Giáo trình Dòng chảy lưu tốc cao

90 trang huongle 6180

Download

Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Giáo trình Dòng chảy lưu tốc cao", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

giao_trinh_dong_chay_luu_toc_cao.pdf

Nội dung text: Giáo trình Dòng chảy lưu tốc cao

Chương II: DÒNG CHẢY LƯU TỐC CAO Chương này giới thiệu về dòng lưu tốc cao qua đập tràn tháo lũ, đồng thời nêu ví dụ về xác định các thông số thiết bị thông khí bằng thực nghiệm. §II.1. KHÁI QUÁT I. Ý nghĩa của dòng lưu tốc cao Những năm vừa qua, do yêu cầu phát triển về dân sinh kinh tế, nhiều công trình thủy lợi, thủy điện lớn của nước ta đã được thiết kế và xây dựng. Với các công trình vận hành trong điều kiện cột nước chênh lệch lớn thì không chỉ trên mặt đập tràn, trên dốc nước mà cả trong các tuy nen hay cống xả lũ dẫn dòng thi công lưu tốc dòng chảy đạt từ 18,0m/s÷37.0m/s. Có thể kể đến các công trình: - Về đập tràn xả lũ, lưu tốc tại vùng mũi phun đạt từ 25m/s÷35m/s gồm có: + Đập tràn thủy điện Bản Vẽ, + Đập tràn thủy điện Sê San 3, Sê San 4, + Đập tràn thủy điện sông Tranh 2, + Đập tràn Bản Chát, + Đập tràn thủy điện Huội Quảng, + Đập tràn thủy điện Sơn La, + Đập tràn thủy điện Bình Điền .v.v. - Về dốc nước: dòng chảy trên dốc nước của một số đập tràn có lưu tốc lớn từ 18m/s ÷ 35m/s, như: + Dốc nước đập tràn thủy điện KaNak, + Dốc nước đập tràn hồ chứa nước Cửa Đạt, + Dốc nước đập tràn thủy điện Tuyên Quang, + Dốc nước đập tràn thủy điện Sơn La, + Dốc nước đập tràn thủy điện Hoà Bình. - Về tuy nen và cống xả lũ dẫn dòng thi công, có lưu tốc dòng chảy trong tuy nen hay cống lớn từ 18m/s÷ 25m/s, như: + Tuy nen xả lũ thi công thủy điện Bản Chát, + Tuy nen xả lũ thi công thủy điện Tuyên Quang, + Tuy nen xả lũ thi công hồ chứa nước Cửa Đạt, + Tuy nen xả lũ thi công thủy điện Huội Quảng, + Cống xả lũ thi công thủy điện sông Tranh 2, + Cống xả lũ thi công thủy điện Sơn La .v.v. Theo các tài liệu nghiên cứu ở nước ngoài khi giá trị lưu tốc dòng chảy vượt quá 18m/s có khả năng xuất hiện khí thực; khi lưu tốc dòng chảy tăng đến 30m/s thì mức độ khí thực ước tính tăng lên 17 lần, khi lưu tốc tăng đến 40m/s thì mức độ khí thực
tăng lên đến gần 100 lần. Hiệu suất khí thực và lưu tốc thành tỷ lệ thuận với số mũ 5÷7 lần. Khi phát sinh dòng chảy có lưu tốc cao không chỉ gây ra hiện tượng khí thực mà còn gây ra mạch động lưu tốc, mạch động lưu tốc lớn, gây rung động đối với công trình. Do đó từ thập kỷ 50÷60 của thế kỷ 20 nhiều nhà thủy lực đã chú ý đến việc nghiên cứu dòng chảy có lưu tốc cao; có thể kể đến, như: - Rouse, H.Siao, T.T and Nagaratnam: “Turbulence Characteristic of the Hydraulic Jumps”. Trans.A.S.C.E.1959. - “Hydrraulic Design of Stilling Basins and Energy Dissipators” U.S.Department of the interior Bureau of Reclamation 1963. - Lý Tông Bích “Nghiên cứu dòng phun xa trên ngưỡng phun đối với dòng chảy lưu tốc cao ” tạp chí thủy lợi Trung Quốc số 2 năm 1963 (tiếng Trung). - “Dòng chảy lưu tốc cao”Phòng nghiên cứu thủy công Viện Khoa học Thủy lợi Trung Quốc (tài liệu dịch) nhà xuất bản thủy lợi 1958. Để tránh hiện tượng khí thực phá hoạ i, biện pháp truyền thống là: Khi thiết kế chọn hình dạng mặt thoát nước hợp lý; khống chế độ bằng phẳng lồi lõm mặt thoát nước khi thi công và sử dụng vật liệu có tính năng chống xâm thực. Trên thực tế đã chứng minh khi dòng chảy có lưu tốc đạt tới gần 40m/s thì biện pháp truyền thống khó tránh được khí thực phá hoại. Gần 30 năm nay ở Trung Quốc cũng như một số nước đã tiến hành các đề tài nghiên cứu trộn khí giảm khí thực; xây dựng một loạt công trình trộn khí giảm khí thực là một giải pháp có hiệu quả kinh tế – kỹ thuật. Khắc phục được hiện tượng khí thực cũng làm giảm bớt được mạch động lưu tốc và rung động của công trình. Năm 1960 lần đầu tiên ứng dụng biện pháp trộn khí giảm khí thực được thực hiện khi sửa chữa mặt cắt thoát nước của lỗ tháo lũ trên đập Đại Cát Ly (Mỹ). Sau khi sửa chữa công trình đã vận hành hơn 10.000giờ chứng tỏ mặt thoát nước sau khi sửa chữa không phát sinh khí thực; sau đó tiếp tục ứng dụng cho công trình tháo lũ của đập Hoàng Vỹ (Yellow dam) và đập Cách Lâm Hiệp ở Mỹ, rồi tuy nen tháo lũ của đập Mai Ca (Canađa). ở Trung Quốc năm 1976 lần đầu ứng dụng thiết bị thông khí giảm khí thực vào đường hầm tháo lũ công trình Phùng Gia Sơn, rồi sau đó ứng dụng vào tuy nen xả lũ các công trình hồ chứa nước: Thạch Đầu Hà, U Giang Độ, Đồng Giang .v.v. gần 20 công trình, chiếm khoảng 1/4 số công trình ứng dụng trên thế giới, chứng minh hiệu quả tốt. Vừa qua cụm đầu mối thủy lợi Tiểu Lang Đế nằm trên dòng chính sông Hoàng Hà là công trình đập đá đổ cao 167m, để giải quyết vấn đề khí thực phá hoại của đoạn chảy hở công trình tuy nen xả lũ có dòng chảy lưu tốc cao lại mang bùn cát, trong thiết kế đã dùng biện pháp trộn khí kết hợp với việc chọn vật liệu chống mài mòn. Theo tài liệu đo đạc một số công trình thực tế ở trong và ngoài nước cho thấy: các công trình xả lũ có cột nước H>30m, hiện tượng khí thực của dòng lưu tốc cao phá hoại công trình là phổ biến. Theo quy định chung thì giải pháp chống khí thực chỉ thích ứng với trường hợp v 22÷26m/s nên bố trí biện pháp trộn khí.
II. Một số công trình bị hư hỏng do xâm thực Trong các công trình thủy lợi, thủy điện lớn dòng chảy có lưu tốc cao thường gặp ở các công trình: + Cống hoặc tuy nen xả lũ dẫn dòng thi công, tuy nen xả lũ thường xuyên + Dòng chảy ở vùng mũi hắt của đập tràn và trên thân các đập tràn lớn. + Dòng chảy trên các dốc nước sau đập tràn tháo lũ. Khi lưu tốc dòng chảy đạt đến giá trị từ 18m/s trở lên thì trên mặt công trình có thể gây ra các hiện tượng bất lợi đối với kết cấu và vật liệu của công trình, đó là: + Hiện tượng rung động phát sinh tiếng ồn. + Hiện tượng xâm thực ăn mòn các loại vật liệu bảo vệ mặt các công trình. + Hiện tượng xâm thực phá hoại kết cấu bê tông; có không ít trường hợp công trình thực tế bê tông bị phá hoại trong phạm vi lớn. Dưới đây xin nêu một số ví dụ ở trong và ngoài nước. 1. Ở trong nước + Tràn xả lũ hồ chứa nước Núi Cốc, Thái Nguyên 3 Công trình bắt đầu được đưa vào sử dụng năm 1982 với QTK (P=0.5%) = 830m /s, Btr = 24m, chiều dài dốc nước 20m, độ dốc i=0.125. Sau 22 năm khai thác sử dụng ở dốc nước và mũi phun đã xuất hiện hiện tượng xâm thực do khí thực. + Đường tràn Nam Thạch Hãn, Quảng Trị Tràn thi công từ năm 1978, có ngưỡng đỉnh rộng, nối tiếp sau là dốc nước. Tháng 10/1983 tràn xả lưu lượng 7.000m3/s, kết quả ngưỡng và dốc nước tràn bị hư hỏng nặng. Trên mặt tràn quan sát thấy nhiều chỗ lớp vữa xi măng bị bong chỉ còn trơ lại hòn sỏi, nhiều chỗ trơ cốt thép han gỉ, có chỗ bê tông bị xói sâu xuống 0.2÷0.3m. Đó là do khí thực. + Tràn xả lũ hồ chứa nước Kẻ Gỗ Công trình được đưa vào khai thác sử dụng từ năm 1987, với 3 Q0.5% = 1080m /s, Btr =20m, hình thức xả sâu, ngưỡng kiểu đập tràn thực dụng, điều tiết bằng cửa van cung, chiều dài dốc nước L=39.5m, độ dốc i=0.1. Sau hơn 20 năm khai thác sử dụng, công trình đã phát huy tốt các nhiệm vụ điều tiết và xả lũ về các mùa lũ. Qua khảo sát thực tế thì ở phần mũi phun tạo thành các lỗ với chiều sâu 2÷5cm và bị lộ cốt thép ra ngoài xem hình 2.1.
Hình 2.1. Bê tông mũi phun tràn Kẻ Gỗ bị phá hoại 2. Ở nước ngoài + Đập tràn thủy điện Brask, Liên Xô Công trình được xây dựng năm 1960 so với lưu lượng đơn vị thiết kế q=30.5 (m3/s.m). Đập tràn có 10 khoang mỗi khoang, có chiều rộng B=18m, Q=5490m3/s, lưu tốc trên mũi phóng vmp = 35m/s. Bán kính cong chân đập: R=15m; góc mũi hất α= 35° Sau một số năm vận hành, tràn bị xâm thực và bê tông bị phá hoại ở gần cuối thân tràn và mũi phun hình 2.2. 110.0 104.0 V ïng bª t«ng bÞ ph¸ ho¹i α 15.0 -2.00 -2.50 101.0 Hình 2.2. Mặt cắt ngang đập tràn Brask + Đập tràn thủy điện Yên Đồng Hiệp, Trung Quốc Mố tiêu năng của bể tiêu năng, do xâm thực đã phá hoại kết cấu bê tông mố hình 2.3.
Hình 2.3. Bê tông mố tiêu năng tràn Yên Đồng Hiệp bị phá hoại + Tuy nen xả lũ thủy điện Lưu Gia Hiệp, Trung Quốc Bê tông đoạn cuối tuy nen xả lũ thủy điện Lưu Gia Hiệp - Trung Quốc bị phá hoại hình 2.4. Hình 2.4. Bê tông cuối tuy nen xả lũ thi công Lưu Gia Hiệp bị phá hoại + Đập tràn thủy điện Guri, Vênêzuêla Công trình được xây dựng năm 1982 với lưu lượng đơn vị thiết kế q=150m3/s.m. Chiều rộng tràn B=40m; Q=6000m3/s. Lưu tốc trên mũi phóng vmũi = 41m/s; bán kính cong chân đập R=18m. Sau một số năm vận hành tràn bị xói ở thân tràn hình 2.5.
270.0 250.2 233.25 Vïng bª t«ng bÞ ph¸ ho¹i 140.0 110.0 Hình 2.5. Mặt cắt ngang đập tràn Guri Qua một số ví dụ về các công trình bị hư hỏng trên, chúng ta thấy vấn đề dòng chảy lưu tốc cao cần được quan tâm nghiên cứu. Những vấn đề tiếp theo chúng tôi nêu về lưu tốc, áp suất có liên quan tới dòng lưu tốc cao. §II.2. MẠCH ĐỘNG LƯU TỐC Trong công trình thủy lợi, thủy điện lớn, công trình làm việc với cột nước cao thì dòng chảy qua thân tràn, dốc nước, mũi phun, bể tiêu năng và đoạn sông ngay sau công trình thường là dòng chảy rối, lưu tốc dòng chảy lớn, áp suất cao .v.v. Chính kết cấu độ rối này khống chế chuyển động theo thời gian của dòng chảy, quy luật sức cản và đặc tính động lực có ý nghĩa thực tế đối với công trình như tiêu năng, trộn khí (hàm khí), khí thực, rung động .v.v. Để người thiết kế có số liệu tin cậy đưa vào tính toán kết cấu công trình, như: Chiều dày bản đáy dốc nước, chiều dày bản đáy mũi phun cần phải biết mạch động lưu tốc và áp suất mạch động để tính toán và xác định lực neo cố. I. Phương pháp Reynol Trong nghiên cứu kết cấu dòng rối theo phương pháp Reynol, đem lưu tốc một điểm bất kỳ của dòng chảy phân thành ba thành phần u, v, w; áp lực p dùng các tham số vật lý khác có liên quan biểu thị là “Trị số bình quân theo thời gian” và “trị số mạch động” có nghĩa: u= u + u' ; v= v + v' ; ω = ω + ω’; p =p + p’; (2.1) Thông số “Trị số mạch động” là chỉ lượng sóng dao động trên dưới trị số bình quân theo thời gian. Nó đặc trưng cho quá trình động thái của dòng chảy chuyển động; trong đó trị số u , v , ω, p chỉ trị số bình quân thống kê theo thời gian (tức là kỳ vọng số học), dùng ký hiệu E[u, v, ω, p ] để diễn tả các trạng thái của quá trình diễn ra, đối với
thống kê bình quân theo thời gian thay cho bình quân của tập hợp. 1 T E[] u, v,ω , p = u, v, ω , p = Lim T→∞ ∫ []u, v,ω , p dt (2.2) T 0 u(t) u'(t) u t 0 Hình 2.6. Sơ đồ trị số mạch động và trị số bình quân theo thời gian Để thu được bình quân thời gian ở phòng thí nghiệm dùng thiết bị đo đạc thông thường như pitô ống đo áp tĩnh, còn lượng mạch động của dòng rối là đo các điểm khác nhau trong không gian và thời gian; kết quả thu được là không giống nhau, nó là hàm tuỳ thuộc vào thời gian và không gian. Do đó đối với các lượng này cần có thiết bị chuyên dùng để đo và dùng phương pháp luận xác suất để nghiên cứu. Trong nghiên cứu thí nghiệm đặc trưng của dòng rối, việc nghiên cứu lưu tốc mạch động là rất quan trọng. Vì nó là một trong những chỉ tiêu quan trọng nhất biểu thị đặc trưng động lực của dòng rối, giá trị của nó tuy nhỏ nhưng nó đối với lực cản của dòng chảy động và các đặc tính khác đều ảnh hưởng rất lớn. Mạch động lưu tốc ảnh hưởng đến đặc tính của dòng rối thông qua “ứng suất Reynol”. Dưới đây xin dùng tính vật lý trực quan để nêu về vấn đề này. Như hình 2.7 trong một khối lượng chất lỏng v, cắt một vi nguyên tố thì động lượng của chất lỏng theo phương x là suất khối lượng dòng chảy ρudydz nhân với lưu tốc u, tức là: 2 2 2 ’2 dkx-x=ρu dydz= ρ( u + u’) dydz = ρ( u +2 u u’+u )dydz Lấy trị số thống kê bình quân thời gian được: 2 2 dk x− x =E[dkx-x]= ρ( u +2 u 'u + 'u )dydz Từ định nghĩa: 'u =E [u’]= 0 ta có: 2 ’2 dktbx-x=[(utb) + utb ]dydz (2.3)
2 1 T u' = E[u’2]=limT→∞ u'2 dt (2.4) T ∫0 Phương trình (2.4) là phương sai phân của mạch động lưu tốc. Từ phương trình (2.3) cho thấy: Nếu trong dòng chảy rối đo lưu tốc và áp suất bình quân thời gian, tính nhớt lại không đơn độc phát sinh ảnh hưởng đến trị bình quân thời gian, nhưng mạch động lưu tốc sẽ gây ảnh hưởng phụ đến thông lượng động lượng là ’2 ’ ρutb dydz. Cũng như vậy suất khối lượng dòng chảy là ρ(vtb+v )dydz đối với lưu tốc ’ u=utb+u theo phương x sản sinh thông lượng của động lượng là: '' dkxy = ρ( u v + u v) dxdz Lấy trị số thống kê bình quân thời gian ta có: '' dkxy = ρ( u v + u v dxdy) (2.5) T '''' 1 ' ' u v= E[] u v = Lim T→∞ ∫ u v dt (2.6) T 0 ω = ω + ω' z dx v = v + v' dz v dy u = u + u' y x Hình 2.7. Sơ đồ tính thông lượng động lượng tác dụng vào vi nguyên tố chất lỏng trong thể tích khống chế Đem lực phụ gia tăng do mạch động lưu tốc gây ra tác dụng vào các vi nguyên tố 2 ' này gọi là “ứng suất Reynol”. Hạng mục trên là “ứng suất nén” σxx= − ρu , hạng mục 2 ' dưới là “ứng suất cắt” τxy = − ρu . Cũng suy luận như vậy, do mạch động lưu tốc sinh ra hiệp phương sai, có ứng suất Reynol phân biệt là: '2 '2 '2 ⎫ σxx =−ρu ; σyy =−ρv ; σzz =−ρω ⎪ ⎬ (2.7) '' '' '' τxx =τ yx =−ρu v ; τyz =τ zy =−ρωv ; τxz =τ zx =−ρω u ;⎭⎪
Dựa theo công thức (2.7) có thể ước tính định tính về ứng suất Reynol và ứng suất nhớt. Nếu mạch động lưu tốc u’, v’; là trị số lưu tốc bình quân u trên dưới 3% thì sẽ sinh ra ứng suất Reynol gần 0.001× ρ u 2 . u Đối với đường ống mà nói gradient lưu tốc của nó là (d là đường kính ống), ứng d μu suất nhớt là thì: d 0,001 du ứng suất Re/ứng suất nhớt ≈ =0.001Re (2.8) ν du Trong công thức (2.8): ν là hệ số nhớt động học, Re = là số Reynol. Khi ν Re = 105 thì từ công thức (2.8) rút ra tỷ số này là 100. Từ đó cho thấy ứng suất Re so với ứng suất nhớt lớn hơn nhiều. Khi số Re thật lớn thì ảnh hưởng của ứng suất nhớt hầu như không đáng kể; tức là trong chuyển động của dòng rối ảnh hưởng ứng suất Re chiếm địa vị chủ yếu. Cho nên trong nghiên cứu đặc tính của dòng rối việc đo mạch động lưu tốc có ý nghĩa ở chỗ: + Nghiên cứu ứng suất Reynol hoặc phân bố động năng rối trong không gian. + ứng suất Re của một điểm bất kỳ trong trường dòng chảy hay là động năng rối được sản sinh như thế nào, tiêu tán từ một điểm này đến một điểm khác có quy luật di chuyển biến đổi. + Nghiên cứu kích thước xoáy khác nhau đối với ứng suất Re sinh ra, tiêu tan và di chuyển biến đổi theo quy luật nào. + Nghiên cứu ứng suất Re hay là động năng rối từ xoáy với một kích thước nào đó sang xoáy có kích thước khác quy luật di chuyển biến đổi ra sao. Tóm lại thông qua nghiên cứu ở trên nhằm biết đầy đủ kết cấu của dòng rối, hiểu sâu nhận thức đối với quy luật chuyển động của dòng chảy để giải quyết các vấn đề thực tế. Trong công thức (2.7) có ẩn số Re, cộng với u, v,ω , p, sẵn có như vậy ẩn số cần tìm là 10 mà phương trình vi phân cơ bản chuyển động của dòng rối chỉ có 4 phương trình (3 phương trình động lượng, 1 phương trình liên tục). Nếu muốn bằng con đường toán học tìm lời giải của phương trình vi phân của dòng rối là rất khó khăn. Do đó trước mắt để nghiên cứu dòng rối chủ yếu là dựa vào thực nghiệm. Trong phòng thí nghiệm đo mạch động lưu tốc và thống kê đặc trưng của nó là một việc khó khăn phức tạp. Để đo được nó hiện nay có lưu tốc kế bằng sợi nhiệt, lưu tốc kế quang điện và phát triển hơn là đầu đo lưu tốc điện tử: E30, E40 và PES. II. Thống kê đặc trưng của mạch động lưu tốc Mạch động lưu tốc của dòng rối là một quá trình ngẫu nhiên, sóng phổ của nó như hình 2.8. Vì vậy, đặc trưng của nó là thống kê một chuỗi tham số để xác định.
