого выразил значение скорости выпадения наносов в турбулентном

п Ро ~ Рт

ютоке в виде: и в ~ ~ ®о. /65/

Ро

1одставив зависимость (65) в (63), получено уравнение динамики осаждения [аносов, которое может быть применено только для предварительного шределения мутности потока в конце отстойника:

¿аг0 {Ро ~РгТ НУ р0

Это уравнение имеет следующие недостатки. Во-первых, критическая мутность

1 конце отстойника не может иметь гидравлическую крупность наносов, )авную шь- Во-вторых, избыточная мутность потока всегда меньше, чем тачальная мутность (то), т. е. в правой части уравнения (64) некорректно яслючены также наносы критической мутности. С учетом этих недостатков и шализа физического процесса осаждения наносов, автор диссертации выразил ¡еличину скорости выпадения наносов в турбулентном потоке из связи, соторая представляет избыточную нагрузку как разность между общей р0ш0 и сритической нагрузками рТтТ:

Рото ~ РтЩ ~ Риив , /67/

л РоЯр ~ Ртшт ,,0,

эткуда и в = ——-—. /68/

Р и

3 конечном сечении любого потока наносы имеют осредненную гидравлическую крупность большую или равную значению осредненной гидравлической крупности наносов критической мутности (щ). Поэтому зыразим щ- через гидравлическую крупность наносов в концевом сечении

[тУш т = К ш 8 , /69/ а избыточную мутность, как р„=р0- рт, тогда уравнение (68) примет вид:

р0 чу о - Кртв7г

и В = -£Х-Х-. /70/

Ро ~ Рт

Подставив уравнение (70) в (63), получим:

Ро-Рт

I {ро шо - Крт )

НУ р0-рт

При этом критическую мутность определим по формуле (57). Для определения значения К в зависимости (71) вычислим величину гидравлической крупности наносов в выходном сечении по зависимости (58). С этой же целью вычислим гидравлическую крупность критической мутности потока, воспользовавшись структурой зависимости (58), которая справедлива для любого состава наносов в рамках проведенных исследований:

а.

{яоРоУ'1

\

0,14^- + 0,04 \Ро> Ро

/72/

Рв

Формула (71) позволяет использовать ее для определения окончательного значения мутности по длине потока в следующем виде:

„ -^-АЯ-г4^)-

Зная необходимую мутность (рв), несложно определить требуемую длину отстойника:

т \пРо -Рт

1 ~ —-и-п „ 1по—Т" • /74/

Ро т о ~ Рт & в Рв ~ Рт

Далее в работе приведена последовательность и компактный пример расчета

мутности и гидравлической крупности наносов в конце отстойника на одном

из реальных вариантов Каракумского канала-отстойника. Таким образом,

получен новый, простой способ расчета динамики осаждения наносов в

ирригационных отстойниках, позволяющий для любого сечения определять не

только мутность, но и осредненное значение гидравлической крупности

наносов.

Предложенная методика расчета отстойников была апробирована путем сравнения расчетных данных с натурными и с данными расчетов по А. Г. Хачатряну и Ю. А. Ибад-Заде, по имеющимся в распоряжении автора данным 238 опытов, проведенных на 5 натурных объектах и 2 крупномасштабных моделях. Так, например, для Каракумского канала-отстойника среднеарифметические отклонения по методике А. Г. Хачатряна составляют -7,62%, по Ю. А. Ибад-Заде -5,45%, а по методике автора -1,3%, что несомненно находится в рамках допустимых значений; для модели Каракумского отстойника среднеарифметические отклонения, соответственно, составляют +7,87%, и -4,88%, а по методике автора этот процент не превышает -2,12%, что также находится в рамках допустимых значений; для Баграм-Тапинского отстойника среднеарифметические отклонения, соответственно, составляют -7,78%, -0,62% и +0,23%. В диссертации достаточно подробно представлены также результаты определения процентного отклонения по модулю и стандарта процентного отклонения для различных объектов.

Тоследний параметр для Баграм-Тапинского отстойника, опыты которого фоведены с гораздо большей точностью, по методике А. Г. Хачатряна ¡оставляет 10,9% по Ю. А. Ибад-Заде 3,2% и по методике автора 2,4%. На шсунке 15 приведены некоторые графики сравнения расчетных значений «утности потока с измеренными в канале-отстойнике, крупномасштабной <одели Каракумского канала и Баграм-Тапинского отстойника: (а) - по А. Г. ■Сачатряну и Ю. А. Ибад-Заде; (б) - по автору. В диссертации аналогичные рафики приведены по всем семи анализируемым объектам в разных ючетаниях.

