Всё для Учёбы — студенческий файлообменник
1 монета
docx

Студенческий документ № 046139 из МГСУ НИУ (МГСУ-МИСИ)

Министерство образования и науки Российской Федерации

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования

"Московский государственный строительный университет "

Институт гидротехнического и энергетического строительства

Кафедра гидравлики и водных ресурсов

КУРСОВАЯ РАБОТА

"ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ЭЛЕМЕНТОВ

ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ"

Задание выдано:

" " ____________ 20_____г

Вариант №___

Выполнил студент:

__________________ (_________________________________),

факультет _______, курс ____, группа ____.

Сдано на просмотр : Работа защищена с оценкой :

"_____"_________20____г "_____"_________20____г

________________________ Преподаватель:

_____________________________

_____________________________

Москва 2014 год

СОДЕРЖАНИЕ :

1.Гидравлический расчет водосливной плотины 3-5 стр.

1.1 .Исходные данные 3 стр.

1.2 .Расчет напора на оголовке и отметки гребня водослива 3-5 стр.

1.3 .Построение очертаний водосливной поверхности 5 стр.

2.Сопряжение бьефов за водосливом и расчет водобойных сооружений 6-18стр.

2.1 .Сопряжение бьефов за водосливом 6-9 стр.

2.1.1. Исходные данные 6 стр.

2.1.2. Расчет сжатой глубины 6-7 стр.

2.1.3. Расчет нормальной глубины 7-8 стр.

2.1.4. Определение положения гидравлического прыжка и построение кривой свободно поверхности потока 8-9 стр.

2.2 .Гидравлически расчет водобойных сооружений 10-18 стр.

2.2.1. Расчет водобойного колодца 10-12 стр.

2.2.2. Расчет водобойной стенки 12-16 стр.

2.2.3. Расчет комбинированного водобойного колодца 16-18 стр.

3.Расчет фильтрации под водосливной плотиной 19-21 стр.

3.1. Исходные данные 19 стр.

3.2. Построение гидрометрической сетки фильтрационного течения 19 стр.

3.3. Расчет скоростей фильтрационного потока на выходе в нижний бьеф 19-20 стр.

3.4. Расчет фильтрационного расхода под водосливной плотиной 20 стр.

3.5. Расчет силы давления фильтрационного потока на подошву

водослива 20-21 стр.

4.Гидравлический расчет быстротока 22-27 стр.

4.1. Исходные данные 22 стр.

4.2. Гидравлический расчет входного участка быстротока 22-23 стр.

4.3. Гидравлический расчет быстроточной части 23-26 стр.

4.4. Гидравлический расчет выходного участка быстротока 26-27 стр.

5.Гидравлически расчет судоходного шлюза 28-33 стр.

5.1. Исходные данные 28 стр.

5.2. Определение размеров клинкетного отверстия при наполнении верхней камеры шлюза 28-29 стр.

5.3. Определение размеров водопроводной галереи между верхней и нижней камерами шлюза 29-31 стр.

5.4. Определение размеров водопроводной галереи нижней

камерами шлюза 31 стр.

5.5. Построение гидравлических характеристик опорожнения нижней камеры шлюза 31-33 стр.

1.ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ВОДОСЛИВНОЙ ПЛОТИНЫ

Задачей расчета является определение отметки гребня и высоты водослива, вычисление координат водосливной поверхности, определение радиуса окружности, сопрягающей водосливную поверхность с водобойной плитой.

1.1. Исходные данные

Таблица 1.1

Исходные данные для гидравлического расчета водослива

№ Наименование заданного параметра Обозначение,

величина, описание 1 Максимальны расчетный расход, м3\с Qmax =3250 2 Тип оголовка водослива тип А 3 Отметка нормального подпорного уровня, м НПУ=35 4 Отметка дна перед и ниже плотины, м дна=0 5 Количество водосбросных пролетов N=10 6 Ширина водосбросных пролетов, м b=14 7 Толщина промежуточных быков, м a=2 8 Ширина горизонтальной вставки на гребне водослива, м С=1 9 Форма промежуточных быков Криволинейно

заостренная 10 Уклон дна русла i=8*10-4 11 Шероховатость русла (по Н.Н. Павловскому) n=0,025 12 Плановое очертание примыкающего к плотине расчетного участка русла прямолинейное 13 Форма поперечного участка русла прямоугольная 14 Примыкание водосливной плотины к боковым стенкам Вплотную, затворы боковых пролетов крепятся в пазах стенок

1.2 Расчет напора на оголовке и отметки гребня водослива

Расчет выполняется по универсальной формуле расхода водослива с учетом влияния скорости потока V0 на подходе к нему, коэффициентов бокового сжатия и подтопления .