20 u' 18 16 ' (cm/s) ν u'; 14 ν' 12 10 8 0.5 1.0 t(s) Hình 2.8. Sóng phổ của mạch động lưu tốc 1. Thống kê đặc trưng trị số biên độ của mạch động lưu tốc Đặc trưng biên độ của mạch động lưu tốc dùng xác suất P của tất cả các biên độ xuất hiện để diễn tả, tức là dùng phân bố xác suất để thể hiện. Trong một kênh hở nhám thô, mạch động lưu tốc hướng ngang và hướng đứng của dòng lưu tốc cao u’, v’ về cơ bản phù hợp luật phân bố chính thái Person III hình 2.9. Vì vậy, tham số thống kê số học kỳ vọng và phương sai được dùng để đặc trưng cho mạch động lưu tốc. Theo định nghĩa đối với bất kỳ lượng mạch động nào của một đại lượng vật lý đều chỉ lượng dao động sóng trên và dưới giá trị trung bình theo thời gian, nên trị số học kỳ vọng của nó bằng không (0). Còn phương sai (đặc biệt là sai số quân phương) thì biểu thị cường độ lưu tốc mạch τ0 động, là một đại lượng rất quan trọng. Nếu dùng lưu tốc động lực u = (τ0 là lực * ρ 2' u ma sát ở đáy, ρ là khối lượng riêng của nước) làm chuẩn, thì cường độ rối và u* 2' c sẽ phụ thuộc vào độ sâu tương đối Z/δ1 (δ1 là độ dày chuyển dịch của tầng biên, u* u cp δ1 =1 − , u cp là lưu tốc bình quân mặt cắt) mà thay đổi theo kết quả của một số u max thực nghiệm như hình 2.10.
n n 80 80 60 60 40 40 20 20 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 ν' (cm/s) u' (cm/s) Hình 2.9. Quy luật phân bố trị số biên độ mạch động lưu tốc (b) (a) 3 5.6 5.6 4.8 4.8 1 1 1 δ δ 2 z/ z/ 4.0 4.0 3.2 3.2 2.4 2.4 1.6 1.6 0.8 0.8 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 0 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 2 ν' /u* 2 u' /u* theo hướng dọc và hướng đứng Hình 2.10. Cường độ dòng rối phân bố theo chiều sâu với dòng chảy khác nhau Ghi chú: 1. Kênh nhám thô, 2. tầng biên, 3. Trong ống 2 3 u'' v ứng suất cắt rối có quy luậ1t biến đổi theo độ sâu như hình 2.11. 2 u*
(a) (b) 1.4 1.4 1.2 1.2 Z/H 1.0 1.0 0.8 0.8 0.6 0.6 0.4 0.4 0.2 0.2 0.1 0.1 0.1 0 -0.6 -1.0 0.5 0.3 0.1 0 -0.2 -0.4 -0.6 -0.4 -0.8 u'ν'/u2 u'ν' / u' 2 ν' 2 * Hình 2.11. ứng suất cắt của dòng rối phân bố theo chiều sâu 2. Độ rối Dòng rối có thể hiểu là kết quả chuyển động tuỳ cơ của các xoáy nước có kích thước khác nhau. Để hiểu được quá trình chuyển dịch và tiêu tán của năng lượng rối cần phải nghiên cứu độ rối. Độ rối ở một nơi nào đó cũng tức là mức độ duy trì bản thân trong không gian của dòng rối (bao gồm mức độ theo hướng dọc, hướng ngang, hướng đứng trong không gian ba chiều). Quan hệ của chúng quyết định đặc trưng kết cấu dòng xoáy trong dòng rối, chúng là một tham số quan trọng. Trong lý luận thống kê dòng rối thường sử dụng hệ số tương quan giữa hai điểm của mạch động lưu tốc là: ' ' vi (x)vj (x+ r) R )r,x(ij = (2.9) 2' 2' vi (x) vj (x+ r) ’ Trong đó v j (x) là phân lượng mạch động lưu tốc theo phương i ở tại điểm (x+r) hay (x+rx, y+ry, z+rz). Hệ số tương quan mạch động lưu tốc trong cùng một điểm tại thời khắc khác nhau t và t + τ là: ' ' vi (t)vj (t+ τ ) R ij(t,τ ) = (2.10) 2' 2' vi (t) vj (t+ τ ) Khi i=j, Rij (t, τ) = R(τ) (đối với quá trình tuỳ thời điểm ổn định) gọi là hệ số tương quan. Độ rối nói chung có hai loại: một loại gọi là mức độ nhỏ, một loại gọi là mức độ lớn hay còn gọi là mức độ tích phân. Mức độ nhỏ lại có thể chia làm mức độ nhỏ thời gian và mức độ nhỏ không gian. Từ hệ số tương quan thời gian có thể tìm ra mức độ nhỏ không gian.
τ 2 R()τ ≈1 − 2 (2.11) τ 0 2 2(u' ) Trong đó: τ = , τ gọi là mức độ nhỏ thời gian, nó diễn tả mạch động lưu 0 2 0 ⎛ ' ⎞ ⎜ σ 'u ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ σt ⎠ tốc phát sinh thay đổi một mức độ nào đó. Mức độ nhỏ không gian có thể từ hệ số tương quan của hai điểm tìm được: '' 2 ⎫ u() x u ( x+ rx ) r2 Fr= R xx() r x ,0,0 = =1 − ⎪ () 2' 2 u λ x ⎪ ⎬ (2.12) '' 2 v() x v ( x+ rx ) r2 ⎪ gr= R yy() r x ,0,0 = =1 − () 2' 2 ⎪ v λ y ⎭ Trong đó: λx mức độ không gian theo hướng dọc, λy mức độ không gian theo hướng đứng, biểu thức diễn tả là: 2' ⎫ 2 2u λX = ⎪ ⎛ ∂u' ⎞⎪ ⎜ ⎟ ⎜ 2 ⎟⎪ ⎝ ∂x ⎠⎪ ⎬ (2.13) 2' 2 2v ⎪ λy = ⎪ ⎛ ∂v' ⎞ ⎜ ⎟ ⎪ ⎜ 2 ⎟ ⎪ ⎝ ∂y ⎠ ⎭ Trong dòng rối ổn định đều theo giả thiết của Taylor cho rx= uτ do đó ta có: f(r) =R(τ) (2.14) Như vậy là tương quan không gian và tương quan thời gian bằng nhau, hình 2.12 và hình 2.13 đưa ra kết quả thí nghiệm của hàm f(r) và hàm R(τ) trong kênh hở có dòng lưu tốc cao. Mức độ lớn của thời gian và không gian cũng gọi là mức độ tích phân, định nghĩa của chúng là: Tx, Lx, Ly thể hiện như sau: ∞ ⎫ T= Rτ d τ x ∫ () ⎪ 0 ⎪ ∞ ⎪ L= f r dr (2.15) x ∫ () ⎬ 0 ⎪ ∞ ⎪ L= g r dr ⎪ y ∫ () 0 ⎭⎪ Đồng thời cũng có quan hệ dưới đây: Lx= u T x (2.16)
1.00 ) 0.75 τ xx R ( 0.50 0.25 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 t(s) Hình 2.12. Hệ số tương quan thời gian của mạch động lưu tốc 1.00 0.75 1 xx R (l/r ) R (l/r 0.50 0.25 0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 ξ/H Hình 2.13. Hệ số tương quan không gian của mạch động lưu tốc 3. Mật độ phổ Mật độ phổ mạch động lưu tốc của dòng chảy (hay là phổ công suất) tượng trưng cho tính chất phân bố mạch động theo tần suất. Mật độ phổ và hàm số tương quan (Rτ) từ định lý nổi tiếng của Navier Stock liên hệ lại: 2 ∞ S= Rτcos 2 π f τ d τ (2.17) ()f ∫ () () π 0 Mật độ phổ với việc tính lực động phản lại của công trình và việc nghiên cứu hàm khí của dòng chảy có lưu tốc cao rất có tác dụng. Hình 2.14 và hình 2.15 là sơ đồ mật độ phổ mạch động lưu tốc hướng dọc và hướng đứng của dòng lưu tốc cao trong kênh ωL hở. Trong hình hoành độ x gọi là số Strichler. u
10 0 ) 0 10 -1 (τ) S /S( 10 -2 10 -3 Hình 2.14. Phổ công suất mạch động lưu tốc hướng dọc của dòng lưu tốc cao trong kênh hở 10 0 ) 0 ) (ω S /S(S 10 1 10 2 10 3 10 4 10 -2 10 -1 10 0 10 1 nL x / u Hình 2.15. Phổ công suất mạch động lưu tốc hướng đứng của dòng lưu tốc cao trong kênh hở Viện Khoa học Thủy lợi thủy điện Bắc Kinh đã có mô hình thí nghiệm về cường độ rối và lưu tốc bình quân theo thời gian của rãnh khe van trên mô hình khí, hình 2.16.
x b = 2.18 D D=6cm 0 0.5 1 u/u 0 0 0.1 0.2 2 u' /u 0 b = 13.08cm 2 u' /u 0 ®−êng u/u 0 ®−êng Hình 2.16. Cường độ rối và lưu tốc bình quân theo thời gian của rãnh khe van trên mô hình khí §II.3. NGHIÊN CỨU MẠCH ĐỘNG ÁP SUẤT I. Ý nghĩa nghiên cứu mạch động áp suất của dòng rối Nghiên cứu mạch động áp suất của dòng chảy rối trong phòng thí nghiệm là một vấn đề quan trọng của thủy lực công trình. Bởi lẽ tác dụng trên biên của công trình thủy công; mạch động áp suất của dòng chảy rối có quan hệ với sự rung động, xâm thực, tiêu năng, xói lở của công trình thủy công. Các vấn đề này bao gồm các mặt: + Liên quan đến tải trọng của dòng chảy ở biên công trình; trong công trình thực tế thường gặp các vấn đề dưới đây: Dưới tác dụng của dòng chảy có lưu tốc cao, tải trọng động của nước trên đỉnh nhà máy thủy điện ngầm sau đập, tải trọng động đối với cửa van có cột nước cao, tải trọng động của nước tác dụng trên bản đáy của bể tiêu năng, tải trọng động của dòng chảy đối với tường hướng dòng, tải trọng động đối với tường bên của dốc nước .v.v; Các vấn đề nêu trên đều liên quan đến tính ổn định và rung động của kết cấu công trình thủy công. + Tiếng ồn của dòng chảy rối và khí hoá ở thời điểm tức thời trong dòng chảy: Khi biên cứng tồn tại áp suất âm bình quân theo thời gian, do mạch động áp suấ t mà xuất hiện khí hoá tức thời của dòng chảy và trong nội bộ dòng chảy của khu phân ly do mạch động ấp suất tạo ra. Khi xác định số khí hoá sơ sinh thường tính đến trị số mạch động áp suất. Vấn đề ngược lại là do khí hoá của dòng chảy gây ra tiếng ồn. + Cơ chế xói của nền đá:
Khi đi sâu phân tích cơ chế ổn định của đá trong hố xói thường đề cập đến áp suất mạch động thủy động tác dụng đối với nham thạch và truyền sóng theo khe nứt của nham thạch. II. Cơ chế mạch động áp suất của dòng rối Từ lý thuyết nghiên cứu dòng chảy rối cho thấy, trong chất lỏng không nén được, phương trình cơ bản của mạch động áp suất của dòng rối là: ' ⎡ ∂u ∂u' ⎛ ∂u ∂u' ∂u ∂u ⎞⎤ Δ2p ' = −ρ⎢ 2 i i + ⎜ j i − j i ⎟⎥ (2.18) ∂x ∂x ⎜ ∂x ∂x ∂x ∂x ⎟ ⎣⎢ j i ⎝ i j i j ⎠⎦⎥ 2 ∂u ∂u ∂ u u Vì: j i = i j , nên biểu thức trên viết là ∂x i ∂x j ∂xi ∂ x j ' 2 ' ' 2 ' ' ⎡ ∂u ∂u ⎛ ∂ u u ∂ u u ⎞⎤ Δ2p ' = −ρ⎢ 2 i j + ⎜ i j − i j ⎟⎥ (2.19) ∂x ∂x ⎜ ∂x ∂ x ∂x ∂ x ⎟ ⎣⎢ j i ⎝ i j i j ⎠⎦⎥ Trong đó: Δ2 - Toán tử Laplace ρ - Khối lượng riêng của nước u i - Phân lượng lưu tốc bình quân thời gian (u1 = u; u2 = v; u3 = ω ) ’ '' '' '' u i - Phân lượng lưu tốc mạch động (u1 = u ; u2 = v ; u3 = ω ) Từ phương trình (2.18) cho thấy: Nguyên áp suất mạch động, trong đó số hạng thứ ∂u nhất bên phải của đẳng thức gồm có Gradien lưu tốc i , đây là số hạng có liên quan ∂x j đến lực cắt bình quân theo thời gian, do lưu tốc mạch động và liên hợp lực cắt bình quân theo thời gian tác dụng gây ra. Số hạng thứ hai hoàn toàn phản ánh tác dụng của lưu tốc mạch động. Nguồn của hai loại mạch động này tức là “rối-cắt” và “rối-rối) khống chế bản chất của áp suất mạch động. III. áp suất mạch động của tầng biên dòng rối áp suất mạch động ở vách tầng biên của dòng chảy rối có liên quan tới tải trọng thủy động của dòng chảy qua tràn trên đỉnh của nhà máy thủy điện, đồng thời cũng có liên quan đến dòng có khí hoá của một số kết cấu thủy công. 1. Cường độ áp suất mạch động Trong tầng biên của dòng chảy rối, nguồn của áp suất mạch động do “rối - cắt” gây ra tác dụng chính, trong tầng biên của dòng rối hai pha (bài toán phẳng) thì phương trình cơ bản (2.19) có thể giản hoá thành: ∂u ∂v' Δ2p ' = − 2 ρ ~ρ u 2 (2.20) ∂y ∂x * Vì vậy, cường độ áp suất mạch động (do sai số quân phương của áp suất mạch động biểu trưng) có liên quan tới sức cản cục bộ của thành vách, tức là: 2 ' p = βτ 0 (2.21)
Trong đó β là một hằng số có liên quan đến đặc trưng của dòng chảy rối; được xác định bằng thực nghiệm, giới hạn βmax=5.0, thường β = 3.50, hình 2.17. 1 2 Vì τ =C ρu (2.22) 0 f 2 Trong đó Cf là hệ số ma sát cục bộ. Đối với biên thủy lực trơn nhẵn thì: 1 = 4.1log(CRf δ )+ 4.33 (2.23) C f 0.0186 Hay: Cf= 6/1 (2.24) Rδ Trong công thức trên: u δ R = 0 δ ν u 0 - Là lưu tốc tự do ngoài lớp biên, δ- Chiều dày lớp biên, ν - Hệ số nhớt động học. 5 0 τ 2 P' / 4 3 2 1 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 0.2 2.0 -5 Re /(uδ/γ) x 10 Hình 2.17. Quan hệ giữa số Re với cường độ mạch động áp suất của lớp biên trên vách ống của dòng rối Với biên thủy lực nhám thô có thể xem biểu thức: 1 δ =8.56 + 4.06log C f k Đem biểu thức (2.22) thay vào biểu thức (2.21) ta có: 2 'p (2.25) k p = 2 = βC f 1 2ρ u
Trong đó: kp - Hệ số cường độ mạch động áp suất thường là 0.01÷0.02. Về đặc trưng thống kê trị số biên độ mạch động áp suất của tầng biên dòng rối hay quy ∂v' luật phân bố của nó, do thường không phù hợp với phân bố chính thái, hình 2.18. ∂x ∂u' n ∂x §iÓm thÝ nghiÖm Ph©n bè chÝnh th¸i ∂u' ∂x 0 Hình 2.18. Quy luật phân bố xác suất của đạo hàm mạch động lưu tốc Cho nên mạch động lưu tốc cũng không hoàn toàn tuân theo luật phân bố chính thái; nhưng khi ứng dụng vẫn coi nó như phân bố chính thái, nên xuất hiện trị số biên độ của một xác suất nào đó có thể ước tính ra, nếu trị số biên độ của mạch động áp suất xuất hiện xác suất lớn hơn 99.7% thì: ' 2 p99.7% = 3 p' (2.26) Biểu thức quan hệ này thường được dùng trong nhiều tài liệu, do đó cho thấy dùng luật phân bố chính thái thuận tiện cho tính toán. 2. Mật độ phổ Mật độ phổ của áp suất mạch động trong tầng biên dòng chảy rối dùng số không thứ u nguyên Sp(ω) 0 và số Strich ler ωk s để biểu thị như hình 2.19. 2 τ0 k s u 0 Từ hình vẽ cho thấy, mật độ phổ của áp suất mạch động trong tầng biên là một dải tiếng ồn chiều rộng có hạn; năng lượng của nó tập trung ở khu tần số đáy. Năng lượng có tần số cao nhanh chóng bị suy giảm.
