Гидравлические расчёты сооружений деривационного узла

Для случая расчета водобойной стенки, выяснения условий сопряжения потока за ней, величина (E0)1 и q1 определяются по формулам:

=1,34 м; (2.30)

=0,873м2/с; (2.31)

Тогда =0,625.

Вторая сопряженная глубина в сжатом сечении (hc")1 определяется по значению с помощью таблиц (1, табл.П.

2.1., стр.

46−49) следующим образом: по значению =0,625 находится τс``=0,54. Тогда вторая сопряженная глубина определяется по зависимости (hc")1= τс``(E0)1=0,54*1,34=0,72 м.

В нашем случае (hc")1=0,72 м > h02=0,62 м, тогда за стенкой образуется отогнанный гидравлический прыжок и следует установить еще одну водобойную стенку, которая обеспечит затопление прыжка и водобойной стенки. В этом случае водобойная стенка будет работать как водослив затопленный, и необходимо уточнить величину, поскольку коэффициент подтопления σn<1. Величину σn рекомендуется определять по графику А. А. Угинчуса (1, рис.

2.9., стр.

33).

Для определения коэффициента σn предварительно вычисляется и. Критическая глубина потока в расширяющемся русле выходной части быстротока определяется формулой:

. (2.32)

Высота второй водобойной стенки С2 определится из формулы:

(2.33)

где; .

Скорость водного потока между первой и второй стенкой определится из формулы:

(2.34)

где =1,0 м.

В приведенной формуле определяет расстояние между первой и второй стенками, которое определяется выражением:

(2.35)

где — дальность падения струи, сходящей с первой стенки; - длина прыжка, образующегося за первой стенкой.

Указанные гидравлические параметры потока могут быть получены из формул:

; (2.36)

. (2.37)

=2,16 м;

=0,99 м;

=3,18 м;

=9,95 м;

=22,1 м;

=1,06м/с;

=0,59 м;

=0,53 м;

=0,26 м;

=0,44 м.

Рассчитаем, пользуясь методом И. И. Агроскина, (hc")2:

=0,85 м

=0,837м2/с;

=1,189;

τс``=0,649;

(hc")2=0,649*0,85=0,55 м.

=0,17;

=0,273;

Из графика А. А. Угинчуса (1, рис.

2.9., стр.

33) σn=0,92.

Проведем пересчет найденных выше величин с учетом нового значения коэффициента подтопления.

=0,64 м;

=0,66м/с;

=0,62 м;

=0,70 м;

=1,34 м;

=0,873м2/с;

=0,625;

τс``=0,54;

(hc")1= 0,54*1,34=0,72 м;

=2,16 м;

=1,0 м;

=3,16 м;

=9,93 м;

=22,1 м;

=1,06м/с;

=0,62 м;

=0,56 м;

=0,23 м;

=0,85 м

=0,837м2/с;

=1,189;

τс``=0,649;

(hc")2=0,649*0,85=0,55 м.

В результате получается (hc")2=0,55 м < h02=0,62 м, тогда за стенкой образуется затопленный гидравлический прыжок и окончательно принимаем установку двух водобойных стенок с высотами: С1=0,7 м;С2=0,23 м. Схема установки водобойных стенок представлена на рисунке 2.

4.2.

Длина воронки при двух водобойных стенках определяется по формуле:

(2.38)

где — расстояние между стенками; l3=3÷4м.

=14,5 м.

Раздел 3. Гидравлический расчет водосливной плотины В курсовой работе выполняется расчет водосливной плотины с вертикальным уступом, устраиваемым с целью отбросить струю в нижний бьеф на такое расстояние, чтобы образующийся в месте падения струи размыв русла был безопасным для устойчивости сооружения. Водосливная плотина выполняется в виде водослива практического профиля с криволинейным очертанием сливной грани.

Расчетный расход воды через водосливную плотину определяется по формуле:

(3.1)

где Qmax=800м3/с — максимальный расход в реке расчетной обеспеченности.

=680м3/с.

Общая ширина водосливного фронта водосливной плотины Вв равна:

(3.2)

где qр — удельный расчетный расход в нижнем бьефе водосливной плотины, который следует принять равным 50÷70 м2/с.