Q_max=m?_n ?Bv2g H_0^(3?2), (1.1)

где m - коэффициент расхода водослива; ?n - коэффициент подтопления водослива; ? - коэффициент бокового сжатия при входе потока в водосливной пролет; g - ускорение силы тяжести, g = 9,81 м/с2; Н0 - полны напор на гребне водослива с учетом скорости подхода потока, м;

В - суммарная геометрическая ширина водосливных пролетов

B=b•N=14•10=140 м, (1.2)

где b - ширина одного водосливного пролета, b = 14 м (строка 6 в табл. 1.1); N - количество водосливных пролетов в плотине, N = 10 (строка 5в табл. 1.1 ).

При наличии на гребне водослива горизонтальной вставки шириной С (строка 8 в табл. 1.1) коэффициент расхода m уменьшается на 3% , то есть в формулу (1.1) вводится множитель 0,97.

Q_max=0,97m?_n ?Bv2g H_0^(3?2), (1.3)

Положим, что подтопление водослива отсутствует, что позволяет принять ?n = 1 и привести формулу (1.3) к виду

H_0= ?((Q_max^2)/(?0,97?^2 m^2 B_Э^2 2g)) , (1.4)

где ВЭ - эффективная ширина водосливного фронта

В_Э= ?-?b_Э= ?В?, (1.5)

где bЭ - эффективная ширина водосливного пролета, определяемая по формуле Френсиса

b_Э= ?b=b-0,1n^' ?H_0 , (1.6)

где ? - коэффициент формы оголовков разделительных быков, принимается равным ? = 0,4 в соответствии с заданной криволинейно-заостренной формой (строка 9 в табл. 1.1); n' - число боковых сжатий, в одном пролете: в соответствии с заданием на курсовую работу n'1 = 2 в 8 внутренних пролетах и n'2= 1 в двух крайних ( строка 14 в табл. 1.1.).

Тогда эффективная ширина водосливного фронта будет равна

В_Э=(N-2)(b-0,1n_1^' ?H_0 )+2(b-0,1n_2^' ?H_0 )= N(b-0,1n_1^' ?H_0 )+0,2?H_0 . (1.7)

Расчет по формуле (1.4) производится методом последовательных приближений (итераций), принимая согласно исходных данных Qmax = 3250 м3/с ( строка 1 в табл. 1.1), и m = 0,49 для безвакуумного водослива практического профиля типа А ( строка 2 в табл. 1.1)

В первом приближении положим ? = 1, тогда ВЭ = В и полный напор на гребне водослива составит

H_0^((1))= ?((Q_max^2)/(?0,97?^2 m^2 B_Э^2 2g))= ?(?3250?^2/(?0,97?^2•?0,49?^2•?140?^2•2•9,81) )=4,95 м,

По формуле (1.7) вычислим при найденном полном напоре эффективную ширину водосливного фронта

В_Э=N(b-0,1n_1^' ?H_0 )+0,2?H_0=10(14-0,1•2•0,4•4,95)+0,2•0,4•4,95=136,44 м

Второе приближение

H_0^((2))= ?((Q_max^2)/(?0,97?^2 m^2 B_Э^2 2g))= ?(?3250?^2/(?0,97?^2•?0,49?^2•?136,44?^2•2•9,81) )=5,04 м,

Определим невязку между вторым и первым приближениями

|(H_0^((i))-H_0^((i-1)))/(H_0^((i)) )|=|(H_0^((2))-H_0^((1)))/(H_0^((2)) )|=|(5,04-4,95)/5,04|=0,017h_б=5,7 м,

то коэффициент подтопления будет равен ?n = 1. Следовательно , перерасчет найденных значений напоров H0 = 5,04 м и H = 5,02 м, а также отметки гребня водослива Гр=29,98 м и его высоты

P = 29,98 м не требуются.

1.3. Построение очертаний водосливной поверхности

Координаты водосливной поверхности водослива получают умножением табличных значений координат Кригера - Офицерова, полученных для условного напора 1 м , на найденное выше значение геометрического напора, равное H = 5,02 м по формулам

X=x•H ; Y=y•H. (1.9)

Результаты расчетов сведены в табл. 1.2. Расчеты выполнены для безвакуумного водослива практического профиля типа А ( строка 2 в табл. 1.1).