Цестая глава посвящена технической эксплуатации гидротехнических юоружений равнинных низконапорных речных гидроузлов. Многолетний >пыт автора диссертационной работы, учитывающий данные лабораторных и гатурных исследований, а также результаты, изложенные в различных штературных источниках, позволил сформулировать некоторые общие юложения по эксплуатации водопропускных сооружений низконапорных )ечных комплексных гидроузлов.

При составлении инструкций, правил (или временных указаний) жсплуатации водосбросных сооружений гидроузлов, касающихся их схемы маневрирования затворами и гидравлических условий работы нижнего бьефа, зекомендуется рассматривать: первые годы эксплуатации, при отсутствии зазвитой воронки местного размыва; после ее практической стабилизации; :лучаи появления аномальных местных размывов при наличии основания со :ложным геологическим строением; возникновение недопустимых размывов с тастичным разрушением концевого крепления; пропуск катастрофического таводка и другие возможные аварийные ситуации.

Схемы маневрирования пролетами каждого из сооружений предлагается ,-вязывать с режимом работы других примыкающих или близко расположенных водопропускных сооружений, взаимодействующих друг с 1ругом или влияющих в одностороннем порядке. Так, пролеты низконапорной юдосбросной плотины, примыкающие к водозаборным сооружениям, рекомендуется открывать из условия создания благоприятных режимов на зходе потока в водоприемник водозабора. При наличии многопролетного зокового водозабора пролеты плотины, примыкающие к водоприемнику, тучше открывать в последнюю очередь. В противном случае, при интенсивном :бросе воды через отверстия плотины, в верхнем бьефе на подходе к зодоприемнику возникают сильные токи воды, вызывающие водовороты, которые приводят к интенсивному взвешиванию донных наносов, а также гжатию потока в водоприемнике водозабора. В то же время, при расположении РПС между водозаборным сооружением и плотиной рекомендуется ее первый пролет приоткрывать для создания усиленных шлейфов привлекающих скоростей, с использованием методики, предложенной в главе IV, и рис. 11,а. Отверстия плотин, примыкающие к рыбопропускным сооружениям, расположенным у дамбы при русловой компоновке, с разделением русла на две протоки, предлагается также

открывать с учетом данных, приведенных на рис. 11,6. В условиях расположения РПС у свободного берега при пойменной компоновке для определения величины открытия пролета плотины, примыкающего к РПС, можно воспользоваться указанной методикой и графиками, приведенными на рис. 12,а, а при расположении РПС в средней части плотины - рис. 12,6. При этом, в период эксплуатации РПС смежные с примыкающими пролетами (вторые от РПС), рекомендуется открывать в последнюю очередь. Отверстия многопролетной водосбросной плотины, которые относятся к числу наиболее удаленных от РПС, и практически не влияющих на режим работы других водопропускных сооружений, целесообразно открывать одним из традиционных методов, например, через один пролет, ступенями величиной порядка 0,3...0,5м, если этому не противоречат условия эксплуатации затворов и их подъемных механизмов.

Для уменьшения поперечной составляющей скорости потока по линии судоходного хода водосбросные отверстия, примыкающие к шлюзу, во время пропуска судов рекомендуется прикрывать.

Применительно к многопролетным боковым водозаборам в составе комплексных низконалорных гидроузлов, расположенных на равнинных реках, в работе даны рекомендации по их эксплуатации, охватывающие следующие вопросы: недопущение значительных отложений наносов перед водоприемником и способы их смыва, особенности эксплуатации рыбозащитных устройств в условиях жаркого климата, а также обеспечения благоприятной работы нижнего бьефа. Так, в условиях эксплуатации многопролетного бокового водозабора, оснащенного в нижнем бьефе рекомендуемыми гасителями энергии в виде двух рядов шашек, независимо от пропускаемого расхода в отстойник, рекомендуется открывать не менее 40...50% отверстий, чередуя их через один пролет. Значения коэффициента неравномерности распределения средних скоростей и удельных расходов в этом случае достигают ± 30%. Если, в связи с уменьшением расхода, пропускаемого через водозаборное сооружение, количество работающих пролетов снизится до 30%, то значение коэффициента неравномерности распределения средних скоростей и удельных расходов увеличивается до ± 65%. Однако наибольшие скорости потока при этом не превышали их средние значения при пропуске максимального расхода. Такой режим рекомендуется допускать только при выпуске воды непосредственно в магистральный канал, а при сопряжении водозабора с отстойником целесообразно работать всеми пролетами, чгго позволит обеспечить благоприятное осаждение наносов в камерах отстойника.