=11,3 м.

Окончательно примем ширину водосливного фронта =12м.

После определения суммарной ширины водосливного фронта следует, подобрать ширину bп и число пролетов nп таким образом, чтобы В=bпnп ≥ Вв.

Принимаем bп=6м, а число пролетов nп=2.

Полный напор на гребне водосливной плотины определяется по формуле:

(3.3)

где — коэффициент расхода водослива, в первом приближении =0,49; - коэффициент сжатия, также в первом приближении =1.

=8,8 м.

Величину уточним путем учета явления сжатия потока на гребне водослива, что можно сделать, вычислив по формуле:

(3.4)

где =4 — общее число боковых сжатий для всего водосливного фронта; ξ - коэффициент формы оголовков промежуточных быков, который может быть принят ξ=0,7.

=0,8.

=10,2 м. (3.5)

Геометрический напор на гребне водосливной плотины определяется по формуле:

(3.6)

где V0=1,8м/с- скорость подхода потока к водосливу.

=10,0 м.

Отметка гребня водослива определяется по формуле:

(3.7)

где =310м БС — отметка форсированного подпорного уровня.

=300м БС.

Геометрический напор на гребне водослива при нормальном подпорном уровне водохранилища равен:

; (3.8)

=8,0м БС.

Принятое значение =8,0 м в дальнейших расчетах считается профилирующим (проектным) напором Нпр.

Построение оголовка водосливной плотины — водослива с безвакуумным криволинейным профилем — выполняется по координатам, приведенным в таблице (1, табл. П.

3.1, стр.

49). В настоящей работе предлагается использовать координаты для построения безвакуумного водослива с оголовком профиля В по данным Кригера. Поскольку табличные значения координат приведены для напора Н=1, их необходимо умножить на величину Нпр.

Получаем следующие координаты (см. табл. 3.1).

Таблица 3.1 — координаты для построения безвауумного водослива с оголовком профиля В по данным Кригера (при Н=8)

x, м y, м x, м y, м 0,0 0,344 11,2 5,32 0,8 0,08 13,6 7,936 1,6 0 16,0 11,016 2,4 0,04 20,0 17,12 3,2 0,184 24,0 24,48 4,8 0,72 28,0 32,72 6,4 1,512 32,0 41,92 8,0 2,568 36,0 52,64 9,6 3,84

Далее следует оценить пропускную способность водослива при отметке, для чего необходимо определить отметку гребня водослива:

; (3.9)

=300м БС.

Геометрический напор на гребне при отметке определяется выражением:

; (3.10)

=10м БС.

Уточненный коэффициент расхода водослива определяется по формуле Н. Н. Павловского:

(3.11)

где — коэффициент формы; - коэффициент полноты напора; =0,504.

Значение коэффициента принимается в зависимости от углов, и от величины С/Рв по (1, табл. П.

4.1, стр.

50).

Высота водослива со стороны верхнего бьефа Рв определяется как разность отметок гребня водослива и дна:

; (3.12)

=40м.

Построение напорной грани водослива (см. рис. 3.1) выполним исходя из конструктивных особенностей, приняв, например, угол =35°, =60°, а величину С≈0,9Рв=28,8 м. Тогда =0,962. Значение коэффициента полноты напора определяется в зависимости от угла =35°, и отношения =1,25 по (1, табл. П.

5.1, стр.

51). Получаем =1,0196.

=0,494

Уточненное значение коэффициента расхода =0,494 позволяет определить расход воды через водослив при отметке в водохранилище, равной :

(3.13)

где — коэффициент сжатия, вычисленный по приведенной выше формуле (3.4) при; - полный напор на гребне водослива при, вычисленный в предложении неизменности скорости подхода V0.

=10,2 м;

=0,762;

=652м3/с.

Полученная величина =622 м3/с < = 680м3/с, отсюда делаем вывод, что пропускная способность водослива недостаточна.

Для сопряжения сливной грани с отметкой, определяемой положением носка-уступа, следует воспользоваться значениями сопрягающих радиусов R в зависимости от напора на водосливе =10м и высоты водосливной плотины в нижнем бьефе =30м по (1, табл. П.

6.1, стр.