Таблица 1.2

Координаты водослива практического профиля типа А

при геометрическом напоре H = 5,02 м

По Кригеру-Офицерову Проектный водослив По Кригеру-Офицерову Проектный водослив x,м у,м X,м Y,м x,м у,м X,м Y,м 0 0,126 0,00 0,63 2,00 1,235 11,04 6,20 0,10 0,036 0,50 0,18 2,10 1,369 11,54 6,87 0,20 0,007 1,00 0,04 2,20 1,508 12,04 7,57 0,30 0 1,51 0,00 2,30 1,653 12,55 8,30 0,40 0,006 3,01 0,03 2,40 1,894 13,05 9,51 0,50 0,027 3,51 0,14 2,50 1,960 13,55 9,84 0,60 0,060 4,01 0,30 2,60 2,122 14,05 10,65 0,70 0,100 4,51 0,50 2,70 2,289 14,55 11,49 0,80 0,146 5,02 0,73 2,80 2,462 15,06 12,36 0,90 0,198 5,52 0,99 2,90 2,640 15,56 13,25 1,00 0,256 6,02 1,29 3,00 2,824 16,06 14,18 1,10 0,321 6,52 1,61 3,10 3,013 16,56 15,13 1,20 0,394 7,02 1,98 3,20 3,207 17,06 16,10 1,30 0,475 7,53 2,38 3,30 3,405 17,57 17,09 1,40 0,564 8,03 2,83 3,40 3,609 18,07 18,12 1,50 0,661 8,53 3,32 3,50 3,818 18,57 19,17 1,60 0,764 9,03 3,84 3,60 4,031 19,07 20,24 1,70 0,873 9,53 4,38 3,70 4,249 19,57 21,33 1,80 0,987 10,04 4,95 3,80 4,471 20,08 22,44 1,90 1,108 10,54 5,56 4,00 4,930 21,08 24,75

Сопряжение водосливной поверхности плотины с дном водобоя производится по дуге окружности радиуса R. Значение сопрягающего радиуса находим по формуле

R=2H[(1+P/H)^(1?2)-1]^(1?2)=2•5,02[(1+29,88/5,02)^(1?2)-1]^(1?2)=12,84 м.

2. СОПРЯЖЕНИЕ БЬЕФОВ ЗА ВОДОСЛИВОМ

И РАСЧЕТ ВОДОБОЙНЫХ СООРУЖЕНИЙ

2.1 Сопряжение бьефов за водосливом

Сопряжение бьефов - это процесс перевода потока из верхнего бьефа в нижний, сопровождающийся гидравлическим прыжком, в результате которого поток переходит из бурного состояния в спокойное. Расчеты сопряжения бьефов за водосливной плотиной направлены на выяснение положения гидравлического прыжка в нижнем бьефе относительно водосливной плотины, определение дальности отгона прыжка и принятия мер по его затоплению непосредственно за водосливом на водобойных сооружениях.

2.1.1. Исходные данные

Таблица 2.1

Исходные данные для расчета сопряжения бьефов за водосливом

№ Наименование заданного или

вычисленного выше параметра Обозначение,

величина, описание 1 Максимальны расчетный расход, м3\с Qmax =3250 2 Полный напор на водосливе, м H0 = 5,04 3 Высота плотины, м P = 29,98 4 Ширина водосливного фронта, м B_k=158 5 Уклон дня русла i=8*10-4 6 Шероховатость русла (по Н.Н. Павловскому) n=0,025 7 Плановое очертание примыкающего к плотине расчетного участка русла прямолинейное 8 Форма поперечного участка русла прямоугольная

2.1.2. Расчет сжатой глубины

Глубину потока в сжатом сечении hc вычисляем методом последовательных приближений (итераций ) по формуле

h_c= Q_max/(?B_k v(2g(T_0-h_c))), (2.1)

где ? - коэффициент скорости, определяемы по формуле

1/?=1+2•?10?^(-3) ((T_0-H_0)/h_K )^(4?3); (2.2)

T_0 - полный запас удельной энергии потока перед водосливной плотиной относительно дна водобоя

T_0= H_0+P=5,04+29,98=35,02 м; (2.3)

h_K - критическая глубина

h_K= ?((?Q_max^2)/(gB_k^2 ))=?((1,05•?3250?^2)/(9,81•?158?^2 ))=3,56 м, (2.4)

здесь коэффициент Кориолиса принят равным ? = 1,05.

Отсюда согласно формуле (2.2) находим

1/?=1+2•?10?^(-3) ((T_0-H_0)/h_K )^(4?3)=1+2•?10?^(-3) ((35,02-5,04)/3,56)^(4?3)=1,034 .

В первом приближении в право части формулы (2.1) принимаем hc = 0, тогда

h_c^((1))= Q_max/(?B_k v(2gT_0 ))=1,034 3250/(158v(2•9,81•35,02))=0,811 м.

Подставляя полученное значение h_c^((1))в правую часть (2.1), определяем сжатую глубину во втором приближении

h_c^((2))= Q_max/(?B_k v(2g(T_0-h_c^((1)))))=1,034 3250/(158v(2•9,81•(35,02-0,811)))=0,821 м.

Вычисляем невязку между вторым и первым приближениями

|(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_c^((2))-h_c^((1)))/(h_c^((2)) )|=|(0,821-0,811)/0,821|=0,012 Vдоп.

Возможные мероприятия:

- искусственное крепление откосов и дня русла в зоне гидроузла,

- увеличение площади живого сечения потока за счет расчистки, расширения и углубления русла.