Количество работающих НПГ при низких уровнях в нижнем бьефе, в зависимости от величины параметра И^'2 рекомендуется ограничивать. Так при ¡1,0/2 =1,15 открытие только одной галереи, шириной равной величине пролета водозабора, приводит к образованию воронки местного размыва, глубиной (0,25...0,30)/гд£1Л-, где И^их - максимальная прогнозируемая величина

|ронки местного размыва при расчетных расходах воды, пропускаемых через готину. В таких случаях в порядке исключения, допускается открыть две лереи на непродолжительное время, чтобы процесс размыва не достиг тасных величин. Возможен и такой вариант, когда могут быть частично гкрыты две - три и более галерей, однако общий расход, пропускаемый через не должен превышать расхода, проходящего через одну полностью гкрытую галерею. При Ьнв>2 >1,5 возможно открывать полностью две галереи, ри Ада 2 >1,7 три гатереи, а при К62 >1,9...2,0 четыре - пять галерей.

Определенное внимание в главе было уделено вопросам маневрирования ггворами водосбросных сооружений, особенно для низконапорных эмплексных водохозяйственных гидроузлов. При этом, для них изучены и редложены схемы маневрирования затворами плотины: в первые годы ксплуаташш, когда воронка местного размыва находится в стадии начала ее бразования; после образования воронки местного размыва и то же для ндроузлов, имеющих в своем составе гидроэлектростанцию.

Приводятся особенности эксплуатации ирригационных отстойников при их ромывке от наносов в условиях подпора со стороны нижнего бьефа (реки), к оторым отнесены: недостаточный перепад уровней воды для обеспечения ромывки; процесс деформации тела, отложившихся наносов, во время ромывки такого отстойника не идентичен традиционным условиям; интервал ремени между промывками существенно увеличивается и может достигать .,..3 месяца. В процессе исследований применялись два способа заполнения гтстойника наносами: методом загружения и непосредственного заиления с четом моделирования мутности потока и времени процесса. Исследования проводились при пяти относительных расходах в реке: 0,11; 0,14; 0,17; 0,19 и 1,22 Омах, охватывающих диапазон их изменения в период спада паводка и «ежели. Опытами установлено, что при подтоплении отстойника со стороны >еки величину промывного расхода нужно увеличивать до (1,8...2,0) (2от, где 2от - максимальный расход, пропускаемый через отстойник. Степень громывки отстойника зависит от соотношений параметров 2[/2о и Ип Лцр. !десь: Л л - разница между отметкой уровня воды в нижнем бьефе (в реке, при коротком сбросном канале) и отметкой поверхности отложений в конце зтстойника; - критическая глубина потока в камере отстойника, при тропуске промывного расхода; 2о - общий перепад уровней воды на этстойнике; 2> - разница между отметкой уровня воды в верхнем бьефе и лметкой поверхности отложений в конце отстойника, при которой он прекращает промываться. Последнюю предлагается определять по формуле:

Проведены также исследования по оценке влияния степени уплотнения наносов во времени на промывку отстойника. На модели максимальное время заиления отстойника составляло Тщх = 102 суток. Так, при изменении параметра % Икр = 2,73; 2,50; 2,16; 1,82 и 1,50 объем отложений,

/75/

остававшихся после промывки, соответственно уменьшался. Время уплотнения наносов, остававшихся на модели после промывки, соответственно, равнялось: Г= 57; 73; 91; 100 и 102 суток, а средние значения гидравлических уклонов потока в конце промывки (/),' непосредственно в камере отстойника, увеличивались. В результате обработки этих данных была получена кривая связи критического значения гидравлического уклона в камере (/„,) в зависимости от интервала времени уплотнения наносов, которая справедлива в пределах изменения гидравлического уклона от 0,00007 до 0,0007 и аппроксимирована зависимостью:

=0,0000047 еср0'047 г. /76/

Кроме того были получены также кривые изменения мутности потока в процессе промывки отстойника, значения которых для натуры в течение первых 0,15...0,25 часа изменялись от 50 кг/м3 до 227,6 кг/м3, после чего наступал ее резкий спад. Помимо этого был проведен анализ экспериментальных данных по затуханию интенсивности промывки отстойника во времени в зависимости от различных величин подтопления его со стороны реки. Было установлено, что промывки отстойника целесообразно проводить в течение 1,5...2,0 часов. За это время в полностью заиленном отстойнике можно смыть от 20% до 70% наносов, в зависимости от степени его подтопления. При общем перепаде на отстойнике 2,3...2,4м, длиной 1000...1100 м наносы смываются полностью.