20 0s 2 τ Κ ] ∞ 10 U / ω) p 10log[S ( 0 K s(mm) U∞∞ (37.8m/s) U (49.99m/s) 4.877 2.692 -10 1.854 -20 -30 0.01 0.1 1.0 Hình 2.19. Phổ công suất của áp suất mạch động ở thành tầng biên dòng chảy rối (mặt thành nhám) 3. Kích thước không gian Kích thước không gian của áp suất mạch động dòng lưu tốc cao xác định ra phạm vi, vị trí đồng bộ áp suất mạch động là một tham số quan trọng. Do áp suất mạch động của dòng rối phát nguồn từ mạch động lưu tốc, nó giống như mức độ thời gian và kích thước không gian của mạch động lưu tốc; cũng là do hàm số tương quan của hai điểm hay hàm số tương quan không gian - thời gian để đo lường, tức là với mức độ tích phân thời gian là: ∞ Tij=∫ R ij () τ d τ (2.27) 0 Đối với mức độ tích phân không gian là: ∞ Lij= ∫ F ij () r dr (2.28) 0 Hai biểu thức trên Rij(τ) là áp suất mạch động của điểm i ở thời khắc t và hàm số tương quan của mạch động áp suất của điểm j tại thời điểm t+τ hay gọi hàm số tương quan không gian - thời gian. Theo định nghĩa trên thì: 1 ∞ R (τ)=lim p t p t+τ dt ij r→∞ ∫ i() j ( ) T 0 Rij(τ)= pi() t p j ( t +τ ) (2.29)
Viết thành dạng khái quát là: pi() t p i ( t + τ) Rij ()τ = (2.30) ' 2 ' 2 pi () t pi () t + τ ' Khi r= u cτ mà uc≥ u i ;uc là tốc độ thiên chuyển thì: Rij(τ)=Fij(r) (2.31) Và Lij(τ)= uc T ij (2.32) Giả thiết toạ độ điểm i ở mặt vách là (x, y); toạ độ điểm j là (x + ζ; y+η) thì dạng công thức khái quát của hệ số tương quan về thời gian và không gian của hai điểm theo biểu thức (2.30) có thể viết thành: p(,,)(,,) x y t p x+ ξ y+η t +τ Rij(τ)=R(ζ, η, τ)= (2.33) 2 2 p' (,,)(,,) x y t p' x+ς y + η t + τ Do đó khi ζ=η=0 có hệ số tương quan ở điểm i ứng với [R(0, 0, τ)], nghĩa là ở vị trí τ = 0 thì trị số là 1. Cũng như vậy khi ζ=0 ta có hàm tương quan thời gian không gian theo trục y (0, η, τ). Do đó nếu theo phương x mỗi điểm ζ1, ζ2 ζi đặt bộ truyền cảm áp suất mạch động từ đó cùng một lúc đo được một loạt đường quá trình áp suất mạch động p (0,0,t); p (ζ1 0, t) p (ζi, 0, t) từ hình 2.20 cho thấy có sự sai cách nhau một hằng số về thời gian kéo dài τ, phân biệt đối với p (0,0,t); p (ζi 0, t) đưa ra trị số bình quân thời gian (tức là tìm sự tương quan với nhau), từ đó được một loạt R (ζi, 0, τ) (i=1.2, ). τ P' (0,0,t) i ξ P' ( ,0,t) Hình 2.20. Đồ thị tương quan thời gian - không gian của áp suất mạch động Cũng như vậy theo phương y mỗi điểm η1, η2 ηi đặt các bộ truyền cảm đo áp suất và tìm sự tương quan với nhau về áp suất mạch động của các bộ truyền cảm đo số liệu, thì ta được một loạt R(0, η1, τ). Qua thí nghiệm chứng tỏ rằng mức độ tích phân không gian của áp suất mạch động ở tầng biên của chảy rối là:
* * Lx=8 δ ; Ly=δ ; Trong đó δ* là độ dày di chuyển của tầng biên. Từ hình 2.21 cho thấy: Trị số đỉnh của đường cong R(0, ηi, τ) của ζi khác nhau tùy thuộc vào vị trí ζi khác nhau mà có giá trị khác nhau. Chỗ giá trị đỉnh τmi biểu thị áp suất mạch động từ một điểm truyền đến một điểm khác cần có thời gian, tức là thời gian mà xoáy nước di chuyển. Do đó tốc độ dịch chuyển u c là: ςi u c = τmi Trong trường hợp biên của dòng chảy rối u c =0.80 u 0 . 4. Luật tương tự Từ đặc tính áp suất mạch động của dòng rối có quan hệ đến tính toán áp lực động của một số công trình thủy công, làm thế nào để đưa kết quả đo đạc áp suất mạch động trong thí nghiệm mô hình vào nguyên hình là một việc quan trọng. 1.0 ξ/d=0) 0.8 ξ/d=0.2) τ ξ/d=0.75) ξ P' ( ,0, ) P' ( ,0, ξ/d=0.077) 0.6 ξ/d=0.158) 0.4 ξ/d=0.40) ξ/d=0.84) 0.2 ξ/d=1.73) ξ/d=2.66) 0 1 2345 (τU∞/d) Hình 2.21. Hệ số tương quan thời gian - không gian của áp suất mạch động tại vách đường ống có dòng chảy rối: ζ- là khoảng cách dọc bộ truyền cảm; d - là đường kính ống Từ công thức (2.21) cho thấy: Cường độ mạch động trong tầng biên của dòng rối tỷ lệ thuận với lực cắt của tầng biên. Khi số Re ở vào khu tự động mô hình thì τ0 chỉ thay đổi tuỳ theo nhám khác nhau. Do đó, nếu áp suất mạch động ở thành vách tương tự thì cường độ áp suất mạch động có thể theo luật tương tự trọng lực để suy ra. Lại do mật độ phổ ở hình 2.15 cho thấy, nếu bảo đảm nhám tương tự cũng có thể thoả mãn tương tự về số Struhal (tức là luật tương tự trọng lực). Như vậy luật tương tự về áp suất mạch động
thành vách trong tầng biên dòng rối không thể vô điều kiện phục tùng định luật tương tự trọng lực; nếu không thể bảo đảm tương tự nhám ở thành biên thì nguyên tắc tương tự trọng lực sẽ khác đi. Vấn đề này trong thập kỷ 50 của thế kỷ trước, khi nghiên cứu thí nghiệm mạch động áp suất của vùng chảy xiết đã phát hiện ra. 5. Áp suất mạch động của khu chảy rối mạnh Trong nước nhảy hay dòng chảy phân ly hình thành khu chảy áp suất mạch động trong khu chảy rối mạnh, cùng với sự ổn định của tường hướng dòng, sân sau của bể tiêu năng có liên quan, ngoài ra cũng có lực của áp suất mạch động trong hố xói và trạng thái khí hoá tức thời trong dòng phân ly có liên quan. Trong vùng chảy rối mạnh, do dòng chảy rối phát triển đầy đủ, nguồn gây áp suất mạch động chính là “rối -rối” có tác dụng chủ đạo. Do đó: ∂2u' u' ∇2p ' ~ i j (2.34) ∂xi ∂ x y Tức là cường độ áp suất mạch động có liên quan đến cường độ rối, W. Heisenberg và một số nhà khoa học khác với giả thiết các hướng đều đồng tính chất rút ra: 2 2 p' = λρ u' (2.35) Trong đó giá trị λ được xác định bằng thực nghiệm, thường lấy: 0.60÷0.70. Trong thực tế vùng chảy rối mạnh cũng có thể ước tính áp suất mạch động và cường độ rối có liên quan. + áp suất mạch động rối của phần đáy khu nước nhảy: áp suất mạch động rối ở phần đáy khu nước nhảy là do xoáy mãnh liệt của nước 2 chuyển động tuỳ cơ tạo thành, trị số căn phương của mạch động áp suất p ' là hàm của số Fr, độ ngập η và khoảng cách x theo hướng dọc thì: p 2' ⎛ x ⎞ ' ⎜ ⎟ (2.36) k p = =f⎜ Fr , η , ⎟ 1 2' h ρ u ⎝ 1 ⎠ 2 Trong đó: ’ k p - Là hệ số cường độ áp suất mạch động, u Fr - Số Frút trước nước nhảy; Fr = 1 , gh1 u1 - Lưu tốc bình quân thời gian trước nước nhảy, h1 - Độ sâu liên hợp thứ nhất, g - Gia tốc trọng trường, η - Độ ngập, η = h2/h1, h2 - Chiều sâu nước ở hạ lưu sau nước nhảy (khi có nước nhảy tự do, thì h2 là độ sâu liên hiệp thứ 2).
0.05 u1 u1 Fr = gh1 0.04 3.3 m/s Fr = 4.0 N−íc nh¶y tù do 2.6 m/s Fr = 5.0 Fr = 5.75 /2) 22 1 0.03 N−íc nh¶y ngËp 0.02 = p' /(pu p k 0.01 0 5101520253035404550 x/h1 Hình 2.22. Phân bố cường độ áp suất mạch động dọc đường đáy của nước nhảy ’ Hình 2.22 là kết quả thí nghiệm k p của nước nhảy tự do và nước nhảy ngập do Vaxiliev đưa ra. ’ Bảng 2.1. Kết quả thí nghiệm của Aportuhader. Từ những kết quả này, trị k p của phần đáy nước nhảy tự do so với nước nhảy ngập lớn hơn, có xu thế tăng lên khi Fr tăng lên. Bảng 2-1. Tham số thống kê áp suất mạch động khu nước nhảy Số Hệ số cường độ áp Moment trung tâm Moment trung Fr suất mạch động bậc 3 tâm bậc 4 1 ' δ Fr1 k p = μ3 μ 4 1 2 ρu 2 2 2 1 δ δ 4.7 0.080 0.41 4.71 5.9 0.082 0.38 4.41 6.6 0.085 0.38 4.58 Ghi chú: 2 ∞ Mômen trung tâm bậc 2: 2 ' 2 μ2 = δ =p = ∫ p(u)u du 0 ∞ Mômen trung tâm bậc 3: 3 μ3 = ∫ p(u )u du 0 ∞ Mômen trung tâm bậc 4: 4 μ4 = ∫ p(u)u du 0 Với p(u) là hàm mật độ xác suất. Mật độ phổ của áp suất mạch động phần đáy khu nước nhảy như hình 2.23. Mức độ không gian của nó còn chưa có số liệu thí nghiệm tương đối hoàn chỉnh.
10 -1 10 -2 1 2 /q y -3 m 10 (f)U u 1=3.3 m/s p S u 1=2.6 m/s 10 -4 10 -5 (a)x/h 1 =10.8 (b)x/h1 =19.5 (c)x/h 1 =28.3 10 -6 10 -3 10 -2 10 -1 10 0 10 -2 10 -1 10 0 10 10 -2 10 -1 10 0 fy1/Um Hình 2.23. Phổ công suất của mạch động áp suất ở đáy nước nhảy ngập α νo, do, qo νc hc hb Hình 2.24. Sơ đồ dòng khuếch tán trong hố xói + Áp suất mạch động ở đáy hố xói trong dòng phun khuếch tán: Lưỡi nước của dòng phun sau khi đổ vào lớp nước đệm do khuếch tán rối ở đáy gây ra áp suất mạch động, đề cập tới kết cấu bên trong của dòng chảy với sự ổn định và phát triển hố xói. Hiện nay công trình nghiên cứu về mặt này còn ít. ở Nhật: An Vân Chou tiến hành thí nghiệ mđỉ tràn nh vòm, khi nước nhảy tự do rơi vào lớp nước đệm hạ lưu thí nghiệm đo áp suất thủy động của đáy lòng sông (bao gồm trị số bình quân và trị số mạch động) kết cấu dòng chảy của thí nghiệm ở hình 2.25. Kết quả điển hình của thí nghiệm này như sau:
- Đặc tính cường độ mạch động của vùng dòng phun ở đáy sông ở hình 2.26 và 2.27. - Mật độ phổ ở hình 2.28. - Mức độ tương quan không gian của mạch động áp suất ở hình 2.29. 100 80 HD x 98.1(pa) 60 D HDm 2 40 p' 2 p' /g, H p' /g, 20 2 p'm 0 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 x (cm) Hình 2.25. Phân bố cường độ mạch động và trị số áp suất bình quân theo thời gian của lực thủy động ở đáy hố xói HDm 2 140 p'm Dm 2 1.0 Dm p'm / H , H γ 120 2 m 0.9 H 2 m D m p' / p' 0.8 2 100 0.5 p' x 9.81(pa) Dm Dm 0.7 p' p' , H γ 2 80 0.4 2 2 2 2 m p' p' = e-26.8(y/x) p' m m 0.6 HDm p' / p' 60 0.3 0.5 2 0.4 p m 40 0.2 ' 0.3 20 0.1 0.2 0.1 0 50 60 70 80 90 100 hc (cm) 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 y/x Hình 2.26. Quan hệ mực nước hạ lưu và tỷ số Hình 2.27. Phân bố áp suất mạch động cường độ mạch động và áp suất thủy động bình dọc đáy hố xói quân ở đáy hố xói
1.0 F(y/x) ) o (f/f p 1.0 S ∞ Ly = ∫F(y/x)dy 0.1 o = 1.165x 0.5 0.01 0.1 1 10 y/x f/fo -0.3 -0.2 -0.1 0 1.0 0.2 0.3 Hình 2.28. Mật độ tần số phổ của áp suất mạch Hình 2.29. Mức độ tương quan không động đáy hố xói gian của áp suất mạch động đáy hố xói IV. Áp suất mạch động trong dòng chảy hoá khí Dòng chảy hoá khí cũng có dòng hoá khí ở tầng biên, tính chất áp suất mạch động của nó cũng khác nhau. Mục đích nghiên cứu chủ yếu là đo cường độ áp suất mạch động của nó, đặc tính tần suất phổ và mức độ tiếng ồn. Hình 2.30 là sơ đồ lắp ráp nghiên cứu áp suất mạch động của dòng chảy hoá khí mở rộng đột ngột, cường độ mạch động điển hình và đặc tính tần số phổ như hình 2.31 và hình 2.32. y 20.32 20.32 22.86 2.54 15.24 33.02 # # # 3 2 1 uo Hình 2.30. Sơ đồ thí nghiệm đo áp suất mạch động ở đoạn mở rộng trong tuy nen của dòng chảy hoá khí
0.12 §Çu mót khu ho¸ khÝ x/B 22 o 5.75 u 0.10 ρ 0.17 b/B = 0.5 = p' / p' = p k 0.08 0.06 MÆt c¾t 0.04 co hÑp Hình 2.31. Quan hệ số khí hoá và cường độ áp suất mạch động của dòng chảy hoá khí trong đoạn khuếch tán 1.0 b/B = 0.6 x/b = 4.35 K = 0.67 6 0.8 ReB = 1.56 x 10 fv = 136 (Hz) 0.6 Biªn suÊt ¸p ®é x 98,1 (kPa) 0.4 0.2 0 50 100 150 200 250 TÇn sè (Hz) Hình 2.32. Trị số biên độ phổ của áp suất mạch động dòng chảy hoá khí trong đoạn mở rộng uV.ậ Kỹ th t đo đạc Khó khăn chính trong kỹ thuật đo đạc áp suất mạch động là mặt chịu lực và độ nhạy của bộ cảm ứng. Vì phải có độ nhạy nhất định thì mới đo được tín hiệu; mặt chịu lực của bộ cảm ứng lớn quá thì số liệu đo được lại là trị số bình quân của áp lực mạch động trên một diện tích nhất định mà không phải là đặc tính của áp suất mạch động của điểm thực đo. Do đó, trước đây đã có nhiều người muốn thông qua lý thuyết hoặc