При скальных подстилающих породах расчетная скорость течения будет меньше допустимо (V h_K . (2.11)

Эти неравенства выполняются, поскольку согласно расчетам h_c = 0,821 м, h_K = 3,56 м и

h_0 = 5,86 м. Причем h_0 = 5,7 м ?1,25• h_K=1,25•3,56=4,45 м, следовательно, в нижнем бьефе реализуется совершенный прыжок. Для заданного русла прямоугольного сечения раздельная глубина прыжка составит

h_разд=h_c/2 [v(1+8(h_K/h_c )^3 )-1]=0,821/2 [v(1+8(3,56/0,821)^3 )-1]=10,08 м.

Поскольку

h_разд=10,08 м> h_0=5,7 м,

то возникает отгон гидравлического прыжка

Вычислим глубину, сопряженную с бытовой

h_n=h_0/2 [v(1+8(h_K/h_0 )^3 )-1]=5,86/2 [v(1+8(3,56/5,86)^3 )-1]=1,97 м.

при которой реализуется прыжковый переход потока в нижнем бьефе из бурного в спокойное течение. При этом длина гидравлического прыжка составит

l_n=2,5(1,9h_0-h_n )=2,5(1,9•5,86-1,97)=22,91 м.

Кривую свободной поверхности будем строить по 5 промежуточным створам, разбив перепад высот кривой подпора на 6 равных доле с шагом по высоте

?h=(h_n-h_c)/6=(1,97-0,821)/6=0,1915 м,

при этом глубина потока в створах начиная с i = 1 по 6 будет равна

h_i=h_c+i?h. (2.12)

Нулевым створом будем полагать створ сжатого сечения с глубиной h_c=0,821 м ,а шестым - створ с глубиной h_n=1,97 м.

Расчет кривой подпора будем выполнять по уравнению Бахметева для неравномерного плавно изменяющегося движения жидкости в призматическом русле с положительным уклоном

l_i=h_0/i {?_i-?_(i-1)-(1-j_срi )[?(?_i )-?(?_(i-1) )]}, (2.13)

где h_i, h_(i-1)- глубины в конце и в начале расчетного участка длиной l_i; ?i, ?i-1 - относительные глубины

?_i=h_i/h_0 , ?_(i-1)=h_(i-1)/h_0 ; (2.14)

jср - параметр Павловского

j_ср= (?C_ср^2)/g i B_k/?_ср , (2.15)

в котором Ccp - коэффициент Шези, определяемы по формуле Маннинга (2.10); i - уклон дна русла; Rcp, ?cp - гидравлический радиус и смоченный периметр при

h=h_cp=(h_i+h_(i-1))/2; (2.16)

?(?i) и ?(?i-1) - функции относительных глубин, принимаемые в данном случае равными ?(?i) = ?i, поскольку для диапазона ?i от ?_1= h_c?h_0 = 0,821?5,86=0,140 до ?_4= h_4?h_0 = 1,588?5,86=0,271 реализуется условие ?i0,03

Так как невязка более 3% повторяем расчет сжато глубины в следующей итерации

h_c^((2))= Q_max/(?B_k v(2g(T_0-h_c^((1)))))=1,043 3250/(158v(2•9,81•(39,65-0,775)))=0,775 м.

Поскольку невязка

|(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_c^((2))-?h_c?^((1)))/(h_c^((2)) )|=|(0,775-0,775)/0,775|=00,03.

Так как невязка более 3% повторяем расчет глубины водобойного колодца на следующем шаге. Последовательно находим

T_0=H_0+P+d=5,04+29,98+4,98=40 м,

1/?=1+2•?10?^(-3) ((T_0-H_0)/h_K )^(4?3)=1+2•?10?^(-3) ((40-5,04)/3,56)^(4?3)=1,042 ,

h_c^((1))= Q_max/(?B_k v(2g(T_0-h_c^((1)))))=1,042 3250/(158v(2•9,81•(40-0,775)))=0,773 м.

Вычисляем невязку в расчете сжатой глубины

|(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_c^((1))-h_c)/(h_c^((1)) )|=|(0,773-0,775)/0,773|=0,002 h_б=h_0=5,86 м, следовательно, исключается вероятность подтопления водобойной стенки.

Для определения режима сопряжения бьефов рассчитаем сжатую глубину после водобойной стенки h_(с.cm). В первом приближении примем

h_(c.cm)^((1))= Q_max/(?_cm B_k v(2gt_0кол ))=3250/(0,95•158v(2•9,81•11,27))=1,46 м,

где ?_cm - коэффициент скорости принят равным ?_cm=0,95; t_0кол - полный запас удельной энергии перед стенкой, найденный по формуле

t_0кол=t_кол+(?V_0кол^2)/2g=11,09+(1,05•?1,85?^2)/(2•9,81)=11,27 м.

Второе приближение находим

h_(c.cm)^((2))= Q_max/(?_cm B_k v(2g(t_0кол-h_(с.cm))))=3250/(0,95•158v(2•9,81•(11,27-1,46)))=1,56 м.