52). Получаем R=17,8 м.

Далее необходимо выбрать отметку вертикального уступа с носком из условия обеспечения максимальной дальности полета струи.

Дальность отброса струи Lc при скорости Vc схода струи с носка, направленной под углом αн (рис. 3.2), определяется по формуле:

(3.14)

где Z — перепад между верхним и нижним бьефами с учетом скорости подхода, м; Z1 — полный напор над носком-трамплином, м; ka — коэффициент, учитывающий влияние аэрации и расщепления струи в полете; φ - коэффициент скорости, учитывающий потери напора на всем водосбросном тракте вплоть до выходного сечения носка-трамплина; hc — глубина потока на сходе с носка.

Значение скорости потока Vc и его глубина hс на сходе с носка могут быть приблизительно определены по следующим зависимостям:

;, (3.15)

где q=Q/B — удельный расход, определенный в предположении, что раздельный бык полностью разделяет поток в пределах смежных водосбросных отверстий.

Коэффициент скорости φ определяется по зависимости:

(3.16)

где Z1 и — полный напор (с учетом скоростного подхода) соответственно над уступом и на гребне водослива, м; - критическая глубина потока.

Угол входа струи под уровень нижнего бьефа определяется по формуле

(3.17)

где Z2≈1÷2=1,5 м.

=40,2 м;

Z1=Z — Z2=40,2 — 1,5=38,7 м

q=652/12=54,3м3/с;

=6,9 м;

=0,985;

=26,6м/с;

=2,0 м.

Коэффициент ka принимается равным 1 при значениях числа Фруда в сечении потока на сходе с носка-трамплина <30÷35; при больших значениях Fr коэффициент ka может быть принят равным 0,8÷0,9.

В нашем случае=36 поэтому принимаем ka равным 0,9.

Средняя скорость входа струи под уровень нижнего бьефа без учета аэрации, потерь энергии и распада струи вычисляется по зависимости

(3.18)

Чем ниже расположен носок-трамплин, тем дальше отброс струи, поэтому для увеличения дальности отброса струи носок следует располагать ниже. В курсовой работе отметка верха носка принимается равной =270м, а величину угла наклона αн, которая при соответствующем значении n=Z1/Z обеспечивает наибольшую дальность отброса струи, определяется по формуле:

. (3.19)

n=38,7/40,2=0,963;

=0,981;

=44,5°≈45°; tg45°=1;

=27,7м/с;

=0,958;

=43,8°≈44°; tg44°=0,966;

=66,7 м.

Положение центра ямы размыва L1 определяется по формуле для Lc путем введения вместо hc величины (Z2 + hp), где hp — максимальная глубина в воронке размыва.

Для предварительных расчетов максимальной глубины воды в воронке размыва скального русла, считая, что основание представлено породами с развитой трещиноватостью, следует воспользоваться формулой А. Г. Соловьевой:

(3.20)

где — максимальная глубина воды в нижнем бьефе, м; d — средняя крупность скальных отдельностей, равная диаметру эквивалентного по объему шара, в курсовой работе среднюю крупность скальных отдельностей следует принять равной d=(0,15÷2,5)м; Fr=Vc/(ghc)=36.

=10м;

=25,7 м;

Z2 + hp=1,5+25,7=27,2 м;

=83,9 м.

Для ориентировочной оценки угла верхового откоса воронки размыва αв.в. может быть использован график (1, рис.

3.3, стр.

43). Для нашего случая αв.в.=26°.

По результатам расчетов строим поперечный профиль плотины и ямы разрыва с указанием основных отметок и размеров (см. рис 3.1 и рис. 3.2).

Литература

Гидравлические расчеты сооружений деривационного узла: метод. указ. — Н.: НГАСУ, 2005. — 52с.

Справочник по гидравлике / под ред. В. А. Большакова. — Киев: Вища школа, 1984. — 343с.

Справочник по гидравлическим расчетам / под ред. П. Г. Киселева. — М.: Энергия, 1975. — 352с.

Чертоусов М. Д. Гидравлика (специальный курс). — Л.: Госэнергоиздат, 1957. — 640с.

Чугаев Р. Р. Гидравлика. — М.: Энергия, 1977. — 600с.