thực nghiệm để nghiên cứu diện tích khác nhau của bộ cảm ứng ảnh hưởng tới cường độ áp suất mạch động, nhằm tiến hành sửa đổi. 6 5 §iÓm thÝ nghiÖm trong phßng β §iÓm ®o ë thùc tÕ 4 §iÓm ®o ë c«ng tr×nh thùc tÕ 3 2 1 0 0.5 1.0 5 10 d/δ∗ Hình 2.33. ảnh hưởng của kích thước bộ cảm ứng đối với cường độ áp suất mạch động tại tầng biên của dòng rối Hình 2.33 là kết quả thực nghiệm của Saphanni; còn Arocker thì từ lý thuyết nêu ra đem kết quả thí nghiệm áp suất mạch động trên diện tích có hạn tiến dần đến diện tích bằng 0 để hiệu chỉnh công thức. Một trong các giải pháp giải quyết mâu thuẫn trên là dùng đo áp kiểu ống dẫn, lúc đó đường kính ống dẫn tiếp xúc với dòng chảy có thể rất nhỏ, áp suất nhờ đường ống để truyền dẫn, do đó cần phải tìm hiểu nắm vững hệ thống truyền cảm qua ống dẫn hình 2.34 về đặc tính cộng hưởng. u 2T L 2R M« h×nh l èng dÉn Bé ®o ¸p suÊt Hình 2.34. Sơ đồ thí nghiệm áp suất mạch động dùng ống dẫn Trong thí nghiệm dòng khí phương pháp này áp dụng tương đối phổ biến, còn trong thí nghiệm dòng nước do mật độ của nước so với không khí lớn hơn nhiều, nên quán tính của nước ảnh hưởng tương đối lớn đến đặc tính tần số của hệ thống thí nghiệm. Gần đây đối với đặc tính cộng hưởng tần số của hệ thống cảm ứng tiến hành phân tích sơ bộ rút ra công thức gần đúng về tần số tự rung f của hệ thống cảm ứng ống dẫn: ⎛ f ⎞ ⎜ ⎟ 2 2 αftg⎜ ⎟ +f = f 0 (2.37) ⎝ f c ⎠
2 10.9δ Ec f 0 = 2 2 2πR 12() 1− μ ρc 2 1 ⎛ R ⎞ p. a α = ⎜ ⎟ 2π⎝ r ⎠ ρc B L f = 2π c a ⎧ ⎫ ⎪ ⎪ ⎪ Ec ⎪ ⎪ ρ ⎪ a = ⎨ ⎬ 1+ 2rE ()1− μ 2RE 6 ⎪ ω + ω ⎪ ⎪ ⎛ R 2 ⎞ 16δ 3()r 2 L+ R2 L E ⎪ ⎜1+ l ⎟eE c ⎪ ⎜ 2 ⎟ s ⎪ ⎩⎪ ⎝ r L ⎠ ⎭⎪ Trong các công thức trên: 1/2 1/2 (Eω/ρ) - Là tốc độ truyền tiếng động trong nước (Eω/ρ) = 1425m/s, Eω - Mô đun đàn tính nén của nước, ρ - Khối lượng riêng của nước, Ec - Mô đun đàn hồi của chất liệu màng cảm ứng, ES - Mô đun đàn tính của thành ống dẫn, L - Chiều dài khoảng trống giữa bộ truyền cảm và ống dẫn, R - Bán kính của đaùa đo (bộ truyền cảm), l - Chiều dài ống dẫn, r - Bán kính ống dẫn, μ - hệ số poisson của màng bộ truyền cảm, δ - Chiều dày màng cảm ứng, ρc - Khối lượng riêng của màng cảm ứng, B - Xét tới chiều dày đương lượng của khối nước tăng thêm, có thể viết thành: 2/1 ⎛ R f ⎞ B = 80exp⎜ ⎟ (2.38) ⎝ rf 0 ⎠ Khi sử dụng phương pháp đo của hệ thống truyền cảm ứng của ống dẫn cần chú ý ống dẫn và khoảng trống không được có bọt khí tồn tại, nếu không sẽ cộng hưởng với tần số của hệ thống và ảnh hưởng tới độ chính xác đo đạc động thái áp lực rất lớn. Ví dụ: trong công thức tính chiều dày bản đáy của A. V. Kulitrixki: p ' 1 db=(0.95-0.06B) (2.39) ()rb − r cosα Trong đó: p’ - là áp lực đẩy ngược có tính đến mạch động áp suất; trước đây tính khoảng 8÷12% áp lực sóng lớn nhất. Sau khi có thiết bị đo mạch động áp suất nên dùng công thức: ’ p = p± 3 σp (2.40)
ở đây σp - là mạch động áp suất, mét cột nước (mH20) Khi tính phải chuyển sang Niutơn hay Pascan. §II.4. NGHIÊN CỨU BIỆN PHÁP GIẢM XÂM THỰC I. Khái quát Dòng lưu tốc cao chảy qua mặt bê tông của các công trình tháo lũ có cột nước lớn, số khí hoá nhỏ. Nếu hình dáng thiết kế không tốt hoặc cục bộ không bằng phẳng dẫn đến xâm thực, bê tông bị phá hoại. Do đó cần phải tìm biện pháp công trình hợp lý để tránh hoặc giảm nhẹ sự xâm thực của dòng chảy có lưu tốc cao, trong đó trộn khí giảm khí thực là một giải pháp hữu hiệu. Bi ện pháp trộn khí giảm khí thực ứng dụng sớm nhất vào máy thuỷ lực. Trên công trình thuỷ công sử dụng biện pháp trộn khí giảm khí thực đầu tiên là sau cửa van của tuy nen xả lũ có áp và đoạn cong phía trước của đoạn thẳng đứng của tuy nen tháo lũ kiểu giếng, tuy nen tháo lũ, lỗ xả sâu bằng cách lắp đặt ống thông khí. Đã áp dụng từ thập kỷ 60 đến thập kỷ 70 của thế kỷ 20 biện pháp trộn khí giảm khí thực trên bề mặt xả lũ qua công trình thuỷ công, đây là một hạng mục kỹ thuật mới được quan tâm. Hình thức chung của công trình trộn khí giảm khí thực là bố trí trên mặt thoát nước máng trộn khí, ngưỡng trộn khí hoặc mố nhô. Dòng chảy qua chỗ đột biến này sẽ thoát khỏi thành biên hình thành dòng phun, mặt dưới của luồng nước tạo ra buồng trống đưa không khí vào, không khí từ hai vách bên mở rộng đột ngột, rãnh van hoặc ống thông khí chôn sẵn đưa vào. Viền dưới của luồng phun trong quá trình đó sẽ khuếch tán, trộn khí, khi nó rơi trở lại bản đáy lại cuốn thêm một phần không khí khiến cho lớp nước gần vách hạ lưu hình thành dòng hỗn hợp hai pha khí và nước. Dòng chảy trộn khí này đi qua một đoạn theo dọc đường có thể duy trì từ nồng độ trộn khí C (nồng độ trộn khí C: tổng lượng khí trên tổng lượng nước đến trong một đơn vị thể tích nhân với số %) không nhỏ hơn giá trị nồng độ nhỏ nhất chống xâm thực có hiệu quả, như vậy trong đoạn khoảng cách này, mặt nước tràn qua sẽ không bị xâm thực phá hoại. II. Nguyên lý trộn khí giảm xâm thực và hiệu quả của nó Sau khi dòng chảy trộn khí sẽ khiến cho biên vách hơi có cục bộ không bằng phẳng xuất hiện áp suất âm, nhưng vì trong nước có trộn khí nên sẽ giảm thấp áp lực cục bộ đến quá trình áp lực nước bị hoá khí. Nếu cục bộ áp suất âm đủ để hình thành dòng chảy có khí hoá, trong nước kẹp khí sẽ có lợi cho việc sản sinh khí hoá, vì thế áp lực trong khí hoá lại nâng cao, từ đó cũng nâng cao số khí hoá tại chỗ. Giả thiết khí hoá bị tan vỡ phóng thích các phần tử không khí ở trong khí hoá sẽ dẫn tới tác dụng “xói chậm”. Khối nước tầng ngoài khí hoá vì có mang theo không khí nên có tính nén. Đối với khí hoá bị tan vỡ kích sóng lan truyền có tác dụng suy giảm, do đó trong dòng nước có trộn khí khi khí hoá tan vỡ hình thành áp lực tức thời sẽ hạ thấp một cách có hiệu quả, ảnh hưởng của xâm thực dần được giảm nhẹ một cách tương ứng.
Dòng chảy trộn khí và trong dòng nước có hàm khí là hai hiện tượng khác nhau, hiện tượng thứ nhất là: trong dòng nước khí vượt quá lượng bão hoà của nước ra thì còn có thêm một lượng khí nào đó nữa; hiện tượng này bằng mắt thường có thể quan sát thấy được hình thái tồn tại các bọt khí ở trong nước, dòng chảy một khi dừng lại thì các bọt khí sẽ thoát ra khỏi nước. Còn hiện tượng thứ hai là chỉ trong nước lượng khí nhỏ hơn lượng khí bão hoà, hoà tan trong nước, mắt thường không thể nhìn thấy được bộ phận khí đó. Hiện tượng giảm xâm thực của dòng nước trộn khí có thể nhận thấy được thông qua các kết quả nghiên cứu sau đây: 1. Mousson Dùng ống Ventury thí nghiệm khí thực cho kết quả nghiên cứu chứng tỏ khi lượng trộn khí trong nước: Lượng trộn khí: (tính theo tỷ lệ %) β = Lưu lượng khí thông qua đơn vị diện tích Qa (%) Lưu lượng nước thông qua đơn vị diện tích Qn Khi lượng trộn khí β lớn hơn lượng khí bão hoà của nó, mẫu vật thí nghiệm bị xâm thực mất đi một phần trọng lượng tuỳ theo lượng trộn khí tăng lên mà giảm đi, hình 2.35 Vuskovic thí nghiệm cũng cho kết quả tương tự. 2. Peterka Trước tiên dùng máy rung co dãn từ tính tiến hành thí nghiệm mang tính định tính cho hiệu quả trộn khí giảm khí thực, về sau lại dùng thiết bị dạng ống Ventury thí nghiệm nghiên cứu khí thực của mẫu bêtông. Ông đã nghiên cứu ngoài mẫu thí nghiệm bị xâm thực mất đi trọng lượng tuỳ theo lượng khí trộn tăng lên mà giảm đi trọng lượng ra có chú ý tới tuỳ theo lượng trộn khí trong nước tăng lên mà quá trình xâm thực phát sinh tiếng nổ và âm hưởng va đập giảm nhỏ, khi lượng trộn khí đạt tới 7,4% thì âm hưởng và khí thực đều đã dừng lại hình 2.36. Khi tiến hành thí nghiệm này trong nước hệ số khí hoá k = 0,109 với lượng trộn khí là 7,1%. 3. Rasmussen Sử dụng thiết bị xâm thực dạng ống Ventury và dạng đĩa quang đưa ra kết quả tương tự như Peterka, khi lượng trộn khí là 1% (tương đương 5 lần trộn khí bão hoà ở trạng thái tiêu chuẩn) xâm thực phá hoại đã được giảm nhẹ đi nhiều, hình 2.37.
5 6 Qa Qw Thanh nh«m trßn d=2.48cm 4 6 giê R - C−êng ®é vËt TN x 98.1(kPa) 18 giê 4 3 îng trén khÝ % khÝ trén îng îng trén khÝ % − − L L R= 2 11 9k 2 g/ cm 2 13 1 1 0 4 1 6 3 9 3 8 2 0 0 12345 20 40 60 80 L−îng hao mÉu thÝ nghiÖm (mg/h) ThÓ tÝch tiªu hao cña vËt thÝ nghiÖm (cm3/2h) Hình 2.37. Quan hệ giữa lượng Hình 2.38. Quan hệ giữa lượng trộn khí trộn khí và mẫu nhôm bị xâm thực và mẫu bê tông bị xâm thực 4. Galypharin Ông sử dụng thiết bị thí nghiệm xâm thực của bộ phận kích phát khí hoá dạng trục để nghiên cứu thí nghiệm mẫu bê tông có cường độ khác nhau rút ra được lượng trộn khí nhỏ cần để tránh xâm thực như bảng 2.2. Bảng 2.2: Quan hệ lượng trộn khí min tránh xâm thực và mác bêtông Mác bê tông 100 150 200 250 300 350 400 R Lượng trộn khí nhỏ nhất để 9.70 8.0 6.8 5.7 4.7 4.0 3.0 tránh xâm thực bê tông % 5. Russel Trong một ống hình chữ nhật dùng một bulông làm vật nhô ra để dẫn tới khí hoá. Thượng lưu vật nhô ra bố trí máng trộn khí cung cấp khí, phía hạ lưu lắp đặt mẫu bê tông thí nghiệm. Kết quả thí nghiệm của ông đã đưa ra quan hệ giữa ba yếu tố là cường độ mẫu bê tông, lượng trộn khí, thể tích mẫu thí nghiệm bị xâm thực mất đi hình 2.38. Qua thí nghiệm ông còn chỉ ra khi lượng trộn khí bằng hoặc lớn hơn 5,7% sẽ khiến cho bê tông có cường độ rất thấp (R = 119) sẽ không bị xâm thực phá hoại. Qua các kết quả nghiên cứu trên đây có thể rút ra mấy nhận xét: + Yếu tố chủ yếu ảnh hưởng tới mặt của công trình có nước chảy qua với dòng lưu tốc cao gồm: - Hình dạng đường viền của vách có dòng chảy qua,
- Số khí hoá của dòng chảy tại nơi đó, - Lượng trộn khí của dòng chảy tại nơi đó, - Tính năng chống xâm thực của vật liệu. + Sau khi lượng khí trong nước lớn hơn lượng ngậm khí bão hoà, dù là hình thức trộn khí hay ngậm khí tồn tại, tác dụng xâm thực sẽ bắt đầu giảm, lượng trộn khí là (1,0 ÷ 2,5%) hầu như tồn tại trong khu quá độ, điều chỉnh lượng khí tăng thêm một chút thì có thể tạo thành khí hóa có tiếng ồn và cường độ xâm thực thay đổi rõ rệt. + Sau khi lượng trộn khí của dòng chảy đạt 5,7% ÷7,5% thì sự xâm thực phá hoại bê tông không còn nữa, đối với vật liệu chống xâm thực tốt lượng trộn khí nhỏ nhất tránh xâm thực so với giá trị nêu trên còn nhỏ hơn. III. Hình thức bố trí trộn khí giảm khí thực trong công trình tràn nước 1. Trộn khí trên mặt thoát nước Trên mặt thoát nước, công trình cơ bản dùng để trộn khí có 3 loại hình 2.39. + Ngưỡng trộn khí: Là dạng ngưỡng hơi nhô dốc thoải. + Bậc thụt: bản đáy phía sau hạ thấp hình thành bậc ngang. + Máng trộn khí: Tạo thành đường cung cấp khí ở đáy dòng chảy, có nhiều hình thức như dạng rãnh van, dạng tam giác, dạng khe hẹp Ng−ìng, m¸ng kÕt hîp Ng−ìng trén khÝ Ng−ìng, bËc kÕt hîp 1 1 m Δ Δ 1 Δ 2 2 Δ Δ 1 Δ 2 Δ 3 Δ Ng−ìng, m¸ng bËc kÕt hîp M¸ng trén khÝ BËc nh« ε d¹ng r·nh van 3 Δ b 2 Δ M¸ng, bËc kÕt hîp 3 Δ 2 Δ Hình 2.39. Hình thức cơ bản của thiết bị trộn khí chống xâm thực trên bản đáy Trong thực tế thường sử dụng hình thức kết hợp: - Hình thức kết hợp ngưỡng và rãnh, - Hình thức kết hợp ngưỡng và bậc,
- Hình thức kết hợp rãnh và bậc, - Hình thức kết hợp ngưỡng, rãnh và bậc. Đối với các công trình bố trí đường xả lũ bên bờ, phía sau đập tràn thường là dốc nước có chiều dài nhất định tuỳ theo địa hình và địa chất, khi đó thường dùng rãnh trộn khí liên tục nhiều cấp (ngưỡng hay bậc). 2. Trộn khí mặt bên Phương thức cấp khí mặt bên có nhiều dạng có thể tổng hợp thành hai loại năm dạng hình 2.40. R·nh bªn lâm Lç th«ng khÝ 3 èng th«ng khÝ 1 4 R·nh bªn nh« 2 M¸ng th«ng khÝ 5 Trô pin Hình 2.40. Hình thức cấp khí mặt bên Ghi chú: (1): Dạng kín; (2) - (5) : Dạng hở + Ống thông khí (1): Trong tường bên chôn ống thông khí trực tiếp cấp khí vào phần đáy dòng chảy, mặt thoát nước ở tường bên là liên tục, có thể duy trì trạng thái chảy gần ngưỡng hoặc rãnh trộn khí ổn định. + Bốn dạng cấp khí sau (2) - (5) thuộc dạng hở: - Rãnh khe van hình chữ nhật, - Thiết bị nắn dòng chảy ở tường bên, - Tường bên mép nhô rộng ra, hình thức này có lúc liên hợp với cửa cung có cửa lệch tâm, - Lợi dụng đuôi trụ pin nhô rộng ra để cấp khí. Năm dạng cấp khí mặt bên với 7 loại hình thức công trình trộn khí cho dòng chảy giao thoa kết hợp hình thành nhiều loại, nhiều dạng thiết bị trộn khí chống xâm thực.