Данные, приведенные в главе, позволяют в процессе аккумуляции мелких наносов и промывки отстойников, работающих в условиях подтопления их со стороны реки оценивать: динамику отложений наносов в отстойнике при его заилении в течение всего периода их осаждения; определять отметки поверхности отложений наносов в конце отстойника при невозможности его полной промывки; оценивать характер формирования поверхности отложений наносов при промывке; прогнозировать значение относительного объема оставшихся наносов после промывки отстойника и уплотненных в течение длительного периода времени (до 2...3 месяцев) в зависимости от параметра Ля'Ькр', определять во время промывки минимальное (критическое) значение гидравлического уклона в камере отстойника в зависимости от величины периода уплотнения наносов; оценивать величины мутности потока в процессе промывки отстойника при различных подтоплениях его со стороны реки, а также оценивать рациональный интервал времени промывки.

Заключение

1. Анализ соответствующей литературы, результатов лабораторных и натурных исследований, проектных проработок, а также наблюдений по эксплуатации сооружений позволяет сделать выводы, что в настоящее время наиболее актуальной является проблема разработки методов расчетного обоснования,

низконапорных гидроузлов, включающая вопросы: проектное обоснование компоновок крупных водозаборов; разработку рациональных конструкций устройств нижнего бьефа водозаборных сооружений в условиях сопряжения их с отстойниками и с магистральными каналами; особенности конструирования раздельного устоя, размещаемого между водосбросной плотиной и ГЭС, применительно к низконапорным гидроузлам; условия работы рыбопропускных сооружений при различном размещении их в составе комплексных водохозяйственных гидроузлов; использование отверстий водосбросных сооружений для формирования усиленного шлейфа привлекающих скоростей на входе в них; поиск совершенных методов расчета ирригационных отстойников, позволяющих оперативно определять их параметры, мутность и гидравлическую крупность наносов на выходе в магистральный канал; разработку рациональных схем маневрирования затворами водопропускных отверстий для различных компоновок сооружений и обеспечения нх совместного функционирования. Выполненные в настоящей работе исследования позволили решить эту проблему и предложить новые или усовершенствованные методы их расчетного обоснования и конструкции с учетом отмеченных требований.

. На основе экспериментальных исследований разработаны рекомендации по компоновкам боковых водозаборов, снабженных аванкамерами для размещения рыбозашитных устройств, которые применимы для низконапорных равнинных гидроузлов при сравнительно больших числах Фруда на подходе к водоприемнику, находящихся в пределах 0,001...0,1. Предложенные рекомендации я способ расчета, позволяют определять основные характеристики планового расположения фронта водозабора и его элементов, в зависимости от гидравлических параметров потока в верхнем бьефе и общей ширины водоприемника.

>. В условиях жаркого климата рыбозаздятные устройства сетчатого типа интенсивно засоряются сине-зеленым планктоном в течение 1,5...2,0 часов, после чего процесс стабилизируется, однако гидравлическое сопротивление сеток при этом увеличивается в 6,0...6,5 раз. Впервые получен метод расчета, позволяющий определять сопротивление рыбозашитных сеток на разной стадии их засорения планктоном в условиях жаркого климата, а также определять пропускную способность водозабора, снабженного аванкамерами для размещения рыбозащитных устройств.

5. На основе многочисленных экспериментальных и теоретических исследований разработана простая и эффективная конструкция комбинированного гасителя энергии, в виде рассеивающего порога и водобойной стенки, применяемая в нижнем бьефе водозаборных сооружений закрытого типа с тремя и большим количеством пролетов, при центральных углах расширения водобоя до 30°...50°. Разработан простой метод, позволяющий определять параметры и местоположение рекомендуемых гасителей энергии, работающих в пространственных условиях. Получены

также рекомендации по определению размеров и местоположения рациональных гасителей энергии и приемлемых схем поднятия затворов для водозаборных сооружений открытого типа, работающих в условиях пропуска в ирригационный отстойник различных величин относительных расходов.

5. Для разработанной расширяющейся конструкции устройств нижнего бьефа водозаборных сооружений закрытого типа, сопрягающихся с магистральными каналами, на основе тщательных экспериментальных исследований, получен метод определения значений скоростей потока с учетом пульсации, благодаря которому представляется возможность прогнозировать местный размыв, при широком диапазоне изменения выходных параметров потока, поперечных сечений отводящего канала, длин крепления и величин подтопления труб со стороны нижнего бьефа.