Вычисляем невязку между первым и вторым приближениями

|(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_c^((2))-?h_c?^((1)))/(h_c^((2)) )|=|(1,56-1,46)/1,56|=0,064>0,03,

следовательно, требуется выполнить следующее приближение.

В результате третьего приближения получим

h_(c.cm)^((3))= Q_max/(?_cm B_k v(2g(t_0кол-h_(с.cm))))=3250/(0,95•158v(2•9,81•(11,27-1,56)))=1,57 м.

и |(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_c^((3))-?h_c?^((2)))/(h_c^((3)) )|=|(1,57-1,56)/1,57|=0,0064h_б=h_0=5,86 м.

Следовательно, гидравлически прыжок после стенки находится в отогнанном состоянии, что недопустимо, поэтому необходимо устройство второй водобойной стенки. Глубину потока перед второй водобойной стенкой определяем по формуле

t_ст= ?h_(разд.cm)=1,1•6,84=7,52 м.

Так как получается, что C^((1))=6,53 м0,03,

следовательно, требуется выполнить следующее приближение.

В результате третьего приближения получим

?h ?_(2 c.cm)^((3))= Q_max/(?_cm B_k v(2g(t_0ст-h_(2 с.cm))))=3250/(0,95•158v(2•9,81•(7,91-1,97)))=2 м.

и |(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_(2 c)^((3))-?h_(2 c)?^((2)))/(h_(2 c)^((3)) )|=|(2-1,97)/2|=0,0150,03

Так как невязка более 3% повторяем расчет сжатой глубины в следующей итерации

h_c^((2))= Q_max/(?B_k v(2g(T_0-h_c^((1)))))=1,039 3250/(158v(2•9,81•(38,26-0,788)))=0,788 м.

Поскольку невязка

|(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_c^((2))-?h_c?^((1)))/(h_c^((2)) )|=|(0,788-0,788)/0,788|=00,03.

Так как невязка более 3% повторяем расчет глубины водобойного колодца на следующем итерационном шаге. Находим.

T_0=H_0+P+d=5,04+29,98+3,49=38,51 м,

1/?=1+2•?10?^(-3) ((T_0-H_0)/h_K )^(4?3)=1+2•?10?^(-3) ((38,51-5,04)/3,56)^(4?3)=1,040 ,

h_c^((1))= Q_max/(?B_k v(2g(T_0-h_c^ )))=1,040 3250/(158v(2•9,81•(38,51-0,788)))=0,786 м.

Вычисляем невязку в расчете сжатой глубины

|(h_c^((i))-h_c^((i-1)))/(h_c^((i)) )|=|(h_c^((1))-h_c)/(h_c^((1)) )|=|(0,786-0,788)/0,786|=0,002h_0^''', таким образом, прыжок будет отогнанным, поэтому в конце быстротока необходимо выполнить водобойное устройство.

В качестве водобойного устройства принимается водобойный колодец, его глубина определятся по формуле

d^ =t_кол-h_0^'''-?Z; (4.18)

где t_кол- глубина воды в колодце

t_кол= ?h_разд; (4.19)

где ?- коэффициент запаса (коэффициент затопления прыжка), равный ?=1,05...1,1; ?Z- перепад на выходе из водобойного колодца

?Z=(Q_^2)/(2gb_пр^2 ) (1/?(?_кол^ h_0^''')?^2 -1/(t_кол^2 )); (4.20)

?_кол^ -коэффициент скорости, ?_кол^ =0,85...0,9.

Поскольку изменение сжатой глубины h_c в результате заглубления дана колодца ниже отметки ?кон=0 м можно полагать несущественным, то расчет выполняется без повторных уточняющих итераций.

Таким образом, имеем

t_кол= ?h_разд=1,05•5,65=5,93 м,

?Z=(Q_^2)/(2gb_пр^2 ) (1/(?_кол^ h_0^''' )^2 -1/(t_кол^2 ))=(?165?_^2)/(2•9,81•?18,98?^2 ) (1/(0,9•1,73)^2 -1/?5,93?^2 )=1,48 м.

В результате глубина колодца составит

d^ =t_кол-h_0^'''-?Z=5,93-1,73-1,48=2,72 м.

Длину гидравлического прыжка в водобойном колодце вычисляем по формулам Н.Н. Павловского

l_n=2,5(1,9h_разд-h_с )=2,5(1,9•5,65-0,463)=25,68 м.

и М.Д. Чертоусова

l_n=10,3h_c [v((h_K/h_c )^3 )-1]^0,81=10,3•0,463[v((2/0,463)^3 )-1]^0,81=25,64 м.

Принимая в качестве расчетного максимальное значение l_n=25,68 м,длину водобойного колодца l_кол, отсчитываемую от сжатого сечения, определяем по формуле

l_кол=0,8l_n=0,8•25,68=20,54 м.

Выходной оголовок отводящего канала, устраиваемый за водобойным колодцем, имеет углы расхождения открылков ?=12°.

5. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ СУДОХОДНОГО ШЛЮЗА

Задачей расчета является определение основных размеров клинкетного отверстия и водопроводных галерей шлюза, а также определение гидравлических характеристик процесса опорожнение нижней камеры шлюза.

5.1. Исходные данные

Таблица 5.1

Исходные данные для гидравлического расчета шлюза

№ Наименование заданного параметра Обозначение,

величина, описание 1 Длина камеры шлюза, м L_K=180 2 Ширина камеры шлюза, м B_K=18 3 Глубина в верхнем и нижнем бьефах и минимальная глубина в камерах шлюза, м H_K=3,9 4 Высота стенки падения, м P=5,1 5 Время наполнения - опорожнения камеры шлюза, м T=20

5.2. Определение размеров клинкетного отверстия при

наполнении верхней камеры шлюза

Наполнение верхней камеры шлюза осуществляется в два этапа:

1) на первом этапе в период 0

2) на втором этапе период t_затв

При этих условиях расчетную высоту клинкетного отверстия в шлюзовых воротах в голове верхней камеры найдем из выражения

?_0=2?/(? ?Tbv(2gH_K )) [ P-H_K (1-? ?/?_max )]; (5.1)

где ?- площадь зеркала воды в камере шлюза, ?=L_K B_K=180•18=3240 м^2; b-ширина клинкетного отверстия, b=0,8•B_K=0,5•18=14,4 м; ? ?-среднее значение коэффициента расхода при постепенном открытии затвора клинкетного отверстия; ?_max-коэффициент расхода, соответствующий максимальному (полному) открытию затвора клинкетного отверстия.

Для определения среднего и максимального значений коэффициента расхода воспользуемся формулой определения его текущих значений при постепенном открытии затвора клинкетного отверстия

?=1/v(1+?_затв ); (5.2)

где ?_затв-коэффициент гидравлического сопротивления плоского затвора с острым ребром [1], зависящий от его относительного открытия ???_0 =???_0 (табл. 5.2).

Результаты расчета текущих значений коэффициента расхода по формуле (5.2)сведены в четвертую строку табл. 5.2.

Таблица 5.2

Значения коэффициентов гидравлического сопротивления (?_затв)

и расхода (?) для затвора клинкетного отверстия

t?t_затв 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ???_0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ?_затв ? 193 44 18,05 8,4 4,27 2,4 1,1 0,64 0,34 0,25 ? 0 0,072 0,149 0,229 0,326 0,436 0,542 0,690 0,781 0,864 0,894 Примечание: ?-текущее (промежуточное) открытие затвора, ?=b•?, м^2; ?_0-полное открытие затвора, ?_0=b•?_0,м^2.

Можно видеть, что по данным табл. 5.2 среднее значение коэффициента расхода равно ? ?=0,453, а максимальное при ???_0 =1 составляет ?_max=0,894.

Отсюда ?_0=2?/(? ?Tbv(2gH_K )) [ P-H_K (1-? ?/?_max )]=

=(2•3240)/(0,453•1200•14,4v(2•9,81•3,9)) [ 5,1-3,9(1-0,453/0,894)]=0,3м.

При этом время открытия затвора составит

t_затв=(2?(P-H_K))/(? ??_0 bv(2gH_K ))=(2•3240(5,1-3,9))/(0,453•0,3•14,4v(2•9,81•3,9))=454 с.

5.3. Определение размеров водопроводной галереи между

верхней и нижней камерами шлюза

Процесс опорожнения верхней камеры шлюза и одновременного наполнения нижней можно разделить на два этапа:

1) течение воды в водопроводной галерее между верхней и нижней камерами шлюза при переменной площади поперечного сечения перекрываемого затвором отверстия от нуля до полного открытия (0

2) течение воды в галерее при полностью открытом затворе ?(t?_затв

Время открытия затвора принимается равным

t_затв=T/2; (5.3)

При указанных условиях формула для определения площадь поперечного сечения водопроводной галереи примет вид

?_0=4?/(? ?+2?_max )T v(P/g); (5.4)

где ? ?- среднее значение коэффициента расхода в период открытия затвора водопроводной галереи (???_0 <1); ?_max- коэффициент расхода, соответствующий полному открытию затвора водопроводной галереи (???_0 =1).

Среднее и максимальное значения коэффициента расхода находятся в соответствии с его текущими расчетными значениями, которые определяются по формуле

?=1/v(1+?_1+?_2+?_3+?_затв+?_дл ); (5.5)

где ?_1=0,25-коэффициент сопротивления при входе потока в галерею; ?_2=1,79- коэффициент сопротивления сороудерживающей решетки; ?_3=0,4-коэффициент сопротивления на повороте прямоугольно галереи на угол 90° с радиусом попорота, равным ее высоте ?_0[2]; ?_затв-переменны коэффициент сопротивления затвора водопроводной галереи, зависящий от его конструкции и относительного открытия (принимается по третьей строке табл. 5.2); ?_дл- коэффициент сопротивления, учитывающий потери напора по длине галереи.