IV. Thiết bị trộn khí giảm xâm thực ở công trình thực tế Từ năm 1937 người ta đã tìm hiểu dòng chảy trộn khí có thể giảm nhẹ sự xâm thực phá hoại bề mặt các công trình tháo nước nhưng đem ý tưởng này ứng dụng vào công trình thực tế là cả một quá trình khá dài. 1. Khái quát về áp dụng thiết bị trộn khí ở thế giới a) Ở Châu Âu và Mỹ Năm 1945 Cục khai hoang của Mỹ (USBR) đã nghiên cứu thí nghiệm biện pháp trộn khí giảm xâm thực đối với tuynen xả lũ của đập Hồ Phi, nhưng lúc đó chưa thực hiện được. Về sau cửa ra của tuynen xả nước của công trình Đại-Cổ-Lực phát sinh xâm thực phá hoại, mỗi năm đều phải tiến hành sửa chữa, vì vậy năm 1960 ở hạ lưu cửa ra đường ống hình côn của tuynen xả nước đã bố trí máng trộn khí hình 2.41. H×nh viªn trô B¶n b thÐ 43 äc p 5 BT /8 1036.67 in c DiÖn tÝch tæn thÊt ®iÓn h×nh 5 inchs2 h 102 inchs s S©u 2 inchs 102 inchs êng kÝnh trong − 1 § 4 1°1 93 inchs 0i 9' nc h 20 4 1/4 inchs Chi tiÕt B M Æ t ® 1 R Ë h · p c n h in h ¹ B /2 .t l− Ph¸ ho¹i ®iÓn h×nh h 1 «n u c g 0 n i .8 5 :1 6 Cöa ra lç x¶ in c h Chi tiÕt B Hình 2.41. Máng trộn khí cửa xả nước ra của đập Đại Cổ Lực Năm 1965 trong đoạn bịt tuynen dẫn dòng của đập GlenCanyon người ta bố trí 3 tuy nen tháo nước tạm thời, vì luồng nước đã trộn khí đầy đủ, dòng chảy qua bề mặt bê tông của lớp bảo hộ không nhẵn mà vẫn không phát sinh xâm thực phá hoại. Từ ví dụ thực tế ngẫu nhiên này đã nảy ra ý tạo thành bậc để trộn khí giảm xâm thực trong thí nghiệm ở nguyên hình. Năm 1967 trong vận hành tuynen tháo lũ dạng hở của đập Hoàng Vỹ, trên đoạn bán kính cong và ở hạ lưu phát sinh xâm thực phá hoại nghiêm trọng, có ý kiến cho rằng là do một mảng vữa xi măng khi sửa chữa có bọc khí bị bong ra. Kinh nghiệm chứng tỏ đối với các công trình tháo lũ cột nước cao, số khí hóa nhỏ (hệ số Cp min) dựa vào phương pháp sửa chữa không thể bền vững lâu được, như vậy thông qua thí nghiệm mô hình chọn thiết bị trộn khí ngưỡng và máng kết hợp. Tuynen này có mặt cắt dạng hình tròn nên cần dùng thiết bị nắn dòng có chiều cao thay đổi như hình 2.42. Sau khi tăng thêm máng trộn khí năm 1969 và 1970 tiến hành thí
nghiệm kiểm định trên nguyên hình khẳng định hiệu quả thực tế của giải pháp trộn khí. 2.3 inchs 2.3 inchs 2.3 chs 3 in 4 inchs s h 6 c in 6 2.3 inchs 1 = 24 3.3 inchs R s inchs24 8 7 3/4 inchs ch in 3 2. ChiÒu cao thay ®æi tõ ®¸y tuynen C¾t däc m¸ng trén khÝ 3 inchs ®Õn tuyÕn trªn vßm MÆt c¾t m¸ng trén khÝ 3 inchs 8 7 3/4inchs 2.3 inchs MN max 3660 3 §Ønh trµn 3593 6 D=40 feet 6 inchs R = 7 5 5+00 i n 2.3 inchs 2.3 inchs 3503 c A h 3485.42 è s n g 0 4 Chi tiÕt s¶nh trén khÝ 5 6 h + + 6 6 ×n h t c e h e ã f p 79 0 + 29 7 = §−êng cong mÆt trµn R 3322.02 B 3299.06 D=32 feet 8 0 7 . 6 5 . 9 7 7+ +5 9 C feet 32 10+31.47 3185.25 i = 0.004 3175.40 Cäc cuèi bÓ n−íc tÜnh Hình 2.42. Máng trộn khí tuynen đập Hoàng Vỹ Năm 1973 ở Canađa cải tạo tuynen dẫn dòng của đập Maica thành tuy nen xả lũ vĩnh cửu, bố trí hai bậc nhô (vị trí ở cuối cửa ra của buồng van 1 bậc, cuối bán kính cong ngược 1 bậc) làm thiết bị trộn khí giảm xâm thực như hình 2.43. Qua vận hành từ năm 1974 ÷ 1976 chưa thấy bị xâm thực. 754 1 1 φ 693 9 φ 6y y = x2/800 .2 3 7 = R 9 φ 13.7 φ 568 50 0 50 100 150 BËc thôt Hình 2.43. Sơ hoạ bậc thụt trộn khí của tuynen xả lũ đập Maica
5 13.0 7.0 119.0 115.0 114.0 104 1 94.0 91.0 12.7 1 : 0 .8 .0 2 5 10 4 1 = 42.0 42.0 R 41.0 39.0 27.3 28.3 22.0 21.0 22.3 17.0 13.1 9.0 7.5 6.45 6.0 7.0 BËc thôt -2.0 37.8 68.3 8.0 50.0 6 Hình 2.44. Sơ hoạ bậc thụt trộn khí của đập Kơ - rát - snai - ski Vào thập niên 1960 Liên Xô đã xây dựng đập tràn Brask xả lũ, sử dụng biện pháp trộn khí bậc nhô như hình 2.45. Trong vận hành đập tràn Brak dòng phun trên mũi hất xuất hiện hàng loạt hố xâm thực, độ sâu lớn nhất đến 30mm; năm 1973 trên mặt đập này bố trí thêm ngưỡng trộn khí có kết cấu bằng thép rỗng ở trong như hình 2.45 và tiến hành đo đạc dòng trộn khí phía hạ lưu mũi hất và mạch động áp lực trên mặt đập ở công trình thực tế; kết quả nhận thấy ngưỡng trộn khí dốc thoải hơi nhô không sinh tải trọng động quá lớn, do đó không dẫn tới rung động đập chính.
3 3 1 1 1560 1 I 5 6 0 I 1 1000 II 0 0 0 II 10 9 990 9 III 0 5 III 9 2 0 h 590 1 2 0 0 5 0 IV 1000 7 IV 7 4 0 V 770 1 V 6 0 VIII 7 0 8 VI 6 VII 830 1600 IX VI 800 470 800 m VII 5 1 9 = 830 VIII R IX 470 70 Hình 2.45. Bậc trộn khí của đập tràn Brask Công trình thuỷ điện Toktogul tại chỗ khe nối của mặt đập tràn bố trí rãnh trộn khí khe hẹp. Dạng thiết bị trộn khí này vừa có thể đạt được mục đích trộn khí giảm khí thực vừa có thể thích ứng lún không đều xuất hiện giữa hai bộ phận của đập. Đập Khalatka ở Thổ Nhĩ Kỳ cũng dùng kiểu bố trí tương tự như hình 2.46. Đối với đường tràn bên bờ nói chung đáy dốc xoải, máng dài thường dùng ngưỡng trộn khí nhiều cấp làm biện pháp bảo vệ chống xâm thực như công trình Siegen thaler và công trình Pinto ở Singapore đều bố trí đường tràn ở bên bờ, công trình thuỷ điện Nurêch ở Liên Xô và công trình lỗ xả sâu Leituage (Pháp) đều áp dụng máng trộn khí hình thang nhiều cấp như hình 2.47.
9 6 0 0 5 .0 50 = R 1 698.0 φ300 693.0 2 3 680.0 596.83 7 5 4 Chi tiÕt A H A R φ 590.0 580.0 529.5 525.0 Hình 2.46. Máng trộn khí đập tràn Khalatka (dạng khe hẹp) 744.0 748.0 730.0 A 683.6 145.50 72.00 632.0 625.5 90.00 400.00 590.0 C¾t däc ®−êng trµn Q A b. ống tiếp khí Hình 2.47. Máng trộn khí công trình Leituage Cửa xả sâu của công trình có cột nước cao sử dụng cửa van cung trục lệch tâm, kết cấu cửa van loại này yêu cầu bản đáy nhô ra, tường bên nhô rộng hình thành thiết bị
trộn khí có hình thức đặc biệt như đập Dworshak (Mỹ) đập Hulker ở Thụy Điển và đập Tarbela (Pakistan), hình 2.48. D = 4 2.5 270.0 266.4 4 = 263.4 D 263.0 262.25 Hình 2.48. Bậc thụt sau cửa cung lệch tâm của tuynen tháo lũ công trình Hulker (Thuỵ Điển) Ngoài các hình thức nêu ở trên, công trình Cedillo của Tây Ban Nha, trên đập tràn đã bố trí một trục phân dòng cao và mỏng nó sẽ xé luồng nước ra khiến cho dòng chảy ở hạ lưu trộn vào lượng không khí nhiều, có thể kiêm cả chống xâm thực và có hiệu quả tiêu năng như hình 2.49 - đây là một dạng mới.
A o Hình 2.49. Trụ phân lưu trộn khí và tiêu năng của đập Cedillo b) Ở Trung Quốc Năm 1972, tuy nen xả lũ bên bờ phải của công trình Lưu Gia Hiệp đã phát sinh xâm thực khiến công trình bị phá hoại nghiêm trọng; do đó đơn vị quản lý bắt đầu cho nghiên cứu để đưa biện pháp trộn khí nhằm giảm xâm thực cho công trình, nhưng khi sửa chữa tuynen tháo lũ này lại không thể sử dụng biện pháp trộn khí. N ăm 1975 tuy nen tháo lũ của hồ chứa nước Phùng Gia Sơn trở thành công trình tháo lũ đầu tiên ở Trung Quốc áp dụng biện pháp trộn khí chống xâm thực. Năm 1976 thông qua thí nghiệm mô hình chọn hình thức ngưỡng trộn khí bố trí 2 cấp như hình 2.50. Sau khi công trình xây dựng xong tiến hành thí nghiệm hiện trường về hiệu quả ngưỡng trộn khí giảm khí thực vào năm 1980, đã chứng minh công trình trộn khí dạng ngưỡng là tốt, hiệu quả rõ rệt.
Chi tiÕt B Chi tiÕt A 1 : 2 1 : 1 5 0 + 095.301 8 90 φ = 90 . 5 8 " 1 2 : 2 2 7 0 + 144.515 4 1 : 2 ' 4 = 90 1 2 2 R 0 ° 30 3 1:8 697.0 i = 0.015 148 100 A B i = 0.015 0 + 024.00 + 0 i = 0.01 0 + 096.105 0 + 101.293 §¬n vÞ: m 0 + 144.515 0 + 880.50 0 + 139.515 §Çu ®o¹n cong §Çu ®o¹n Cuèi ®o¹n cong Hình 2.50. Ngưỡng trộn khí tuynen tháo lũ Phùng Gia Sơn Năm 1975, 1980 trên đập tràn công trình thuỷ điện Phong Mãn đã tiến hành thí nghiệm trên nguyên hình 2 lần về ngưỡng trộn khí, đoạn tràn thí nghiệm có cửa van rộng 11,5m; bố trí ngưỡng trộn khí ở một nửa chiều rộng thoát nước, còn một nửa không có ngưỡng trộn khí, mặt đập phía sau phần bố trí ngưỡng tạm thời bố trí thêm mố nhô thủ công. Sau khi dòng chảy qua phía thượng lưu phần không có mố nhô có vết xâm thực rõ, còn thượng lưu phần có mố nhô thì hoàn toàn không bị tổn hại. Như vậy về định tính đã chứng minh hiệu quả giảm xâm thực của ngưỡng trộn khí. Hình thức bố trí ngưỡng trộn khí của đập Phong Mãn như hình 2.51. 252.5 1 . 0 2 0. 239.0 Ng−ìng trén khÝ A Chi tiÕt A 0 225.2 3 = R 204.55 195.00 193.00 Hình 2.51. Ngưỡng trộn khí trên mặt đập tràn thủy điện Phong Mãn Vào thập niên 70 khi xây dựng công trình U Giang Độ, lúc đó trên mặt 8 khoang tràn tháo lũ đều bố trí ngưỡng trộn khí, đến năm 1982 qua kiểm nghiệm vận hành xả lũ
cột nước cao, kết quả chứng tỏ ngưỡng trộn khí làm việc bình thường. Bố trí ngưỡng trộn khí mặt tràn dạng đường trượt tuyết như hình 2.52. Ngoài ra ở tuy nen tháo lũ hồ chứa nước trên sông Thạch Đầu tỉnh Thiểm Tây bố trí ngưỡng trộn khí, gần đây đã đưa vào vận hành sử dụng; tiếp theo khi xây dựng công trình Long - Dương - Hiệp, Đông Giang .v.v. các cửa xả nước hầu như đều sử dụng cửa van cung trục lệch tâm, dạng cửa van này kết hợp với mố nhô làm biện pháp trộn khí giảm xâm thực. Đường hầm tháo lũ hồ chứa Thạch Lâm tỉnh Giang Tây sử dụng “mố tiêu năng trộn khí” làm biện pháp tiêu năng giảm xâm thực kết hợp. V. Nghiên cứu ngưỡng và máng trộn khí Các công trình thực tế đã sử dụng máng hoặc ngưỡng trộn khí không phải là ít, mà còn mỗi ngày một tăng lên, nhưng về tài liệu nghiên cứu có tính chất hệ thống thì chưa nhiều, dưới đây có mấy vấn đề thuỷ lực đáng được chú ý: 1. Kích thước, hình dáng, vị trí và điều kiện thuỷ lực hình thành buồng trống ổn định Sau khi bố trí máng trộn khí yêu cầu là trong điều kiện vận hành, dòng chảy qua ngưỡng bên dưới đều có thể duy trì buồng trống ổn định, nếu không như vậy thì ngưỡng trộn khí sẽ biến thành mố nhô và có thể sinh ra dạng khí hoá phân ly, dẫn đến sự phá hoại công trình. Theo các tài liệu đã nghiên cứu các biện pháp trộn khí giảm khí thực trên dốc nước bằng ngưỡng trộn khí với điều kiện thuỷ lực tới hạn phải tạo thành buồng trống tức là: −2 ⎛ Δ ⎞ ⎡ u 1 ⎤ ⎜ ⎟ ≥ 23.5⎢ × ⎥ (2.41) ⎝ R ⎠ ⎣⎢ gR cosα cos θ⎦⎥ Trong đó: Δ - Chiều cao ngưỡng, R,u - Bán kính thuỷ lực và lưu tốc của mặt cắt ngưỡng trộn khí, g- gia tốc trọng trường, α, θ - góc của mái dốc nước và góc hất của ngưỡng trộn khí. Vị trí, hình dạng của máng (ngưỡng) trộn khí thường phải thông qua thí nghiệm mô hình để xác định. 2. Lượng khí đưa vào của máng trộn khí Khi dòng chảy vượt qua ngưỡng trộn khí thoát ra khỏi vách đáy, bên dưới dòng nước hình thành buồng trống thông khí, nhưng lượng không khí được đưa vào bao nhiêu còn cần xem độ rối bản thân của dòng chảy và áp lực trong buồng trống. Yếu tố chủ yếu quyết định lượng trộn khí của máng là bản thân dòng chảy phía sau ngưỡng có năng lực thu khí nhiều hay ít. Kết quả nghiên cứu đã chỉ ra là: Khi số Reynol của dòng chảy đủ lớn, áp lực trong buồng trống không quá thấp với trường hợp bình thườ ng thì lượng khí vào trên đơn vị chiều rộng của dòng chảy qa và tốc độ dòng chảy tại đó v với chiều dài buồng trống L thành tỷ lệ thuận, tức là: qa ~vL (2.42) Trong đó: L - chiều dài buồng trống do dòng chảy và điều kiện biên quyết định (m). Biểu thức trên có thể viết thành quan hệ hàm số không thứ nguyên
q v Δ a = (F , ,,)α θ (2.43) Vh gh h Trong đó: h- chiều sâu nước trên ngưỡng (m). 1 0 + 006 0 + 032.250 + : 0 765.0 . 7 760.0 1 :5 φ 4 . 1: 2 0.7 1 1:0.5 .2 730.0 Phãng ®¹i A Lç th«ng khÝ A Lç th«ng khÝ Phãng ®¹i B x 1.85 = 26.3866y 679.0 669.381 0 + 044.395 0 + B 0 + 097.8280 + 0 + 175 Hình 2.52. Ngưỡng trộn khí trên mặt tràn U Giang Độ Khi tiến hành thí nghiệm mô hình chọn hình thức máng (ngưỡng) trộn khí thường phát hiện lượng khí vào chịu ảnh hưởng rõ rệt của việc thu nhỏ tỷ lệ. Đề cập tới tỷ lệ hiệu ứng của dòng chảy trộn khí thấy rằng vấn đề này còn đang được tiếp tục nghiên cứu. Nếu như tốc độ dòng chảy trong phòng thí nghiệm lớn hơn 6,5÷7,0 m/s thì lượng khí vào máng trộn khí trong thí nghiệm tính đổi ra nguyên hình hầu như không xét đến hiệu ứng tỷ lệ thu nhỏ. 3. Nồng độ trộn khí hữu hiệu chống xâm thực ở trên đã giới thiệu kết quả nghiên cứu trộn khí giảm khí thực có hiệu quả đều là lượng trộn khí bình quân mặt cắt, trên thực tế trong thí nghiệm phân bố lượng trộn khí trên mặt cắt lại không đều, phân bố nồng độ trộn khí ở mặt cắt phía sau máng trộn khí càng không thể đều, chẳng qua có tác dụng chủ yếu đối với chống xâm thực là lượng trộn khí của lớp gần thành vách, phân bố nồng độ trộn khí của dòng chảy gần thành vách như thế nào? Trong phạm vi cách thành bên bao nhiêu thì có nồng độ trộn khí là bao nhiêu mới có thể giảm khí thực hay tránh xâm thực. Hiện nay còn chưa thể làm rõ được một cách triệt để, thường vẫn theo các kết quả đã nêu trên, tức là dòng chảy tại chỗ đó có thể có lượng trộn khí 1% thì sự xâm thực phá hoại giảm rõ ràng, nếu lượng trộn khí đạt tới 5,7-9,7% thì mặt bê tông có dòng chảy qua có thể tránh khỏi xâm thực phá hoại.
