Stilling Basins là các công trình tiêu năng bên ngoài được đặt tại cửa ra của cống, máng hoặc đoạn xả. Các bể này được đặc trưng bởi sự kết hợp giữa các khối chắn dòng, các khối baffle, và các gờ chắn được thiết kế để kích hoạt một cú nhảy thủy lực kết hợp với điều kiện mực nước hạ lưu yêu cầu. Với điều kiện mực nước hạ lưu phù hợp, vận tốc dòng chảy rời khỏi một stilling basin được thiết kế đúng sẽ bằng với vận tốc trong kênh nhận phía hạ lưu.
Tùy thuộc vào thiết kế cụ thể, các bể này hoạt động trong khoảng số Froude của dòng tiếp cận từ 1.7 đến 17 như được tóm tắt trong Bảng 8.1. Chương này bao gồm các bể tiêu năng sau: USBR Type III, USBR Type IV, và SAF. Cục Khai hoang Hoa Kỳ (USBR) đã phát triển các bể USBR dựa trên các nghiên cứu mô hình và đánh giá các bể hiện có (USBR, 1987). Bể tiêu năng St. Anthony Falls (SAF) được phát triển dựa trên các thí nghiệm mô hình do Cục Bảo tồn Đất Hoa Kỳ (Soil Conservation Service) thực hiện tại Phòng Thí nghiệm Thủy lực St. Anthony Falls thuộc Đại học Minnesota (Blaisdell, 1959).
Bảng 8.1. Phạm vi số Froude có thể áp dụng cho các bể tiêu năng
| Bể tiêu năng | Số Froude tiếp cận tối thiểu | Số Froude tiếp cận tối đa |
|---|---|---|
| USBR Type III | 4.5 | 17 |
| USBR Type IV | 2.5 | 4.5 |
| SAF | 1.7 | 17 |
Việc lựa chọn một bể tiêu năng phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: giới hạn thủy lực, khả năng thi công, kích thước bể và chi phí. Các ví dụ thiết kế trong chương này đều sử dụng cùng một điều kiện địa hình để so sánh giữa kích thước bể và một bể nhảy tự do (free jump) chỉ cho một trường hợp. Bảng 8.2 tóm tắt kết quả của các ví dụ này với số Froude dòng vào, mực nước yêu cầu ở cuối bể, cùng với chiều dài và độ sâu bể. Trong ví dụ này, bể tiêu năng SAF cho kết quả bể ngắn nhất và nông nhất. Chi tiết về quy trình thiết kế và ví dụ thiết kế này được trình bày ở các phần sau.
Bảng 8.2. So sánh ví dụ các kích thước bể tiêu năng
| Loại bể | Số Froude | Mực nước hạ lưu yêu cầu¹ (m/ft) | Chiều dài bể (m/ft) | Độ sâu bể (m/ft) |
|---|---|---|---|---|
| Free jump | 7.6 | 3.1 (10.1) | 33.7 (109.2) | 4.8 (15.5) |
| USBR Type III | 6.9 | 3.0 (9.6) | 20.6 (67.3) | 3.8 (12.5) |
| USBR Type IV² | 8.0 | 3.5 (11.2) | 38.1 (121.8) | 5.5 (17.4) |
| SAF | 6.1 | 2.4 (7.9) | 12.4 (39.7) | 2.7 (8.6) |
¹ Dựa trên một cống hộp 3 m × 1.8 m (10 ft × 6 ft) tại lưu lượng thiết kế 11.8 m³/s (417 ft³/s). Tất cả các bể đều có chiều rộng bằng chiều rộng cống.
² Số Froude tiếp cận trong ví dụ vượt ra ngoài phạm vi khuyến nghị cho USBR Type IV, nhưng vẫn được đưa vào để so sánh.
³ Mực nước hạ lưu yêu cầu ảnh hưởng đến độ sâu bể. Vận tốc rời khỏi các bể này bằng với vận tốc trong kênh hạ lưu.
8.1 Expansion and Depression for Stilling Basins
Như đã giải thích trong Chương 4, số Froude càng cao tại lối vào của một basin thì cú nhảy thủy lực càng hiệu quả và basin được thiết kế càng ngắn. Để tăng số Froude khi nước chảy từ cống vào basin, người ta sử dụng cấu hình mở rộng và hạ thấp như minh họa trong Hình 8.1.
Mở rộng (expansion) và hạ thấp (depression) giúp chuyển đổi độ sâu – hay thế năng – thành động năng bằng cách cho dòng chảy giãn ra, hạ thấp, hoặc cả hai. Kết quả là độ sâu giảm đi, trong khi vận tốc và số Froude tăng lên.