Потери напора по длине определяются как сумма потерь на участке галереи протяженностью P+l_1(где l_1- длина горизонтального сплошного участка галереи, l_1=L_K?4=(=180)?4=45 м) при транзитном пропуске расходы воды и на участке l_2=L_K?2=180?2=90 м при непрерывной и равномерной раздаче расхода через донные водовыпуски. Тогда коэффициент сопротивления по длине будет равен

?_дл=(P+(5L_K)/12) 2g/(C^2 R); (5.6)

где R-гидравлический радиус

R=?_0/?=?_0/4; (5.7)

C- коэффициент Шези

C=1/n R^(1?6)=1/n (?_0/4)^(1?6); (5.8)

?_0-высота и ширина водопроводной галереи квадратного сечения, м; n-коэффициент шероховатости стенок галереи, n=0,013 для бетонной поверхности.

Расчет производим методом последовательных приближений .

В первом приближении принимаем ?_дл=0. Вычисления, выполняемые в соответствии с формулой (5.5), приведены в четвертой строке табл. 5.3.

Таблица 5.3

t?t_затв 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ???_0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ?_затв ? 193 44 18,05 8,4 4,27 2,4 1,1 0,64 0,34 0,25 ? 0 0,071 0,145 0,216 0,291 0,360 0,414 0,469 0,495 0,514 0,521 Примечание: ?-текущее (промежуточное) открытие затвора, ?=?^2, м^2; ?_0-полное открытие затвора, ?_0=??_0?^2,м^2.

По данным табл. 5.3 среднее значение коэффициента расхода равно ? ?=0,318, а максимальное при ???_0 =1 составляет ?_max=0,591. Отсюда в первом приближении находим

?_0=4?/(? ?+2?_max )T v(P/g)=(4•3240)/((0,318+2•0,591)•1200) v(5,1/9,81)=5,73 м^2,

и ?_0^((1))=v(?_0 )=v(5,73 )=2,39 м.

Подставляем полученное значение ?_0^((1))=2,39 м в формулы (5.7) и (5.8)

R=(?_0^((1)))/4=2,39/4=0,597 м,

C=1/n (?_0/4)^(1?6)=1/0,013 (0,597)^(1?6)=70,59 м^0,5?с

и по равенству (5.6) вычисляем

?_дл=(P+(5L_K)/12) 2g/(C^2 R)=(5,1+(5•180)/12) (2•9,81)/(?70,59?^2•0,597)=0,528.

Найденное значение ?_дл=0,528 используем для вычислении во втором приближении. По формуле (5.5) определяем текущие значение коэффициента расхода ? (вычисления сведены в табл. 5.4).

Таблица 5.4

t?t_затв 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ???_0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ?_затв ? 193 44 18,05 8,4 4,27 2,4 1,1 0,64 0,34 0,25 ? 0 0,071 0,144 0,213 0,284 0,348 0,396 0,469 0,444 0,482 0,488 По данным табл. 5.4 среднее значение коэффициента расхода равно ? ?=0,303, а максимальное при ???_0 =1 составляет ?_max=0,487. Отсюда во втором приближении находим

?_0=4?/(? ?+2?_max )T v(P/g)=(4•3240)/((0,303+2•0,488)•1200) v(5,1/9,81)=6,09 м^2,

и ?_0^((2))=v(?_0 )=v(6,09 )=2,46 м.

Вычисляем невязку между первым и вторым приближениями

|(?_0^((i))-?_0^((i-1)))/(?_0^((i)) )|=|(?_0^((2))-?_0^((1)))/(?_0^((2)) )|=|(2,46-2,39)/2,46|=0,028<0,03

Таким образом, требуемая точность расчета соблюдена, окончательно принимаем ??_0=??_0^((2))=2,46 м.

При этом время открытия затвора составит

t_затв=T?2=1200?2=600 с.

5.4. Определение размеров водопроводной галереи

нижней камерами шлюза

Опорожнение нижней камеры шлюза осуществляется через короткую водопроводную галерею в канал нижнего бьефа.

Полагая как и ранее время открытия затвора, равным половине времени наполнения и опорожнения камеры шлюза (t_затв=T?2), расчетная формула для вычисления площади поперечного сечения коротко водопроводной галереи принимает вид

?_0=4?/(? ?+2?_max )T v(2P/n); (5.9)

В формуле (5.9) учитывается, что при вычислении среднего и максимального коэффициентов расхода гидравлическими потерями на гидравлическое трение ввиду короткой длины водопроводной галерей, можно пренебречь, при этом

?=1/v(1+?_1+?_2+?2??_3+?_затв ); (5.10)

где ?_1=0,25-коэффициент сопротивления при входе потока в галерею; ?_2=1,79- коэффициент сопротивления сороудерживающей решетки; ?_3=0,4-коэффициент сопротивления на повороте прямоугольно галереи на угол 90° с радиусом попорота, равным ее высоте ?[2]; ?_затв-переменны коэффициент сопротивления затвора водопроводной галереи, зависящий от его конструкции и относительного открытия (по третьей строке табл. 5.2)

Результаты сведены в табл. 5.5.