Thí nghiệm nguyên hình của máng trộn khí ở tuynen tháo lũ công trình Phùng Gia Sơn đã đo được nồng độ trộn khí nhỏ nhất gần đáy tuynen nằm ngang phía sau ngưỡng trộn khí hai cấp là 5,7% mà trong tuynen bố trí mố nhô làm theo thủ công đều chưa phát sinh xâm thực. 4. Phạm vi bảo vệ có hiệu quả của một máng (ngưỡng) trộn khí đơn Nghiên cứu phạm vi bảo vệ có hiệu quả của thiết bị trộn khí là vấn đề quan trọng của kỹ thuật trộn khí giảm xâm thực. Phạm vi bảo vệ có hiệu quả là chỉ trong phạm vi đó nồng độ trộn khí gần thành vách lớn hơn nồng độ trộn khí có hiệu quả chống xâm thực Ck, trị số Ck này tuỳ thuộc vào vật liệu trên bề mặt công trình mà dòng nước chảy qua để xác định (như mác bê tông). Xác định phạm vi bảo vệ đề cập tới dòng chảy trộn khí gần thành bên và quá trình xâm thực, dòng chảy rối 2 pha khí và nước ở trong trường trọng lực trước mắt còn ở trong giai đoạn nghiên cứu. Trên đập tràn Brask của Liên Xô đã đo được các mặt cắt dọc theo chiều dài cách bản đáy với chiều cao 2,7 và 15cm về số liệu lượng trộn khí của dòng chảy. Từ đó đưa ra được suất suy giảm về lượng trộn khí của khoảng cách đơn vị dọc theo chiều dài của đoạn dốc là (0,4 - 0,8)%/m; ở đoạn bán kính cong ngược vì có tác dụng của lực ly tâm khiến cho lượng khí thoát ra càng mạnh; suất suy giảm gần (1,2-1,5)%/m. Theo tài liệu của công trình này tính ra trên đoạn dốc bố trí một ngưỡng trộn khí có thểợ bảo vệ đư c phạm vi phía sau gần 100m không bị xâm thực, nếu phía sau ngưỡng nối với bán kính cong ngược thì phạm vi bảo vệ sẽ ngắn hơn. Viện khoa học Thuỷ lợi Bắc Kinh dựa vào số liệu thí nghiệm trong phòng đã phân tích tính tương tự diễn biến dọc đường về nồng độ trộn khí phần đáy dòng chảy sau ngưỡng trộn khí trên dốc nước nhận thấy nồng độ Cb gần đáy ở chỗ có khoảng cách x phía sau ngưỡng trộn khí (lấy nồng độ ở chỗ cách đáy 1cm làm đại diện) thì quan hệ thay đổi dọc đường theo công thức kinh nghiệm: m CC1− b ⎡ ⎛ x ⎞⎤ = ⎢l n ⎜ ⎟⎥ (2.44) CC1− 3 ⎣ ⎝ L ⎠⎦ Trong đó: L- chiều dài buồng trống do dòng chảy tạo ra sau ngưỡng trộn khí, C1 - Định nghĩa của mặt ranh giới khí và nước, C1= 0,60, C3, m – nồng độ đặc trưng và chỉ số, đều là hàm số của tham số thuỷ lực vL z =cos α. 2 Từ quan hệ nêu trên đưa ra Cb thay đổi dọc đường có thể tìm được vùng Cb ≥ Ck, từ đó xác định được phạm vi bảo vệ có hiệu quả của ngưỡng trộn khí. Trong nghiên cứu khả năng thu khí của tầng bên của dòng chảy rối, tác giả Lương Tại Triều và Vượng Đạo Tăng bước đầu đã nêu ra phạm vi bảo vệ của thiết bị trộn khí thay đổi dọc đường, nồng độ trộn khí phần đáy dòng chảy và phân bố nồng độ trộn khí. 5. Tải trọng động tác dụng lên bản đáy phía sau ngưỡng trộn khí
Thiết bị trộn khí giảm xâm thực thường dùng ngưỡng hơi nhô mà dốc thoải, luồng chảy phóng qua ngưỡng có góc xung kích đối với tấm bản đáy hạ lưu tương đối nhỏ, trị số gia tăng của tải trọng bình quân không lớn, điều mà ta quan tâm là mạch động của vùng xung kích và cần chỉ ra mạch động áp lực không sinh tải trọng động lớn, nên không xuất hiện rung động trên công trình xả lũ, nhưng vấn đề đó của những người thiết kế vẫn chưa được đáp ứng đầy đủ. a. Chọn vị trí bố trí thiết bị trộn khí + Vị trí của ngưỡng trộn khí thứ nhất Trong trường hợp chung ta dựa vào giá trị lưu tốc v của mặt cắt ngang và số Frut hoặc hệ số giảm áp Cpmin (còn gọi là hệ số hoá khí sơ sinh σ) để sơ bộ xác định tuyến đặt thiết bị trộn khí thứ nhất là số Fr = 4,0. Thiết bị trộn khí nên bố trí tại vị trí dòng chảy có hệ số giảm áp tương đối nhỏ, là chỗ dễ phát sinh khí thực, theo một số công trình ở Trung Quốc và các nước khác thì cách bố trí tuyến trộn khí có thể như sau: + Đặt ở chỗ cửa ra của đoạn cửa van, như công trình tuynen tháo lũ ở đập Maica, tuynen tháo lũ của đập Balister, đường tràn tháo lũ của đập Natawort, đường tràn tháo lũ của đập Thiết Tôn v.v + Bố trí ở điểm bắt đầu của đoạn thẳng nối với bán kính cong ngược như đập Hoàng Vỹ, đập Sêrikhơtơ, đập Phùng Gia Sơn, đập U Giang Độ . + Bố trí ở cuối đoạn bán kính cong ngược như đập Hoàng Vỹ, đập Sêvikhơtơ, đập Phùng Gia Sơn, đập U Giang Độ. Trường hợp chung là đem bố trí rãnh trộn khí ở phía thượng lưu của đường tràn tháo lũ dễ bị xâm thực, bảo đảm cho dòng chảy phát huy trộn khí đầy đủ, để tăng thêm tính nén của phần gần đáy chất lỏng, giảm thiểu bọt khí bốc hơi khi phá vỡ sinh ra áp lực nổ, từ đó để ngăn ngừa mặt bêtông bị xâm thực phá hoại. Khi lưu tốc dòng chảy đạt gần đến 30m/s có thể căn cứ điều kiện cụ thể để xét nên hay không nên bố trí thiết bị trộn khí, khi lưu tốc vượt quá 35m/s thì việc bố trí thiết bị trộn khí là cần thiết. + Nguyên tắc chọn vị trí của nó là: - Bố trí theo vùng trọng điểm cần bảo vệ: Nếu như đoạn bằng phía sau bán kính cong ngược là vùng bảo vệ trọng điểm thì thiết bị trộn khí đặt ở cuối đoạn bán kính cong ngược, nếu như đoạn bán kính cong ngược là vùng bảo vệ trọng điểm thì bố trí ở phía thượng lưu vị trí khởi điểm của bán kính cong ngược, nếu như trên dốc nước thì bố trí thiết bị trộn khí ở đo ạn mà lưu tốc dòng chảy đạt giá trị từ 25-35m/s. - Dựa vào hệ số giảm áp Cp (hay hệ số hoá khí σ) của mặt cắt ngang dòng chảy lớn hay nhỏ để xác định. Đối với tràn xả lũ dốc có dốc nước hay tuynen tháo lũ, vị trí tuyến trộn khí thứ nhất nên bố trí ở vị trí lưu tốc dòng chảy xấp xỉ 30m/s, không nên bố trí ở đoạn đột biến và đoạn bán kính cong ngược. - Đối với tuy nen có áp phía sau nối với tuynen chảy hở hoặc kênh dẫn hở: Nếu như ở đoạn cửa ra bố trí tấm bản nén thu hẹp thì ở đoạn phía sau đã có tác dụng bảo vệ, do
đó trong trường hợp đầu nước là 40-70 m ở chỗ sát với tấm bản có thể bố trí thiết bị trộn khí. - Thông thường cần tránh bố trí thiết bị trộn khí ở vị trí khởi điểm của bán kính cong ngược và trên đoạn bán kính cong, chỉ sau khi nghiên cứu đầy đủ cũng có thể bố trí thiết bị trộn khí nhưng cần phải tăng thêm độ cao và độ dốc của ngưỡng cũng có thể đạt được hiệu quả tốt trộn khí giảm xâm thực. Ví dụ: công trình U Giang Độ lưu lượng đơn vị là 236,11m2/s đầu nước là 101,8 m, ở chỗ khởi điểm của đoạn bán kính cong ngược bố trí rãnh trộn khí. Đây là một ví dụ công trình thực tế ở Trung Quốc với lưu lượng đơn vị lớn, cột nước cao bố trí máng trộn khí thành công. b. Vị trí nhiều ngưỡng trộn khí Có công trình bố trí một ngưỡng trộn khí là thoả mãn nhưng cũng có công trình cần bố trí nhiều ngưỡng (hoặc máng) trộn khí, trường hợp chung là: - Đối với trường hợp xả lũ cao 100-180m chỉ cần ở phía đuôi trụ pin phân dòng bố trí một hàng ngưỡng trộn khí là thoả mãn. Khi đập tràn cao hơn 180 m thì ở thượng lưu đoạn bán kính cong ngược hoặc ở chỗ mặt cắt nối tiếp thay đổi lại tăng thêm một ngưỡng trộn khí như đường tràn xả lũ cấp I thuỷ điện Thiên Sinh Kiều ở Trung Quốc và đường tràn xả lũ công trình thuỷ điện Nurêch ở Liên Xô là những công trình đã thành công. Công trình đường tràn tháo lũ Fusưtualya bố trí đến 3 tuyến trộn khí cự ly cách nhau 72-90m - Số lượng rãnh trộn khí được bố trí có liên quan đến độ dài cần bảo vệ của từng rãnh, trước mắt chưa có phương pháp tính chung. Theo kinh nghiệm thực tiễn của các công trình đã xây dựng ghi trong bảng 2.3 và bảng 2.4 chứng tỏ: + Nếu phía sau thiết bị trộ n khí là đoạn cong ngược, thì phạm vi bảo vệ của nó là khoảng 70-100m, nếu trên đoạn bằng hoặc đoạn dốc xiên chiều dài bảo vệ có thể đạt là 170-200m, theo số liệu kinh nghiệm nêu trên có thể sơ bộ xác định số lượng máng hoặc ngưỡng trộn khí. Nhưng còn phải xét đến chiều dài bảo vệ và nồng độ trộn khí quan hệ với trộn khí tổn thất theo dọcờ đư ng. Khi nồng độ trộn khí ở đáy nhỏ hơn 6- 8% thì cần xét bố trí ngưỡng trộn khí thứ hai. Nhưng đối với lưu lượng đơn vị lớn, số Fr thấp và mái dốc thì phương pháp thiết kế nhiều ngưỡng trộn khí còn ít gặp nên cần tham khảo công trình thực tế đã xây dựng để tiến hành thiết kế. Bảng 2.3. Quan hệ TBTK và chiều dài bảo vệ Loại bán kính Chiều dài bảo vệ Tên công trình cong (m) Qua vận hành chứng minh máng trộn khí thứ Đập Bypacker Cung ngược 2 là không cần thiết. Mỗi rãnh trộn khí bảo vệ 100m Bao gồm đoạn Ngưỡng trên tuynen cong lồi phía trên và 270m xả lũ đập Mai Ca cung ngược
Đập tràn Tuker Cung ngược Lớn hơn 105m Turuckii Ngưỡng trượt tuyết trái và phải U Giang Cung ngược lớn Lớn hơn 76m Độ Cửa van số 2 U Cung ngược Lớn hơn 63m Giang Độ Tuynen phải U Cung ngược Lớn hơn 100m Giang Độ Tuynen tháo lũ công trình Thạch Đầu Cong lồi Lớn hơn 100m Hà Bảng 2.4. Quan hệ TBTK và chiều dài bảo vệ Hình thức Công trình Chiều dài bảo vệ (m) rãnh Ngưỡng dưới tuynen Đoạn thẳng Lớn hơn 200m tháo đập Mai Ca Tapeila Đường gẫy Lớn hơn 164m Lớn hơn 200m (về sau Ngưỡng dưới tuynen trộn khí bề mặt đã phát Đoạn thẳng tháo lũ Phùng Gia Sơn triển đến đáy có thể bảo vệ hạ du 736m Bảo vệ 376m (ước tính Tuynen đập Hoàng Cung ngược đã có ảnh hưởng trộn khí Vỹ và đoạn thẳng bề mặt) Ngưỡng tuynen xả lũ Đoạn thẳng Lớn hơn 560m Thạch Đầu Hà VI. Biện pháp chống xâm thực bằng sức bền vật liệu Trong các công trình làm việc dưới tác dụng của dòng chảy có lưu tốc cao trên 30m/s cần phải áp dụng biện pháp công trình trộn khí giảm khí thực. Nhưng nếu lưu tốc dòng chảy thường xuyên chảy qua bề mặt công trình đạt từ 18-27m/s thì vẫn cần xét tới vấn đề chống xâm thực bằng độ bền của vật liệu. Đối với vật liệu có tính chất khác nhau thì năng lực chống xâm thực cũng khác nhau. Nguyên nhân gây xâm thực có nhiều yếu tố là: tác dụng vật lý, hoá học, điện, nhiệt học, nhưng sau khi nghiên cứu thí nghiệm thấy rằng nguyên nhân chủ yếu tạo thành xâm thực thuần tuý là yếu tố lực học. Do đó công tác nghiên cứu đặc biệt chú ý tới nghiên cứu chống xâm thực của vật liệu, đồng thời vật liệu bị xâm thực còn liên quan tới điều kiện của dòng chảy và điều kiện biên. Suất xâm thực của vật liệu tỷ lệ thuận với (v-vc); mà vc là lưu tốc tới hạn; thấp hơn lưu tốc tới hạn thì không sinh xâm thực, khi bắt đầu xâm thực thì chỉ số n là 5~7, tuỳ theo sự xâm thực phát triển chỉ số n biến nhỏ; lớp nước đệm trong hố xâm
thực đối với xâm thực sản sinh tác dụng lực xói chậm, tức là sau khi hố xâm thực đạt độ sâu nhất định thì không tiếp tục xói sâu nữa. 1. Quan hệ về cường độ chịu nén và cường độ chống xâm thực của bê tông Quan hệ về mác bêtông với cường độ chống xâm thực thể hiện như hình 2.53. Khi mác bêtông thấp hơn 200# tuỳ theo cường độ kháng nén tăng lên thì cường độ chống xâm thực cũng tăng lên nhưng tương đối chậm; Khi mác bêtông lớn hơn 200# thì mức độ tăng tương đối nhanh, tiếp cận mác 250# thì cường độ chống xâm thực tăng càng nhanh, do đó với dòng chảy lưu tốc cao mác bê tông của mặt có dòng chảy qua cần phải lớn hơn mác 250#. 4 2 3 c R (h.m /kg) (h.m R 2 1 150 200 250 300 M¸c bªt«ng x 98,1 (kPa) Hình 2.53. Quan hệ giữa mác bê tông và cường độ chống xâm thực 2. Tính chất chống xâm thực của kim loại Đặc tính của kim loại là độ cứng lớn, cường độ cao, lại có tính năng dãn dài. Do đó thực hiện thí nghiệm xâm thực cần phải sử dụng thiết bị có hiệu suất cao, nhưng vẫn có lượng bị xâm thực ăn mòn nhỏ, trọng lượng không dễ đo được nên thay bằng cách thố ng kê trên đơn vị diện tích trong đơn vị thời gian số điểm bị xâm thực ăn mòn, để biểu thị tính năng chống xâm thực của kim loại. + Quá trình chống xâm thực đối với kim loại có thể chia thành 4 giai đoạn: - Giai đoạn bắt đầu: Vì kim loại có cường độ và độ dãn nhất định không thể trong một thời gian ngắn sẽ sinh ra lượng ăn mòn lớn, mà phải qua thời kỳ mới nên vật thí nghiệm trong thời đoạn ấy chưa có sự phá hoại rõ rệt. - Giai đoạn tăng nhanh: Mẫu thí nghiệm bị xâm thực từ bắt đầu vật liệu mới đến khi suất xâm thực dần dần tăng. - Giai đoạn suy giảm: Sự phá hoại bề mặt thí nghiệm phát triển chậm, suất xâm thực dần dần hạ thấp tiến gần đến một giá trị không đổi. - Giai đoạn ổn định: Trong vùng bị xâm thực nước có tác dụng, lực xung kích giảm chậm đến không đủ sức phá hoại mẫu thí nghiệm thì sự xâm thực không tiếp tục tăng. Qua thí nghiệm chỉ ra rằng: Không có một thứ kim loại nào có thể hoàn toàn chống sự xâm thực phá hoại; chỉ có phân chia tính năng chống xâm thực mạnh hay yếu; tuỳ theo độ cứng của kim loại tăng lên. Hợp kim của 3 chất W+Co+Cr; W+C; gang; Cr+Ni; thép không rỉ.v.v. đều có tính năng chống xâm thực tương đối cao; còn đồng xanh, đồng thau, thép.v.v. tính năng chống xâm thực tương đối thấp như bảng 2.5.
Bảng 2.5. Tính năng chống xâm thực của kim loại Tên Thành phần (%) Lượng xâm thực 16 giờ (mm2) Hợp kim W+Cr+Co Cr=30; W=4; Co=65; C=1 0.9 Thép không rỉ Cr Mn= 0.34; Si=0.46; Cr=18; 16.6 C=0.1 Thép không rỉ Cr, Mn= 0.17; Si=0.34; Ni= 8; 3.7 Ni Co=14; C=0.14 Thép 636 Đồng đỏ Mn=1; Cu= 94; Si=4.5 258 Đồng xanh Cu=87.5; Sn=8; Zn=4; Ni=0.5 391 3. Tính năng chống xâm thực của các loại vật liệu mới Một số loại vật liệu mềm nhưng có tính đàn hồi như cao su và các dòng vật liệu có tính đàn hồi cao khác, dưới tác dụng xung kích xâm thực cường độ thấp thì tính năng chống xâm thực của chúng so với các loại kim loại có tính chất lực học cao thì lại tốt hơn, do đó trong điều kiện nhất định thì vật liệu có độ cứng cao và vật liệu có tính đàn hồi đều có tính năng chống xâm thực tốt. Trong môi trường sinh khí thực thấp năng lượng tiêu tan của khí hoá chưa vượt quá giới hạn đàn hồi của vật liệu, thì năng lượng của nó bị vật có tính đàn hồi thu hút biến thành nhiệt năng thì không phát sinh khí thực; còn vật liệu có tính đàn hồi trong môi trường hoá khí cường độ tương đối cao, khi khí hoá tan vỡ năng lượng vượt quá giới hạn đàn hồi thì có thể sản sinh phá hoại đột biến. Phát sinh ra hiện tượng này có thể giải thích là vật liệu có tính năng truyền nhiệt thấp, năng lượng nhiệt được thu hút không kịp phát tán khiến cho nhiệt độ tiếp tục tăng cao làm cho thành phần vật liệu thay đổi, hình thành thể khí và các tác dụng có hại khác mà gây ra phá hoại. Vật liệu có đàn hồi được các nhà máy gia công thành tấm, đem đến hiện trường quét lên một lớp bảo vệ, ở Trung Quốc và các nước đã sử dụng như là các tấm nhựa cao phân tử. Đem các vật liệu đó làm mẫu thí nghiệm qua mấy giờ thử nghiệm vật mẫu vẫn hoàn hảo tốt hơn thép tấm; thép A3 và thép không rỉ và tương đương với tính năng chống xâm thực của thép không rỉ loại que hàn 102 của úc; đã được sử dụng ở công trình Yến Ua Hiệp; qua sử dụng sau 6000 giờ tiến hành kiểm tra cơ bản đáp ứng được yêu cầu. Ngoài ra theo tài liệu của Trung Quốc và nước ngoài còn phát hiện có công trình sử dụng bê tông sợi thép và vật liệu đá đúc bảo vệ chống xâm thực. Bê tông sợi thép là sử dụng sợi thép ngăn không liên tục, phân bố đều trong bê tông, tác dụng chủ yếu của sợi thép là ngăn ngừa và hạn chế phát triển khe nứt, do đó đem vật liệu có tính chất ròn năng lực chống xung kích và cường độ kháng kéo thấp chuyển biến thành vật liệu hợp thành có tính dãn nở và tính năng chống nứt cao, có lực chống xung kích, khả năng chống co dãn nhiệt, chống mài mòn, chống xâm thực hơn nữa là loại vật liệu đặc biệt tiếp thu năng lượng.