6. Впервые предложены обоснования по использованию отверстий водосбросных плотин, примыкающих к рыбопропускным сооружениям, для формирования усиленного шлейфа привлекающих скоростей. Показано, что в прилежащей зоне, напротив входного сечения РПС, удельные расходы, пропускаемые через отверстия плотины, претерпевают значительные изменения, характеризующиеся коэффициентом их деформации, значения которого могут изменяться в пределах 0,4...2,4 и определяются в соответствии с рекомендуемыми графиками, аппроксимируемыми единой обобщенной зависимостью. Предложенный способ и последовательность расчетов по формированию усиленного шлейфа привлекающих скоростей с помощью пролетов водосбросной плотины позволяют расширить его в 2...3 раза при размещении РПС у одного из берегов ив 4... 5 раз при размещении последнего в средней часта водосбросной плотины.

7. Установлено, что При совмещении функций в судоходно-рыбопропускном шлюзе с целью создания эффективного шлейфа с привлекающими скоростями, необходимо дншце сооружения размещать на отметке рисбермы или перед входом в РПС устраивать горизонтальную площадку на уровне дна шлюза, распространяя ее до конца жесткого горизонтального крепления нижнего бьефа. Судоходно-рыбопропускной шлюз рекомендуется применять на реках с малым судоходством, т. к. наличие пап у шлюза, необходимых для пропуска судов, вызывает возникновение водоворотов, ухудшающих условия создания шлейфа привлекающих скоростей для пропуска рыб.

8. На основе проведенных гидравлических исследований компоновок низконапорных гидроузлов разработана совершенная конструкция раздельного устоя, размещаемого между водосбросной плотиной и ГЭС, которая обеспечивает плавное бессбойное течение потока в верхнем бьефа. Получены рекомендации по обоснованию его параметров, согласно которым в верхнем бьефе длина устоя должна составлять (4,5...5,0)#, толщина в головной части - 1,0Я, у основания - (1,5...1,6)Я, где Н -геометрический напор на водосливе. При этом необходимо предусматривать его разворот на

10°... 15° в сторону водосбросной плотины с устройством оголовка овальной формы, очерчиваемой радиусом 1,4Н.

На основе анализа и обобщения крупного массива существующих в основном натурных и собственных исследований (по 19 объектам, с общим объемом около 500 опытов) впервые показано, что коэффициенты, стоящие перед многочисленными существующими формулами, служащими для определения критической мутности потоков, непостоянны и зависят от абсолютной величины насыщения потока наносами. Разработан новый способ определения ее в каналах и отстойниках для мелких наносов (d 5 0,25мм), согласно которому критическая мутность пропорциональна величине насыщения потока наносами в степени 0,7, осредаенной скорости в первой степени и обратно пропорциональна корню кубическому из произведения гидравлической крупности наносов на гидравлический радиус потока.

10.На основе обработки, в значительной части натурных данных, в том числе собственных, по 7 водохозяйственным объектам и обобщения результатов около 250 опытов, впервые получена графическая и аналитическая связь, позволяющая определять осредяенную гидравлическую крупность наносов на выходе из отстойника, которая необходима для повышения надежности проектного обоснования, эксплуатации ирригационных отстойников и каналов оросительных систем, уменьшения объемов строительных и эксплуатационных работ, а также расширения возможностей для служб эксплуатации оперативно поддерживать сбалансированные режимы движения жидкой и твердой фаз в отстойниках и магистральных каналах.

11.Предложен простой, новый, более точный, теоретически и экспериментально обоснованный способ расчета динамики осаждения наносов в ирригационных отстойниках, позволяющий определять не только значения мутности, но и гидравлической крупности наносов на выходе из отстойника. Сравнение расчетных данных, полученных с помощью предложенного способа, с многочисленными измерениями, проведенными на 5 натурных отстойниках и двух крупномасштабных моделях свидетельствует о достоинстве разработанного способа расчета по сравнению с существующими.

12.Предложена усовершенствованная методика моделирования ирригационных отстойников, которая апробирована экспериментальным путем с применением достаточно совершенного расчетного метода, предложенного автором.

