B型和D型折坡水跃的水力计算

折坡水跃的水力计算是设计折坡水跃消力池时经常遇到的问题。为了得到计算Ｂ型和Ｄ型水跃第二共轭水深的简便有效的计算关系式，应用Ｍｉｃｒｏｓｏｆｔ Ｅｘｃｅｌ９７和ＶｉｓｕａｌＣ＾＋＋５．０等软件，对坡度从０．０５到０．３：１的Ｂ型和Ｄ型水跃试验数据进行了分析和研究。     

水平矩形扩散水跃跃长的研究

水平矩形扩散水跃跃长是设计扩散消力池的一个重要参数,但由于扩散水跃比较复杂,所以矩形扩散水跃跃长的计算迄今无理论公式可循,工程界仍采用实验公式,目前水平矩形扩散水跃跃长的实验公式较多,各家对水跃长度的定义不同,跃后断面的不稳定性,以及由模型和原型间比尺效应引起水跃跃长的差别,这     

c型折坡水跃特性的试验研究

水跃消能是水利工程中经常用到的消能形式,国内外许多学者对水跃进行了大量的研究。在工程实践中发现,c型折坡水跃的水力特征值与规范方法计算得到的值有较大差异。文章针对c型折坡水跃特性进行了试验研究,并结合量纲分析和数值分析方法,得出以斜坡段坡角θ为参数的c型折坡水跃跃后水深、水跃长度的计算公式,并利用水槽试验数据和实际工程水工模型试验对公式进行了验证。结果表明:所得公式的计算误差不超过±12%,可供工程设计计算参考。     

扩散水跃共轭水深的计算和分析

扩散水跃由于水流的扩散使得跃后水深小于普通二元水跃的其轭水深.其水力计算的要点在于确定侧墙反力的计算模式,而侧墙反力的计算又取决于水跃表面轮廓的形态.早期的一些计算方法多假定水跃轮廓为简单的几何图形(如矩形、梯形以及折线形等),或者完全忽略侧墙反力,以简化计算,其结果为计算的跃后水深不是过分偏小就是过分偏大,有的甚至大于二元水跃的跃后水深,从而导致错误的结果.本文根据试验研究,以1/2次抛物线为水跃轮廓,求出了侧墙反力的表达式,并应用动量原理导出了矩形扩散水跃的理论公式.最后,以试验数据为准对各家公式作了对比分析,得出了相应的结论.     

矩形扩散水跃水力计算新公式

通过对矩形扩散水跃研究，给出了不同的宽深比，不同的佛劳德数及不同的扩散角下的水跃表面轮廓曲线，水跃长度及侧墙压力系数的计算公式，并应用动量原理导出矩形扩散水跃的理论公式，以便设计和实际应用。     

宽尾墩三元水跃特性试验研究

通过传统二元水跃与宽尾墩三元水跃形成及发展机理的类比,借助水工水力学模型试验,对宽尾墩三元水跃特征跃高Ht、特征跃长Lt与来流流能比K之间的关系进行了研究,研究结果表明：微淹没临界状态下的宽尾墩三元水跃特征跃长与跃高均可回归为流能比的一次线性函数,流能比较小时,三元水跃跃高比二元水跃略低一些,随着流能比的增加,两种水跃跃高趋于相同;宽尾墩三元水跃跃长比二元水跃减小约50%,随着流能比的增加,减小幅度还会有所增加。利用经验式对已建或在建工程消力池体型参数进行了计算分析,分析结果表明,普通消力池长度与设计工况下的三元水跃跃长比较接近,而戽式消力池长度约为计算跃长的0.2～0.5倍,下游河道跃后水深比随着流能比的增加呈现减小趋势。     

宽尾墩三元水跃特性试验研究

通过传统二元水跃与宽尾墩三元水跃形成及发展机理的类比,借助水工模型试验,对宽尾墩三元水跃特征跃高Ht、特征跃长Lt与来流流能比K之间的关系进行了研究。研究结果表明:微淹没临界状态下的宽尾墩三元水跃特征跃长Lt与跃高Ht均可回归为流能比的一次线性函数,流能比较小时,三元水跃跃高比二元水跃略低一些,随着流能比的增加,两种水跃跃高趋于相同;宽尾墩三元水跃跃长比二元水跃减小约50%,随着流能比的增加,减小幅度还会有所增加。利用经验式对已建或在建工程消力池体型参数进行了计算分析,结果表明,采用宽尾墩消能工可显著缩短消力池长度,戽式消力池可缩短的更多。     

闸后三元突扩水跃特性初步研究

突扩多孔水闸开启少数闸门时,闸后水流在局部范围内紊动剧烈,形成流态复杂的三元突扩水跃。为了探究不同突扩比对闸后水流流态的影响,基于重力相似准则,以某拦河闸为原型设计试验模型,通过调节上下游水位、闸门开度等初始条件,对突扩比分别为0.296、0.378、0.552、0.630四种空间突扩水跃进行了多种工况下的模拟。在忽略渠道摩阻力条件下,对形成的抵挡水跃所需尾水水深的公式进行了修正,发现当闸门单孔流量和单宽流量相同时,二元平面水跃的跃长均大于空间突扩水跃跃长。     

自由临界水跃跃后水深的探讨

自由临界水跃的跃后水深对设计消能防冲工程的安全和经济性起着很重要的作用 .为解决跃后水深的准确计算问题 ,推求出应用范围较大的跃后水深计算公式 ,并举例进行分析计算 .结果表明 ,文中公式可以满足消力池和冲刷坑水力计算的需要 .     