Sợi thép về hình dạng có: thẳng, uốn khúc, dẹt tròn giao nhau; mặt cắt có: dạng tròn, dạng vuông, dạng giẻ quạt, dạng chữ nhật với chiều dài 25÷75mm; đường kính 0.15÷0.75mm, tỷ số về đường kính (tỷ số chiều dài so với đường kính) là 30÷150. Vỉ sợi dùng carbon thấp và thép không rỉ chế tạo thành, lượng dùng vỉ cellulose ước tính là 1÷2% tổng thể tích. Đá đúc là một loại vật liệu công nghiệp mới đem đá granit xanh hoặc đá huyền vũ.v.v. qua phối hợp nung chảy thành dạng kết tinh, để nguội theo quy trình công nghệ chế tạo thành các loại sản phẩm đá nung. Loại vật liệu này có độ cứng cao (theo phân loại độ cứng 10 cấp thì nó là cấp 7÷ 8). Cường độ chống xung kích là 98.1vạn Pa, có tính năng mài mòn, chịu được sự xâm thực tốt. ở Trung Quốc đang sử dụng ở các công trình thủy lợi thủy điện, luyện kim, khai thác mỏ, công nghiệp hoá chất, xây dựng công nghiệp. Thực tiễn đã chứng minh đá nung là loại vật liệu lý tưởng để thay thế cho gang, thép nhôm, cao su. Hiệu quả sử dụng một tấn đá nung tương đương mấy tấn thậm chí mấy chục tấn vật liệu kim loại, hơn nữa nó có tuổi thọ lớn, sửa chữa giản đơn, hiệu quả cao, giá thành hạ. Công trình thủy lợi Tam Môn Hiệp, Lưu Gia Hiệp đã sử dụng, hiệu quả tốt. VII. Kết luận 1. Công trình tháo nước có lưu tốc lớn hơn 18m/s nên có biện pháp phòng ngừa xâm thực. Phương pháp phòng ngừa là: + Qua thí nghiệm hay tính toán nghiên cứu hình dạng đoạn chảy qua không để cho khu có dòng chảy sinh ra áp suất âm. + Dùng biện pháp trộn khí giảm xâm thực. + Sử dụng vật liệu giảm xâm thực. 2. Đối với bộ phận đã xuất hiện xâm thực nên kịp thời dùng vật liệu chống xâm thực để tu sửa, tránh để phạm vi bị xâm thực mở rộng, ảnh hưởng đến an toàn của công trình. 3. Mác bê tông cao, cường độ chống xâm thực cũng cao; do đó bộ phận thoát nước của công trình xả lũ, mác bê tông bề mặt yêu cầu lớn hơn mác 250#, vùng có lưu tốc cao nên dùng đến mác 500#. §II.5. VÍ DỤ Dưới đây chúng tôi xin nêu ví dụ thí nghiệm mô hình thủy lực xác định kết cấu thiết bị thông khí giảm xâm thực cho tràn xả lũ Cửa Đạt, Thanh Hoá. I. Giới thiệu sơ lược về tràn xả lũ Theo thiết kế, tràn xả lũ nằm ở vai phải đập. Đây là loại tràn mặt cắt dạng WES. Tràn gồm 5 khoang, mỗi khoang rộng 11m. Ngưỡng tràn đặt ở cao trình +97m. Nối với đập tràn là dốc nước dài 240m, độ dốc i=20%. Tiêu năng bằng mũi phun. 3 Lưu lượng xả lũ như sau: ứng với p=0.6%, Qxả = 3400m /s; ứng với p=0.1%, Qxả = 3 3 8200m /s; ứng với p=0.01%, Qxả = 11.48m /s.
II. Yêu cầu thí nghiệm chọn thiết bị trộn khí Theo tính toán của thiết kế vận tốc dòng chảy ở trên dốc nước khoảng 25.30 đến 30m/s. Do đó, cần xem xét phương án bố trí thiết bị trộn khí trên dốc nước. Yêu cầu thí nghiệm chọn số lượng và kích thước máng trộn khí hợp lý. III. Kết quả thí nghiệm Thí nghiệm được tiến hành trên mô hình mặt cắt, tỷ lệ 1/40 ảnh 2.1 và mô hình tổng thể, tỷ lệ 1/80 ảnh 2.2. Trên dốc nước bố trí 2 máng trộn khí, 3 máng trộn khí hình 2.54. Các góc hất của máng α=0°, 2°, 3°, 5°, 7°, tuỳ theo vị trí máng trộn khí. 1. Kết quả thí nghiệm trên mô hình mặt cắt Đã tiến hành thí nghiệm với 3 góc hất của 3 máng trộn khí (TBTK) khác nhau, kết quả cho thấy: + Không nên áp dụng các máng trộn khí mà mũi hất có góc α=2° cho hiệu quả buông chứa khí ngắn và nhỏ. + Từ kết quả thử nghiệm trên mô hình mặt cắt thấy rằng nên chon: α1=7°, α2=5°, α3=3°; vận dụng kết quả so chọn này đưa vào thí nghiệm trên mô hình tổng thể và bước đầu nhận thấy với kích thước thiết kế đã nêu ra cho 3 máng cơ bản phù hợp; sau khi kiểm nghiệm trên mô hình tổng thể sẽ đưa ra kết luận cụ thể. Nếu theo phương án thiết kế mũi hất của 3 máng trộn khí đều dùng α=5° có hiện tượng như sau: Diện tích buồng trống chứa khí của máng trộn khí số 1 là: 2 S1 = L1 * h1 = 13.6m * 1.6m = 21.76m Diện tích buồng trống chứa khí của máng trộn khí số 2 là: 2 S2 = L2 * h2 = 24m * 2.4m = 57.6m Diện tích buồng trống chứa khí của máng trộn khí số 3 là: 2 S3 = L3 * h3 = 30.6m * 4.0m = 148.4m Với kết quả khảo nghiệm như trên thì góc α=5° đối với mũi hất của máng trộn khí số 1 sẽ tạo ra chiều dài buồng chứa khí quá ngắn; còn đối với mũi hất của máng trộn khí số 3 lại thiên lớn bởi lẽ nó kéo dài đến phía trước gần mũi phun cuối dốc. Từ đó đã đề nghị phương án tăng góc mũi hắt cho máng 1 và giảm góc mũi hắt cho máng số 3. Mặt khác trên dốc nên bố trí mấy máng trộn khí, bố trí 2 máng hay 3 máng. Để làm rõ điều này chúng tôi sẽ trình bày kết quả thí nghiệm cộng với việc áp dụng lý luận tính giá trị hệ số so sánh δmin. Hệ số hoá khí (còn gọi là hệ số giảm áp) được diễn tả qua biểu thức sau: h+ h − h δ = q d v (2.45) v2 2g Trong đó: hq - áp suất thủy tĩnh của dòng chảy ở điểm khảo sát đối với dòng chảy hở là chiều sâu dòng chảy.
hd- Trị số nhỏ nhất của áp suất khí trời (đối với mỗi vị trí cao trình khác nhau trị số hd = 10.33m-Δ/900, nghĩa là cứ tăng lên 900m thì áp suất khí trời giảm đi 1.0m cột nước; với dốc nước công trình Cửa Đạt về mùa lũ nhiệt độ nước trung bình là từ 20°÷25°, lấy trung bình là 22° thì giá trị hv = 0.28. Dùng các giá trị này với giá trị lưu tốc ở các mặt cắt trên dốc nước để tính ra tham số hoá khí δmin. Trong biểu thức (2.45) số trị của tử số là cột nước áp lực ngăn ngừa sản sinh khí hoá, mẫu số là cột nước lưu tốc xúc tiến việc sản sinh khí hoá; tỷ số của chúng gọi là chỉ số khí hoá tương ứng. Nếu gọi δi là chỉ số khí hoá sơ sinh của điểm trên công trình cần khảo sát và dùng δ biểu thị chỉ số khí hoá của dòng chảy tại điểm khảo sát thì: Khi δ >δi không phát sinh hoá khí và khí thực. δ =δi ở vào trạng thái tới hạn. δ <δi sẽ phát sinh hoá khí và khí thực. Nói chung khi δ <0.25 thì dẫn đến khí thực. 2. Kết quả thí nghiệm trên mô hình tổng thể Từ kết quả thí nghiệm trên mô hình mặt cắt, cho thấy: Bố trí 3 thiết bị trộn khí có hiệu quả lớn hơn bố trí 2 thiết bị trộn khí, vì: lượng khí được trộn qua 3 máng nên vận tốc dòng chảy cuối dốc giảm so với trường hợp bố trí 2 máng trộn khí. Các góc hất của máng trộn khí không nên bằng nhau, góc hất ở 2 hàng trên lớn lớn. Các thông số chọn để thí nghiệm ở mô hình tổng thể nêu ở bảng 2.6 và hình 2.54. Bảng 2.6. Thông số cơ bản các TBTK Tên TBTK Khoảng cách tính Góc hất máng Kích thước từ đầu dốc nước (m) α giếng TBTK (m2) TBTK số 1 37.50 7 2.5*3.0 TBTK số 2 97.50 5 3.0*3.25 TBTK số 3 172.50 3 3.0*4.0 Từ số liệu đo đạc trên mô hình cho thấy phân bố dòng chảy ở đầu dốc nước chưa chịu ảnh hưởng của thiết bị trộn khí nên giá trị lưu tốc ứng với Q=3400m3/s từ 23÷24m/s, lưu tốc dòng chảy phía trước máng trộn khí số 1 khoảng 27m/s. Lưu tốc dòng chảy phía trước máng trộn khí số 2 khoảng 28m/s (giảm so với không có thiết bị trộn khí) khoảng ≈3m/s. Lưu tốc dòng chảy tại mũi phun trường hợp có thiết bị trộn khí giảm 3.5m/s so với trường hợp không có thiết bị trộn khí. Như vậy, với tác dụng trộn khí sẽ làm giảm khả năng xói lở ở hạ lưu tràn xả lũ Cửa Đạt. 3. Đánh giá hiệu quả của thiết bị trộn khí trên dốc nước + Muốn đánh giá hiệu quả của máng trộn khí trên dốc nước người ta thường dùng hệ số trộn khí: q β = a (2.46) q w 3 Với chế độ xả lưu lượng Q= 3400m /s tính được qw:
3400 q = = 50.746 (m3/s.m) = 50.746m2/s w 67 Bây giờ tính giá trị qa: + Trường hợp thí nghiệm Q=3400m3/s tiến hành đo tốc độ dòng khí hút vào miệng giếng hút khí bằng máy đo vận tốc D3611 theo quan hệ vận tốc v và điện thế vôn. Tính ra được các thông số va, qa, β xem bảng 27. Bảng 2.7. Các thông số cơ bản về lượng khí 2 Vị trí đo va (m/s) qa (m /s) β (%) Máng trộn khí số 1 65.0 8.290 16.35 Máng trộn khí số 2 40.0 4.920 9.70 Máng trộn khí số 3 27 2.790 5.52 Theo tài liệu của nước ngoài nếu hệ số trộn khí (β) đạt được: [β] = 5.7%÷9.7% thì mặt bê tông có dòng lưu tốc cao chảy qua tránh được xâm cho bê tông của của bề mặt dốc nước sau tràn xả lũ khi có lưu lượng Q =3400m3/s (trường hợp tính toán thiết kế máng trộn khí). + Hiện nay, nghiên cứu tương tự về trộn khí trong mô hình còn nhiều vấn đề đang được các nhà khoa học tiếp tục nghiên cứu thảo luận, nên các tham số trên chỉ là định lượng ở mức độ nào, song với giá trị β trong mô hình tổng thể Cửa Đạt đo được có thể nói là đạt hiệu quả để chống xâm thực cho bê tông mặt dốc nước. Qua thí nghiệm cũng chứng minh các thiết bị trộn khí trên dốc nước Cửa Đạt qua nhiều lần kiểm chứng trên mô hình để so chọn, đã chọn được các thiết bị thông khí có các thông số cơ bản thể hiện ở bảng 2.6, các hình vẽ 2.54÷2.58; là phù hợp. TBTK 1 TBTK 2 TBTK 3 L1 L2 L3 Hình 2.54. Sơ họa bố trí TBTK tràn Cửa Đạt
Dßng khÝ èng dÉn Mòi hÊt Hình 2.55. Sơ họa thiết bị tiếp khí Mặt cắt A-A 100 300 100 100 250 1/2 Mặt cắt L – L
100 553 3350 100 250 100 88.23 AA 1 250 160 100 1 Mặt cắt 1 – 1 L 174 i=20% 5° 175 55 250 160 300 500 L Hình 2.56. Sơ họa TBTK số 1 Mặt cắt B – B 100 325 100 100 300
1/2 Mặt cắt L – L 100 500 3350 100 300 100 CC 2 300 195 100 2 Mặt cắt 2 – 2 L 191 i=20% 5° 200 55 300 195 400 600 L Hình 2.57. Sơ họa TBTK số 2 Mặt cắt C – C 100 400 100 100 300
1/2 Mặt cắt L – L 100 500 3350 100 300 100 C C 3 300 180 100 3 Mặt cắt 3 – 3 L 191 i=20% 5° 200 55 300 400 600 L Hình 2.58. Sơ hoạ TBTK số 3
Ảnh 2.1. Mô hình mặt cắt - có TBTK trên dốc nước Ảnh 2.2. Mô hình tổng thể - dòng chảy trên dốc nước (có TBTK) Câu hỏi cuối chương: Câu hỏi 1: Hãy nêu ảnh hưởng của khí thực tới kết cấu công trình thủy công?