13.Разработаны основные положения эксплуатации сооружений равнинных гидроузлов комплексного назначения, суть которых сводится к следующему: малопролетные (2...5) водосбросные сооружения рекомендуется проектировать с конструкциями нижнего бьефа, позволяющими применять практически любые схемы маневрирования затворами; традиционно применяемые схемы маневрирования затворами многопролетных водосбросных плотин в большинстве случаев носят частный характер; рекомендуется в процессе отработки эксплуатационных режимов

рассматривать несколько (до 3...5 и более) характерных случаев прогноза местного размыва в нижнем бьефе и маневрирования затворами многопролетных водосбросных плотен; даны также рекомендации по маневрированию затворами водосбросных плотин, в условиях различных компоновок сооружений; многопролеггных боковых водозаборов с наносоперехватываюшими галереями; по эксплуатации ирригационных отстойников, работающих в условиях их подтопления со стороны нижнего бьефа (реки), а также рыбопропускных сооружений.

Основные положения диссертации опубликованы в работах автора:

1. К вопросу измерения пульсации скоростей с помощью тензодатчиков, // Труды координационных совещаний по гидравлике высоконапорных водосбросов. JL, Энергия, 1975, с. 82-86.

2. Выбор компоновки водозабора, снабженного рыбозащитными устройствами на примере гидроузла Феллуджа на р. Евфрат /Ирак/

// Аннотации работ НТК Гидропроекта им. С. Я. Жука. М., 1976, (в соавторстве), с. 42.

3. Исследование конструкций нижнего бьефа трехочковых трубчатых сооружений. U Сб. научных трудов МГМИ. Гидравлика и гидросооружения. М„ 1977, с. 22-25.

4. Исследование нижнего бьефа Верхне-Упинского гидроузла. // Сб. научных трудов МГМИ. Гидравлика и гидросооружения. М., 1978, (в соавторстве)с. 40-43.

5. Защитные конструкции шлюза-регулятора №2 Кубань-Калаусской оросительной системы. // Сборник научных трудов МГМИ. Гидравлики и гидросооружения. М., 1978, (в соавторстве), с. 43-49.

6. Конструкция регулятора трубчатого типа. // М., Центральная выставка (НТТМ-78), 1978, (в соавторстве) с. 2-6.

7. Rational Types and Designs of Taileofter Arrangements in open Spillways, Spillway tunnels and Culvert-type Spillways. Report ХШ Congress New Dehli. India. 1979 Year, (в соавторстве) с. 3-74.

8. Гидравлические исследования сопрягающего сооружения на большом канале. Сборник научных трудов МГМИ. Гидравлики и гидросооружения. М., 1979, (в соавторстве) с. 78-82.

9. Гаситель энергии потока для многопролетного водопропускного сооружения. //A.c. №810883. Бюллетень №9 от07/03/81, 1981 (всоавторстве).

Ю.Особенности моделирования ирригационных отстойников. // Сб. научных трудов МГМИ. Исследования гидротехнических сооружений. М., 1982, 26-36.

11 .Rational types of Energy dissipators of Hydraulic Structures with small Number of Spillway bays. // XX Congresss of the International Association for Hydraulic Research. Seminar 3. 1983, (в соавторстве), с. 451-457.

12.Результаты осаждения наносов на модели ирригационного отстойника и сопоставление их с расчетными данными. // Сб. научных трудов МГМИ.

атурные и модельные исследования гидротехнических сооружений. М., 1983,

99-107.

13.Промывка ирригационного отстойника в условиях его подтопления со гороны реки. И Сб. научных трудов МГМИ. Натурные и модельные сследования гидротехнических сооружений. М., 1983, с. 108-117.

14.Трубчатые водосбросные сооружения с раструбными выходными головками. // Устройства нижнего бьефа водосбросов. М., Колос, 1984, (в оавторстве), с. 16-115.

15.Открытые малопролетные сооружения. // Устройства нижнего бьефа одосбросов. М., Колос, 1984, (в соавторстве), с. 116-147.

16.Эксплуатация и ремонт гидротехнических сооружений. Типовая рограмма для ВУЗов по специальности 1511 «Гидромелиорация». // М., Изд. 'СХА, 1986, (в соавторстве), с. 1-11.

17.Разрушение концевого участка водосбросной плотины. // Сб. научных рудов МГМИ. Натурные и лабораторные исследования гидротехнических ооружений. М., 1987, с. 51-57.

18.Comparison between two Methods of Predicting local Scours. // Report of the CXII Congress of Iahr in Lausanne. Seminar 1. 1987, c. 1-3.

19.Гидравлические условия в нижнем бьефе Сурского гидроузла. // Сб. [аучных трудов МГМИ. Исследования гидротехнических сооружений и юдохозяйственных комплексов. М., 1988, (в соавторстве), с. 24-30.

20.Гидравлический расчет гасителей энергии за трубчатыми водосбросами. / Гидравлические расчеты водосбросных гидротехнических сооружений. М., Энергоатомиздат, 1988, с. 401-404.