R型水跃局部水头损失系数与跃后水深的计算

通过能量方程研究R型突扩水跃局部水头损失系数,完善水跃跃后水深计算的理论方法,为消力池跃后水深的计算提供新的思路。通过建立消力池出口扩散断面和跃后断面的能量方程,分析R型突扩水跃局部水头损失系数和水跃水深比的变化规律。结果发现:R型水跃相对局部水头损失系数是突然扩散断面弗劳德数和消力池突扩比的函数;相对局部水头损失系数既服从线性分布,又服从乘幂分布;水跃水深比是跃前断面弗劳德数和消力池突扩比的函数。提出了局部水头损失系数和水跃水深比的计算公式,并分别对其进行了验证。     

淹没水跃的逆向流速

本文描述了对溢流建筑物下游产生的淹没水跃进行的试验研究。当下游明渠的尾水深度超过亚临界水深时，即产生淹没水跃。这种情况很常见，特别是在低溢流结构中。淹没水跃产生的涡流具有巨大的逆向自由表面流速，这种现象经常使粗心游客受伤害，因此又被称为“淹没机器”。通过理论推导和试验论证，我们定量分析了在各种水力上的危险高流速。     

考虑扩散比影响的突扩水跃共轭水深计算研究

目前对突扩水跃消能中的跃后水深的理论研究还尚不成熟。根据已有文献的实验资料,对突扩式水跃回流区平均水深做出了假设,运用动量定理推导了计算突扩水跃共轭水深的理论方程,用实验资料确定了有关参数,得到了较高的精度计算方程,并利用实验资料与已有的几种共轭水深方程进行了比较。结果表明:新方程计算的跃后水深与实际更加相符。     

淹没水跃激起闸门振动浅析

闸门振动是水利水电工程中较为普遍的现象。文章对闸门下游淹没水跃作用在闸门上的脉动压力试验研究成果作了简要综述，并结合某工程，对淹没水跃引起闸门振动作了浅析     

低弗汝德数闸后淹没水跃的数值模拟

通过求解雷诺时均Navier-Stokes方程,对弗汝德数为3.19的淹没水跃进行了数值模拟。应用标准k-ε模型和RNG k-ε模型结合VOF(volume of fluid)自由表面跟踪技术,得到了淹没水跃自由表面位置、纵向速度、紊动能及速度矢量等变化情况。结合实验数据,详细对比研究了两种模型的模拟结果,分析了Fr=3.19淹没水跃的内部流场特性。研究表明RNG k-ε模型能更好的模拟低弗汝德数下淹没水跃的紊流结构,给出了2X/Y124为水跃发展区,并得出水跃产生的旋滚对紊动的产生和耗散起着重要作用。     

斜坡渠道中水跃的长度和水深

斜坡渠道中水跃的长度和水深［沙特阿拉伯］Ｄ．侯赛因等主题词水工建筑物，渠道，水跃，消能，水工模型试验，试验研究，经验公式１引言在适当的尾水深度和地形条件下，斜坡渠道上修建的许多水工建筑物通常采用水跃形式消能。一些研究人员已经建立了斜坡护坦上的水跃表达...     

明渠湍流床面附近跃移层面颗粒浓度垂线分布

本文以动理学理论的Boltzmann方程为基础，考虑明渠湍流床面附近猝发喷射和清扫运动对跃移层内运动颗粒的不同作用，分析了明渠中泥沙颗粒浓度垂线分布问题，得到了适用于包括跃移层、悬移层在内的统一浓度垂线分布公式。文中着重研究了跃移层内运动颗粒的浓度垂线分布，并将本文结果与实测跃移层内浓度垂线分布及实测跃移层顶部浓度进行了对比，结果表明理论与实验两者符合较好。     

顺坡折坡水跃方程的评述与改进

推导顺坡水跃方程的两种基本假定，实质上都是水跃区水面线直线化的处理。在这样假定基础上，本文近似地视折坡水跃为tgθ的顺坡水跃，得到了试验资料[2]的验证。     

关于斜坡水跃计算若干问题的讨论

斜坡水跃计算成果的可靠性对斜坡水跃消力池设计的成败至关重要，本文针对目前工程单位广泛采用的两本设计手册（文献（２）（３）中关于斜坡水平计算算式的差异，逐一进行了分析对比讨论，最后指出：文献（２）中的算式是正确的，文献（３）所提供的共轭水深度算法存在问题，但茯计算结果仍然是正确的，并找出了其原因之所在；文献（３）中关于斜坡跃长的算式是错误的，不能用于工程计算，同时，本文还根据有关文献资料提出了斜坡水     

闸门底缘倾角对淹没水跃的影响

采用标准k-ε紊流模型和VOF模型对过闸水流的淹没水跃现象进行了模拟,从沿程水面线、流速分布及壁面压力等方面分析了平面闸门下游倾角对淹没水跃的影响,结果表明:随着闸门下游倾角的增大,水跃发生的位置逐渐向上游转移;在确保闸门自身结构稳定的情况下,闸门下游倾角取30°~45°较为合理。     

龙头石水电站1号泄洪洞洞内水跃流态的计算分析

对于洞内水跃发生的判断，以往大多以试验研究为主，本文结合龙头石水电站1号泄洪洞工程实际，采用水力学方法来分析洞内水跃发生的可能性，经试验验证说明采用水力学方法是确实可行的；同时，根据水力学计算和试验结果，得到了要使龙头石水电站1号泄洪洞洞内在不同闸门开度下不发生水跃的下游控制水位，为闸门开启运行方式提供了参考依据。