Câu hỏi 2: Hãy trình bày tóm tắt về nguyên lý trộn khí giảm xâm thực và hiệu quả của nó? Chương III: TIÊU NĂNG DÒNG PHUN VÀ XÓI HẠ LƯU TRÀN XẢ LŨ §III.1. KHÁI QUÁT TIÊU NĂNG DÒNG PHUN VÀ XÓI HẠ LƯU Ở nước ta, cũng như nhiều nước trên thế giới công trình thuỷ lợi, thuỷ điện lớn và vừa dùng hình thức tiêu năng dòng phun là chủ yếu, như các tràn xả lũ: Mỹ Bình, Núi Cốc, Tân Giang, Lòng Sông, Cam Ranh, Thuận Ninh, thuỷ điện sông Hinh, thuỷ điện YALY, thuỷ điện Sê San 3, thuỷ điện Tuyên Quang (Na Hang), thủy điện Hoà Bình, thủy điện Bản Vẽ, Cửa Đạt Tuỳ theo vị trí bố trí công trình đầu mối và điều kiện địa hình địa chất mà tràn xả lũ theo dạng dòng phun có thể là dạng mũi hất cuối tràn hay phải nối tiếp một đoạn dốc nước có mũi hất như hình 3.1 và hình 3.2. Trường hợp cuối tràn có mũi hất không cần có dốc nước thì khối lượng bê tông của công trình đầu mối giảm nhưng điều kiện địa chất vùng hố xói hạ lưu phải là nền đá rắn chắc như đá granite và dòng phun phải xa chân đập chính, qua các con lũ vận hành tạo thành hố xói không ảnh hưởng đến an toàn của chân đập chính. Dòng phun cũng như hố xói không ảnh hưởng đến các công trình khác, như ảnh hưởng đến mực nước sau nhà máy thủy điện hoặc không gây sạt lở đường giao thông ở hạ lưu, không gây sạt lở mái 2 bên bờ Ví dụ: công trình thủy điện Hoà Bình sau hơn 10 năm vận hành mới chỉ xả lưu lượng thực tế gần 33% lưu lượng thiết kế mà đã tạo ra hố xói sâu gần 17m (từ cao trình đá gốc +2.0 nay xói tới -15.0), hay hạ lưu tràn xả lũ đập Đan Giang Khẩu (Trung Quốc), nền địa chất hạ lưu có lớp nứt gãy nên hố xói sâu tới 32,6m. Do đó chọn hình thức tiêu năng dòng phun chiều sâu xói thường là lớn. Việc xác định vị trí hố xói, hình dạng hố xói, chiều sâu xói lớn nhất là những vấn đề hiện nay nhiều người đang quan tâm bằng cách đo đạc số liêụ các công trình thực tế đã xây dựng kết hợp với kết quả nghiên cứu thí nghiệm mô hình để xây dựng ra quan hệ tính toán phù hợp nhất. 2 Vm 2g h H H 0 V m H θ V o S α a bo h H n m T D t K
Hình 3.1. Dòng phun sau mũi hất tràn mặt Hình 3.2. Sơ họa tràn và dốc nước §III.2. TIÊU HAO NĂNG LƯỢNG DO DÒNG PHUN Năng lượng tiêu hao do dòng phun có thể phân thành 3 đoạn là: + Tiêu hao năng lượng trên mặt đập + Tiêu hao trộn khí trong không gian + Tiêu hao do ma sát với lớp nước đệm hạ lưu (xem hình 3.3) Tổn thất năng lượng của 3 đoạn đó có thể dùng Δe1-2, Δe2-3, Δe3-4 để diễn tả. (1) (2) (3) q Δe 1-2 Δe 2-3 H-Z L2 (4) ei=H L1 e3 Δe 3-4 e2 Z L e4 q T t b B Hình 3.3. Sơ đồ tiêu năng dòng phun Trong đó: 2 Δe1− 2 = (h − Z − d)(1 − α1 ϕ 1 ) (3.1) 2 2 2 Δe2− 3 = h( αϕ−αϕ+1 1 2 2 ) (Z + d)(1 −αϕ1 1 ) (3.2) q 2 Δe = α ϕ2 h − α (3.3) 3− 4 2 2 3 2 2gh 2 Ký hiệu ϕ1,ϕ2 là hệ số lưu tốc tại mặt cắt (2) và (3), Z là chiều cao chênh lệch từ mặt cắt mũi hất đến mực nước hạ lưu tính bằng m,
d là độ sâu dòng phun không trộn khí tại mặt cắt (2), h2 là chiều sâu mực nước hạ lưu sau dòng phun (m), α1, α2, α3 là hệ số điều chỉnh cột nước lưu tốc ở các mặt cắt (2),(3),(4), có thể lấy α1= α2= α3 =1,10. Đối với ϕ1 có rất nhiều người nghiên cứu đưa ra các biểu thức tính toán, khi ước tính có thể tham khảo trong bảng 3.1. Còn đối với ϕ2 Trần Xuân Đình (Trung Quốc) đã đề nghị: 2 ⎛ Z+ d ⎞ ⎛ Z+ d ⎞ ϕ2 =k ϕ1 ⎜ 1 − ⎟ + ⎜ ⎟ (3.4) ⎝ h ⎠ ⎝ h ⎠ Trong đó ký hiệu k- trị số hiệu chỉnh hệ số lưu tốc nhỏ hơn 1. Đối với dạng mũi hất liên tục theo Myphily và Opolunker đã tiến hành quan trắc trên nguyên hình cho kết quả là dòng phun trong không gian, năng lượng tiêu hao tới 19%÷20% tổng năng lượng, do đó năng lượng dòng chảy chủ yếu được tiêu hao trong lớp nước đệm hạ lưu. Bảng 3.1. Hệ số lưu tốc ϕ 1 (trích dẫn từ tài liệu tham khảo 11) T Tác giả Biểu thức tính ϕ Ký hiệu và phạm vi ứng dụng T 1 q - đơn vị lưu lượng trên mặt đập (m2/s) − 2,0 h - Độ cao chênh lệch từ mặt nước ( Trần ⎛ h ⎞ ϕ = ⎜ ⎟ (1) thượng lưu đến điểm thấp nhất của 1) Xuân Đình 1 ⎜ 3/2 ⎟ ⎝ q ⎠ đoạn cong ngược (m) Phạm vi ϕ1: 0,41∼0,87 h/q2/3 trong phạm vi: 2,5÷2,70 2 2 s1 = Z'' + B chiều dài mặt tràn s1: 23,4∼132,8 (m) Từ Canh 0,0077 Z’ - khoảng cách thẳng đứng từ ϕ =1 − (2) ( Hằng 1 1,15 ⎛ q 3/2 ⎞ đỉnh tràn đến đỉnh mũi hất (m) 2) và các ⎜ ⎟ B’ - khoảng cách ngang từ đỉnh ⎝ s1 ⎠ tác giả tràn đến đỉnh mũi hất (m) 2/3 Phạm vi q /s1: 0,025∼0,20 q: từ 1,09∼6,04 (m3/s.m) h0+Z’ - khoảng cách thẳng đứng 2,0 ( Vương ⎛ q 3/2 ⎞ từ mặt nước thượng lưu đến đỉnh ⎜ ⎟ ϕ1 = 1,16⎜ ⎟ (3 3) Thụy Bành ⎝ h0 + Z' ⎠ mũi hất (m) 3 ) q - lưu lượng đơn vị (m /s.m) h0 - cột nước trên đỉnh đập (m) Bàng 1 ⎛ h ⎞ s - như ý nghĩa trong biểu thức (2) ( ⎜ 0 ⎟ 1 Xương ϕ1 =3,1 + lg⎜ ⎟ 4) 2 s -2 h0 -2 Tuấn ⎝ 1 ⎠ Phạm vi: 0,6.10 < <18.10 (4) s1
Vương h - cột nước trên đỉnh đập (m) ( 0 Chính h Z’ - chiều cao từ đỉnh đập đến 5) ϕ =0,83 0 + 0,65 (5) Tuyến 1 Z' đỉnh mũi hất (m) Viện q nghiên cứu k = phạm vi: 0,004∼0,15 ( KHTLT gh 5,0 0,055 6) Đ ϕ1 =1 − (6) h - Độ cao chênh lệch từ mặt nước k 6,0 Trường thượng lưu đến lòng sông hạ lưu (m) Giang Sở nghiên cứu 0,0173 h0 - đầu nước trên đập (m) ( ϕ1 =1 − Viện ()h Z 0,95 Z - cột nước trên điểm uốn của R 7) 0 c c Đông (7) ngược (m) Bắc Zc - đầu nước trên đỉnh mũi hất 3 Viện q - 0,864∼84,8 (m /s.m) khảo sát 0,00725 Đập cao: 35,65∼104 (m) ϕ =1 − 1 0,746 Chênh lệch cột nước thượng hạ thiết ⎛ ⎞ ( ⎜ q 5,1 ⎟ kế thủy Z c lưu 8) ⎜ g ⎟ lợi thủy ⎝ ⎠ 21,49∼69,09 (m) điện (8) Phạm vi ứng dụng: Hồ Nam q = 0,00223∼0,0923 5,1 gZ c §III.3. CHỌN HÌNH THỨC MŨI HẤT I. Các dạng mũi hất Hiện nay các công trình ở nước ta cũng như nhiều nước trên thế giới đang sử dụng dạng mũi hất tạo dòng phun, có thể phân thành 7 loại sau: (1) Dạng tiêu năng dòng phun có mũi hất liên tục và so le. (2) Mũi phun 2 bên có dạng đường trượt tuyết, đường xả lũ va đập. (3) Tiêu năng dòng phun va đập trên dưới bởi ngưỡng cao và thấp. (4) Cuối đường xả lũ hoặc trên đập vòm có trụ phân dòng tiêu năng theo luồng phóng. (5) Đuôi trụ rộng tạo dạng khe hẹp hướng dọc khuếch tán tiêu năng dòng phun. (6) Mũi hất khuếch tán, mũi hất uốn cong hoặc mũi hất xiên tiêu năng dòng phun. (7) Dòng đổ tự do xuống lớp nước đệm bể tiêu năng. II. Khả năng tiêu hao năng lượng của mũi hất Đối với dạng dòng phun có mũi hất liên tục thì năng lượng tiêu hao trên mặt đập và trong không gian đều tương đối ít, do đó năng lượng tiêu hao trong lớp nước đệm chiếm tỷ lệ lớn, thêm vào luồng dòng chảy đặc tập trung nên trong trường hợp đầu
nước cao, tỷ lưu lớn chiều sâu xói tất nhiên sẽ sâu, vì vậy cần nghiên cứu giải pháp tăng thêm năng lượng tiêu hao trong không gian. ở trên đã nêu trong mục (2) và (3) dùng hình thức dòng phun va đập trong không gian để có thể tăng hiệu quả tiêu hao năng lượng, nghĩa là làm cho dòng đặc tập trung được phân tán thành nhiều dòng rơi xuống mặt nước hạ lưu, nhằm giảm nhẹ độ sâu xói lòng sông. Hình thức tiêu năng của đập vòm Lưu Khê như hình 3.4, làm cho lưu tốc dòng rơi từ 30m/s giảm xuống 20m/s; giảm nhẹ xói lòng sông, chiều sâu hố xói nông hơn. Hay như đập vòm Phong Mãn ở Trung Quốc dùng 6 khoang có mũi hất cao và 7 khe có mũi hất thấp (so với mũi hất cao thấp hơn 27,96m) đều tạo dòng phun vào trong không gian để luồng trên và luồng dưới va đập với nhau. Từ kết quả thí nghiệm cho thấy rằng dòng phun trong không gian sau khi va đập khuếch tán được trộn khí nên dòng rơi xói lòng sông tương đối nông, như đập T.Hbr.Sky ở Tiệhpắ K c có mũi hất cao và thấp sau khi thí nghiệm dòng phun va đập với nhau kết quả là dòng rơi cho hệ số lưu tốc giảm đi gần 40%. Đập Lakhwar ấn Độ lại bố trí ở mũi hất thêm các mố phân dòng cao lên 8 m tạo thành 2 dòng phun cao thấp va đập lẫn nhau đã đạt được hiệu quả tiêu năng tốt. Hình thức tiêu năng như dạng (5) có khe hẹp là một loại thích hợp với lòng sông hẹp, đây là loại hình thức mới. Đặc điểm của nó là thu hẹp cửa ra của mũi hất khiến cho dòng chảy theo hướng dọc được khuếch tán đầy đủ, kéo dãn khoảng cách biên trên và biên dưới của dòng phun và tăng thêm mặt tiếp xúc của dòng phun với không khí, khiến cho lượng trộn khí lớn, tăng thêm tỷ lệ % năng lượng tiêu hao, so với mũi hất dạng hình thang có mặt tiếp xúc dòng rơi với lớp nước đệm hạ lưu rộng hơn nhiều, có tác dụng rõ rệt giảm chiều sâu xói lòng sông hạ lưu. Ví dụ, ở Tây ban nha năm 1970 xây dựng đập vòm Almendra, bên trái bố trí 2 khoang xả mặt, phía sau nối tiếp hai máng thác, chiều rộng khoang là 15m, cao là 12,5m, trên chiều dài 190m có chiều rộng thu hẹp lại 5m, sau đó trên 10m chiều dài lại thu hẹp thêm chiều rộng vào 2,5m, tỷ lưu lượng ở mũi phóng đạt tới 620m3/s.m, lưu tốc đạt tới 40m/s. ở Tây Ban Nha đập vòm kiểu trọng lực Aldeadavila tỷ lưu của mũi phóng 833m3/s.m, hiệu quả tiêu năng tốt, đây là một dạng tiêu năng rất có xu hướng phát triển. Với dạng tiêu năng này, ở Trung Quốc đang tiến hành nghiên cứu, hiện nay tràn xả lũ công trình Long Dương Hiệp và Đông Phong trên sông Đông Giang là công trình đầu tiên áp dụng hình thức tiêu năng này. Dùng trụ pin có đuôi rộng ra là để thu hẹp lỗ cửa van, khiến cho dòng chảy qua cửa van bị thu hẹp nhưng đến phần dưới mặt đập l ại nhanh chóng mở rộng là một dạng tiêu năng có hiệu quả tương đối tốt. Loại tiêu năng này lần đầu áp dụng ở đập tràn Đan Giang Khẩu, Trung Quốc. Bốn dạng hình thức tiêu năng trên đều có mục đích khuếch tán trong không gian một cách đầy đủ để trộn khí. Loại tiêu năng này ngoài việc tăng thêm tỷ lệ tiêu năng trong không gian ra còn tăng thêm tác dụng tiêu năng của lớp nước đệm hạ lưu, do đó giảm xói hạ lưu một cách rõ rệt. Hình thức tiêu năng (6) có tác dụng là làm cho dòng phun phóng xuống hạ lưu phun vào lòng sông một cách tốt hơn và khiến cho dòng phun sinh ra khuếch tán nhất định;
ví dụ công trình thủy điện Lưu Gia Hiệp tràn xả lũ bên bờ trái sử dụng đường cong mũi hất xiên đem dòng phun đổ vào trong sông, khiến cho mái bờ không bị xói lở. Có một số đập vòm dùng biện pháp tiêu năng theo dạng mục (7), dòng chảy từ đỉnh đập đổ xuống bể tiêu năng có lớp nước đệm. Năm 1968 Moxiloker ở Mỹ xây đập vòm cao 185m hình 3.5, lưu lượng tháo lũ 7800m3/s, tỷ lưu lượng 170m3/s.m. Đặc điểm bố trí là mũi hất đỉnh đập ngắn, chiều dài dòng phun tương đối nhỏ, góc đổ vào mặt nước lớn, vị trí hố xói gần chân đập cho nên dạng bố trí này thì vùng chân đập cần có lớp nước đệm đủ sâu và điều kiện địa chất tương đối tốt, hình 3.6. Cách hình thành lớp nước đệm không giống như đập vòm Moxiloker ở vùng chân đập cần đào hố xói, đập vòm Khadeuder thì bố trí 2 đường đập và ở chỗ điểm nước rơi bố trí phễu như hình 3.7. Còn đập vòm Basu bố trí 2 tuyến đập hình 3.8, đập vòm Ucrang thì lại lợi dụng đê quai thi công hình thành bể nước đệm. Tóm lại chọn hình dạng mũi hất phải kết hợp với dạng đập tràn, bố trí công trình đầu mối, địa hình lòng sông, nền đá và điều kiện dòng chảy để chọn cho hợp lý. §III.4. XÓI NỀN ĐÁ DO DÒNG PHUN I. Bản chất xói nền đá do dòng phun Dòng phun qua mũi phóng sau khi bay vào không gian khuếch tán trộn khí hình thành hỗn hợp khí, sau đó rơi vào lớp nước đệm. Dòng phun khuếch tán ngập trong nước đệm, nước và khí lại phân ly ra. Tuỳ theo độ sâu của tia phóng tăng thêm, lưu tốc dần dần giảm nhỏ, khi dòng phun chạm lớp đá lòng sông tạo ra một lực phá hoại kết cấu của nền đá và bào mòn mặt đá; sau khi đã bị phá hoại lại bị dòng chảy đẩy trôi gây nên xói làm thay đổi lòng sông hình thành hố xói và đống đá bồi phía sau. Đồng thời do va đập vào đá nên hướng của dòng phun cũng tương ứng chuyển đổi, dòng chủ vượt qua đống đá chảy xuống hạ lưu, cho đến khi lực tác dụng của dòng phun cân bằng với lực đề kháng của đá thì lúc bấy giờ hố xói ổn định và cũng hình thành điều kiện biên tương ứng của hố xói khuếch tán dòng phun chảy ra. Việc nghiên cứu xói lở nền đá là tương đối khó nên thường phải giản hoá bớt đi. Nói chung đối với việc nghiên cứu tính chất cơ lý của dòng phun đối với nền đá phân thành hai vấn đề vật lý là quy luật chuyển động của dòng chảy trong lớp nước đệm và nền đá chịu tác dụng của dòng phun bị phá hoại, sau đó đem hai mặt kếut q ả ấy kết hợp lại để nghiên cứu khả năng phát sinh chiều sâu xói của nền đá. Về quy luật chuyển động của dòng phun trong lớp nước đệm, phần lớn đều nghiên cứu chuyển động của dòng phun trong lớp nước đệm sâu trước, nhiều nhà nghiên cứu Trung Quốc và nước ngoài đều cho rằng lý luận khuếch tán dòng phun ngập trong động lực học không khí và dòng phun chuyển động trong lớp nước đệm có quy luật tương tự nhau. Sterhaton về mặt này đã nêu ra kết quả một cách hệ thống, nhận thấy dòng phun trong lớp nước đệm góc khuếch tán là 12°÷16°, độ dài tâm của dòng phun bằng 5 lần chiều rộng nước rơi vào lớp nước đệm.
II. Một số kết quả nghiên cứu ở Trung Quốc, giáo sư Từ Thường Thiện trường Đại học Thanh Hoa (Bắc Kinh) đã từng thực hiện lấy hố xói làm không gian có hạn đo đạc trường lưu tốc bình quân của dòng phun. Về cơ chế xói nền đá ở Liên Xô cũ, Trung Quốc, ấn Độ và ở nước ta nhiều người nghiên cứu, phổ biến cho rằng xói phát sinh trên nền đá là do nền đá tồn tại khe nứt. Khi áp lực động của nước tác động vào khe nứt làm cho khe nứt phát triển khiến cho phiến đá tách khỏi nền đá dẫn tới hình thành hố xói. 781.20 770.00 Cao tr×nh ®Ønh trµn B×nh ®å 417.00 MNHLmin 250.00 C¾t ng ang Hình 3.4. Đập vòm Lưu Khê Hình 3.5. Mặt cắt đập vòm Moxiloker công trình tiêu năng ngưỡng cao thấp H¹ l−u ®Ëp Dßng phun TuyÕn ®Ëp 1,0 1,5 Hình 3.6. Bể tiêu năng đập vòm Moxiloker Hình 3.7. Bể tiêu năng đập vòm Khadeuder
178.7 178.7 §ª quay thi c«ng 114.0 Hình 3.9. Bể tiêu năng Hình 3.8. Cắt ngang hai phương án đập vòm Basu đập vòm Ucrang Trong công trình thực tế, hố xói phát triển thường là không đều, như hố xói sau tràn xả lũ thủy điện Hoà Bình qua hơn mười năm vận hành đến nay do lực tác động của luồng phóng phía bên trái hố xói sâu đến 5-13.20m, bên phía phải hố xói đã sâu từ 15.0 ÷17.0m, như vậy với hố xói dài gần 250m, rộng gần 50m thì lượng đá đã xói đạt tới gần 200.000m3. Nền đá bị xói thường xảy ra trước ở chỗ đá có nhiều khe nứt, cường độ liên kết thấp, sau đó dần dần phát triển theo chiều sâu và mở rộng dần chiều ngang. Dưới tác dụng xung đập của dòng phun viên đá tách khỏi nền và sau đó bị dòng nước đẩy trôi ra khỏi hố, chất đống ở hạ lưu hố dần hình thành đống đá. Chiều cao của đống đá ngoài thực tế thường thấp hơn chiều cao đo được trong thí nghiệm mô hình, nhưng phạm vi bồi lại rộng hơn. Cường độ của nền đá, phân bố của khe nứt, chiều sâu vết nứt, trạng thái dính kết thể hiện các nhân tố đặc trưng của đá cực kỳ phức tạp. Trước mắt việc nghiên cứu phần lớn đều đem nền đá phức tạp giản hoá bớt bằng cách giả thiết nền đá là do các viên đá rời hợp thành, sau đó đo lực tác dụng động đối với viên đá phải chịu trong lớp nước đệm và điều kiện mất ổn định của viên đá. ở Liên Xô cũ đã nghiên cứu một cách có hệ thống vấn đề này, ở Trung Quốc từ những năm 1950 đến nay cũng có nhiều người đã tiến hành nghiên cứu tương tự và đưa ra các kết luận cơ bản gần như nhau. Còn ở Việt Nam, Viện Khoa học Thủy Lợi cũng đã ứng dụng và mở rộng nghiên cứu từ những năm 1960 cho đến nay đối với nhiều công trình tràn xả lũ loại vừa và lớn mà hố xói sau tràn là nền đá Sa Thạch, đá vôi hay granit như đập Bái Thượng, tràn Thượng Tuy, đập La Ngà, đập sông Hinh, tràn Cửa Đạt Quá trình cơ học tác động để phân giải khối đá thành từng tảng hay từng viên, việc nghiên cứu này cho đến nay vẫn còn tiếp tục; cho nên cơ chế xói nền đá cần đi sâu nghiên cứu tìm tòi thêm. Ngoài ra hai nhà nghiên cứu người Đức là Haton và Suenislyn cho rằng áp suất thủy động tác dụng vào khe nứt của nền đá gây ra cơ chế phá hoại giống như nguyên lý máy nén thủy lực và đã dùng thí nghiệm chứng minh. Còn Mikhailốp thì lại cho rằng nền đá bị xói lở là do bề mặt bị bào mòn. Một số người lại cho rằng nền đá bị xói mòn