21.Обеспечение бессбойной работы нижнего бьефа малопролетных ¡одопропускных сооружений. // Гидравлические расчеты водосбросных -идротехнических сооружений. М., Энергоатомиздат, 1988, (в соавторстве), с. 120-422.

22.Эксплуатация и ремонт гидротехнических сооружений. // М., ВО Агропромиздат, 1989, с. 3-272.

23. Гидравлические исследования водосбросных гидротехнических юоружений и сооружений на каналах. // Лабораторные работы по гидротехническим сооружениям. М., ВО Агропромиздат, 1989, (в соавторстве), с. 23-66.

24.Рыбопропускные и рыбозашигные сооружения. // Лабораторные работы по гидротехническим сооружениям. М., ВО Агропромиздат, 1989, (в соавторстве), с. 127-146.

25.Проекгирование гидротехнических сооружений водохозяйственного назначения, (Пособие к СНиП 2.06.01-86 и СНиП 2.06.03-85). М., ВО Союзводпроект, 1989, с. 126-145.

26.Общие сведения о развивающихся странах различных регионов. //Особенности проектирования и строительства гидротехнических сооружений в условиях жаркого климата. М., Колос, 1993, (в соавторстве), с. 7-31.

27.Водозаборные сооружения и отстойники. // Особенности проектирования и строительства гидротехнических сооружений в условиях жаркого климата. М., Колос, 1993, с. 229-286. .

28Эксплуатация гидротехнических сооружений в условиях жаркого климата. // Особенности проектирования и строительства гидротехнических сооружений в условиях жаркого климата. М., Колос, 1993, с. 287-297.

29,Определение гидравлической крупности наносов- в концевом сечении ирригационного отстойника. // Тезисы докладов НТК МГУП. Строительная секция. М., 1996, с. 22-23.

30.Уравнение осаждения наносов в ирригационном отстойнике. // Тезисы докладов НТК МГУП. Строительная секция. М., 1996, с. 20-22.

31. У прощенный метод расчета ирригационных отстойников. //Тезисы докладов НТК МГУП. Строительная секция. М., 1996, с. 23-24.

32.Маневрированне затворами водосбросной плотины в составе комплексного гидроупа на крупной реке. // Тезисы докладов НТК МГУП. Строительная секция. М., 1996, с. 20.

33.Формирование шлейфа привлекающих скоростей перед входом в рыбопропускной шлюз с помощью отверстий водопропускных сооружений низконапорных речных гидроузлов. // Современные проблемы водного хозяйства и природообустройства. Тезисы докладов НТК МГУП. М., 1997, с. 109-110.

34.Расчетное обоснование рациональных конструкций гасителей энергии в нижнем бьефе водозаборных сооружений закрытого типа. II Современные проблемы водного хозяйства и природообустройства. Тезисы докладов НТК МГУП.М., 1997, с. 110-111.

35.0сновные положения эксплуатации водопропускных сооружений низко и средненапорных комплексных речных гидроузлов, // Современные проблемы водного хозяйства и природообустройства. Тезисы докладов НТК МГУП. М., 1997, с. 111-112.

ЗбЛСритическое состояние насыщения потока наносами в открытых руслах. // М., Гидротехническое строительство, №1,1996, с. 20-23.

37.Расчетное обоснование гидравлической крупности наносов на выходе из отстойника. // М., Гидротехническое строительство, №3, 1997, с. 53-56.■

38.Поиск оптимальных гидравлических и гидродинамических условий в пределах концевого крепления на водосбросе Сурского гидроузла. М., Гидротехническое строительство, №4,1997, (в соавторстве), с. 30-32.

39,Метод расчета осаждения наносов и параметров мутности потока в отстойниках. // М., Гидротехническое строительство, №10,1997.

40,Пропускная способность водозаборных сооружений рыбозащитными сетками в условиях жаркого климата. // М., Мелиорация и водное хозяйство, №4.1997, с. 34-36.

41.Особенности компоновок боковых водозаборов с аванкамерами в составе низконапорных равнинных гидроузлов. // М., Мелиорация и водное хозяйство, (в печати), 1997.

Рис. 1. Планы поверхностных и донных токов воды в верхнем бьефе и в аванкамерах водозаборного сооружения при: а) Яд = 1,0 (Рг = 0,063) и Кд = 0,05; б) Ко = 0,42, (/> = 0,028) и Кв = 0,11; в). 1Сд = 0,08, (Я> = 0,0011) и Кн=(\1\

Вшах I Ькр

Рг

Рис. 2. Диаграмма для выбора максимальной ширины (Д^) и компоновки водозабора в зависимости от а и Рг.