Таблица 5.5

t?t_затв 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ???_0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ?_затв ? 193 44 18,05 8,4 4,27 2,4 1,1 0,64 0,34 0,25 ? 0 0,071 0,145 0,214 0,286 0,351 0,400 0,450 0,472 0,489 0,494 По данным табл. 5.5 среднее расчетное значение коэффициента расхода водопроводной галерей в период открытия затвора равно ? ?=0,307, а максимальное значение коэффициента расхода галереи при полностью открытом затворе при ???_0 =1 составляет ?_max=0,494. Отсюда получаем площадь поперечного сечения галереи

?_0=4?/(? ?+2?_max )T v(2P/g)=(4•3240)/((0,307+2•0,494)•1200) v((2•5,1)/9,81)=8,51 м^2,

а, принимая это сечение квадратным, находим его высоту и ширину

?_0=v(?_0 )=v(8,51 )=2,92 м.

5.5. Построение гидравлических характеристик опорожнения

нижней камеры шлюза

Работа водопроводной системы шлюза характеризуется зависимостями коэффициента расхода, открытия затвора, напором и пропускаемым расходом в функции текущего времени : ?=f_1 (t),?=f_2 (t),z=f_3 (t),Q=f_4 (t).

При непрерывном и равномерном открытии затвора графическим изображением процесса открытия ?=f_2 (t) является наклонная прямая линия в интервале времени от 0 до t_затв, причем при t_ =t_затв имеем ?=?_0.

График зависимости ?=f_1 (t) при опорожнении нижней камеры шлюза строиться по формуле (5.10).

Зависимость z=f_3 (t) имеет вид:

1) при опорожнении нижней шлюзовой камеры в интервале времени 0

v(z_(i+1) )=v(z_i )-(? ?_i•?_i v2g)/2? (t_(i+1)-t_i ); (5.11)

где ? ?_i-средний коэффициент расхода в интервале времени ?t=t_(i+1)-t_i, определяемый с помощью графика ?=f_1 (t); ?_i- площадь поперечного сечения галереи в интервале того же времени ?t=t_(i+1)-t_i, определяемая с помощью графика ?=f_2 (t), м^2; ?- площадь поверхности зеркала воды в камере шлюза, м^2; при этом интервал времени может быть выбран из условия

?t=t_(i+1)-t_i=t_затв/10; (5.12)

2) при полностью открытом затворе в интервале времени t_затв

v(z_(i+1) )=v(z_i )-(?_max•?_i v2g)/2? (t_(i+1)-t_i ); (5.13)

В указанных расчетных формулах значенияz_i и z_(i+1) относятся соответственно к началу интервала времени и к его окончанию.

График зависимости Q=f_4 (t) строиться с помощью уравнения

Q_i=?_i ?_i v(2gz_i ) . (5.14)

Результаты расчетов сведены в табл. 5.6.

Таблица 5.6

№ t,с ?,м^2 ? z,м Q, м^3?с 1 0 0 0 5,100 0 2 60 0,750 0,071 5,095 0,532 3 120 1,600 0,144 5,074 2,299 4 180 2,500 0,211 5,025 5,238 5 240 3,300 0,285 4,939 9,258 6 300 4,200 0,351 4,804 14,313 7 360 5,050 0,400 4,617 19,225 8 420 5,800 0,449 4,376 24,129 9 480 6,750 0,472 4,074 28,485 10 540 7,600 0,489 3,721 31,754 11 600 8,510 0,494 3,085 32,709 12 660 8,510 0,494 2,509 29,498 13 720 8,510 0,494 1,993 26,288 14 780 8,510 0,494 1,536 23,077 15 840 8,510 0,494 1,138 19,866 16 900 8,510 0,494 0,800 16,656 17 960 8,510 0,494 0,521 13,445 18 1020 8,510 0,494 0,302 10,235 19 1080 8,510 0,494 0,142 7,024 20 1140 8,510 0,494 0,042 3,813 21 1200 8,510 0,494 0 0 Имеется возможность просто проверки правильности выполнения расчетов. В курсовой работе задана призма сработки камеры шлюза, объем которой составляет

W=L_K B_K P=?P; (5.15)

или в рассматриваемом примере

W=?P=3240•5,1=16524 м^3.

При этом время наполнения или опорожнения камеры шлюза T также задано.Тогда по этим данным можно найти средний расход водопроводной галереи

Q ?=W/T=16524/1200=13,77 м^3?с.

Можно видеть, что полученный средний расход в два раза ниже расхода максимального Q_max=32,709 ? м?^3?с, что в целом говорит о корректности полученных данных.

2

Показать полностью…
Рекомендуемые документы в приложении