I II II- у гР* у'

* 1 у 6&>

ш ко'

Г-— ___ 1

»- -. >---

О 20 40 60 80 100

Вв (м)

Рис 3. Номограмма для определения параметров «а» и «в» при Л = \ .\Вв, т = 0,п~0.

Z 20

(см)

15

10

5

0

¡ | •' : 1

1

Г i i

у

i- ■■ —■— i 1

О 50 120 180 240 300 360 420 480 540

Т (мин)

Рис. 4. Кривая изменения перепада уровней (г) на рыбозащитной сетке во времени для речной воды региона с жарким климатом.

I

О 60 120 180 240 300 360 420 480 540

Т (мин)

Рис. 5. Изменение коэффициента сопротивления сетки во времени.

К{ 8 7 6 5 4 3 2

1-- ■ i i 1 1 !

------ —a.« — «-:—,-1-1--- ■ ! ! 1

i : ¡ i i

I / i ! ¡ ¡ !

Li I i

'/ i I ' i I |

: i ¡ ¡ 1 ; ;

О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

Т/Тст

Рис. 6. График для определения коэффициента сопротивления сетки в виде нормированной функции К4 = /(Т>Тст).

Рис. 7. Конструктивная и расчетная схема устройств нижнего бьефа трехпролетного водозаборного сооружения закрытого типа: 1 - трубы; 2 -рассеивающий порог; 3 - водобойная стенка; 4 - стенка раструба; 5 -открылок; 6 - отводящий канал; 7 - наклонная вставка.

ь.

а*

0,4 0.2

0 ог 44 Ц6 0.9 {.О /2 <4 ¿6 /,8 2,0 *А К*

Рис. 8. Кривые для определения высоты (А„) и местоположения рассеивающего порога (/„).

А А* .1

2>0 ' / •

/ ] ■ -о <4.

— % / ■

Ч ч. б 1 /

/

го- 4 » и * - о- 3 А-

/

А] 0 т/зетпрметна *; в ¡¡¿(/хпралётные

Нст.ф.

0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0

1ст.ф. 8 7

6

5

4

3

2

1

0

I

I У* *

♦ •А ♦

♦ . t • ■

1,0 0 1 0 2 0 3 0 ,4 0 ,5 0,6 0,7 0, Ьст.р

а)

V

к4

1 ** * г

1 I

/1 1 1

7 8 !ст.р.

Рис. 9. Диаграммы сравнения расчетных значений с экспериментальными данными для исследованных водозаборных сооружений закрытого типа: а) -высоты водобойной стенки б) - местоположения стенки (/ст).

Рис 10. Варианты конструкций раздельного устоя, устраиваемого в верхнем бьефе между ГЭС и водосбросной плотиной, и планы поверхностных и донных токов воды на входе в гидроэлектростанцию.

Рис. 11. Кривые изменения коэффициента деформации потока (Кд) зависимости от параметров УпуУ, и Ия62 при размещении РПС: а) -бокового водозабора; б) - у дамбы противоположного берега, при русловс компоновке с разделением русла в нижнем бьефе на две протоки.

Ьа/г

к. 12. Кривые изменения коэффициента деформации потока (Кд) в висимости от параметров Упу V/ и Инб/'2 при размещении РПС: а) - у берега ж пойменной компоновке; 5) - в середине водосбросной плотины.

Рис. 13. График изменения коэффициента транспортирующей способности потока в зависимости от концентрации наносов Кг ](Ро) по автору.

а о,1 <хг о.з »а . 04 ас о,г о,з ад ю £ Рис. 14. График для определения осредненной гидравлической крупности наносов по длине и в конце отстойника.

Данные получены: на отстойниках в натуре: 1 - Каракумского канала; 2 - Баграм-Тапинского; 3 - Кипчак-Боз-Су, 4 - Хош-Чабанлы; 7 - Куль-Арь*к; на крупномасштабных моделях; 5 - Каракумского канала; 6 - гидроузла Феллуджа (аат).

£

1 1 ! 1 -•

1 ! 1 I _____> /

) ( 1 1 1 !

! : ! ...... 1............. ________1 . .

) * л г*

Ы « •

.... I

р «им.

Рис. 15. Диаграммы сравнения расчетных значений мутности потока с измеренными в Каракумском канале-отстойнике, Баграм-Тапинском отстойнике и на крупномасютабной модели Каракумского отстойника: а) -по А. Г. Хачатряну и Ю. А. Ибад-Заде; б) - по автору.