Số Froude được dùng để xác định hiệu quả của cú nhảy thủy lực và đánh giá mức độ phù hợp của các phương án stilling basin như đã trình bày trong Bảng 8.1, được định nghĩa bởi Phương trình 8.1:
$$Fr_1 = \frac{V_1}{\sqrt{g y_1}} \tag{8.1}$$
trong đó:
- \(Fr_1\) = số Froude tại lối vào của basin
- \(V_1\) = vận tốc dòng chảy đi vào basin, m/s (ft/s)
- \(y_1\) = độ sâu dòng chảy đi vào basin, m (ft)
- g = gia tốc trọng trường, m/s² (ft/s²)
Để giải cho vận tốc và độ sâu tại đầu vào của basin, cân bằng năng lượng được viết từ cửa ra của cống đến basin. Thay thế \(V_1 = Q / (y_1 W_B)\) vào và giải theo Q ta được:
$$Q = y_1 W_B \left[ 2g(z_0 – z_1 + y_0 – y_1) + V_0^2 \right]^{1/2} \tag{8.2}$$
trong đó:
- \(W_B\) = chiều rộng của basin, m (ft)
- \(V_0\) = vận tốc tại cửa ra của cống, m/s (ft/s)
- \(y_1\) = độ sâu tại đầu vào của basin, m (ft)
- \(y_0\) = độ sâu tại cửa ra của cống, m (ft)
- \(z_1\) = cao độ đáy tại đầu vào basin, m (ft)
- \(z_0\) = cao độ đáy tại cửa ra của cống, m (ft)
Phương trình 8.2 có ba ẩn số:\(y_1\), \(W_B\), và \(z_1\). Độ sâu \(y_1\) có thể được xác định bằng phương pháp thử – sai nếu giả định trước \(W_B\) và \(z_1\).
Chiều rộng \(W_B\) nên được giới hạn bởi chiều rộng mà dòng tia nước sẽ lan ra một cách tự nhiên trong khoảng chuyển tiếp L, được xác định bởi:
$$W_B \leq W_0 + \frac{2L_T \sqrt{S_T^2 + 1}}{3Fr_0} \tag{8.3}$$
trong đó:
- \(L_T\) = chiều dài đoạn chuyển tiếp từ cửa ra cống đến basin, m (ft)
- \(S_T\) = độ dốc của đoạn chuyển tiếp, m/m (ft/ft)
- \(Fr_0\) = số Froude tại cửa ra
Vì dòng chảy là siêu tới hạn, nên giá trị thử của \(y_1\) nên bắt đầu gần bằng 0 và tăng dần cho đến khi đạt lưu lượng thiết kế Q.
Giá trị \(y_1\) này sau đó được dùng để tính độ sâu conjugate (sequent) \(y_2\) bằng phương trình nhảy thủy lực:
$$y_2 = \frac{C y_1}{2} \left( \sqrt{1 + 8 Fr_1^2} – 1 \right) \tag{8.4}$$
trong đó:
- \(y_2\) = độ sâu conjugate (sequent), m (ft)
- \(y_1\) = độ sâu tiếp cận cú nhảy, m (ft)
- C = tỷ số giữa mực nước hạ lưu và độ sâu conjugate, \(TW/y_2\)
- \(Fr_1\) = số Froude của dòng tiếp cận
Đối với nhảy thủy lực tự do (free hydraulic jump), C = 1.0. Các mục sau sẽ hướng dẫn giá trị C cho từng loại stilling basin.
Để cú nhảy xảy ra, giá trị \(y_2 + z_2\) phải nhỏ hơn hoặc bằng \(TW + z_3\) (tham khảo Hình 8.1).
Nếu \(y_2 + z_2\) lớn hơn \(z_3 + TW\), đáy basin cần được hạ xuống và quy trình thử-sai được lặp lại cho đến khi có đủ mực nước hạ lưu để xảy ra cú nhảy.
Để thực hiện kiểm tra này, cần xác định \(z_3\) và chiều dài các đoạn trong basin.
Chiều dài đoạn chuyển tiếp được tính theo:
$$L_T = \frac{z_0 – z_1}{S_T} \tag{8.5}$$
trong đó:
- \(L_T\) = chiều dài đoạn chuyển tiếp từ cửa ra cống đến đáy basin, m (ft)
- \(S_T\) = độ dốc của đoạn chuyển tiếp vào basin, m/m (ft/ft)
Chiều dài của basin, \(L_B\), phụ thuộc vào loại basin, độ sâu dòng vào \(y_1\), và số Froude đầu vào \(Fr_1\).
Hình 8.2 mô tả các mối quan hệ này đối với nhảy thủy lực tự do (free hydraulic jump) cũng như một số basin USBR.
Chiều dài từ đáy basin đến điểm kết thúc (sill) được tính theo:
$$L_S = \frac{L_T(S_T – S_o) – L_B S_o}{S_S + S_o} \tag{8.6}$$
trong đó:
- \(L_S\) = chiều dài từ đáy basin đến điểm ra của basin (sill), m (ft)
- \(S_S\) = độ dốc rời basin, m/m (ft/ft)
- \(S_o\) = độ dốc ban đầu
Cao độ tại điểm vào của kênh hạ lưu được tính như sau:
$$z_3 = L_S S_S + z_1 \tag{8.7}$$
trong đó:
- \(z_3\) = cao độ đáy basin tại điểm ra (sill), m (ft)
Hình 8.1 cũng minh họa bán kính cong giữa cửa ra của cống và đoạn chuyển tiếp vào stilling basin.
Nếu độ dốc chuyển tiếp là 0.5V:1H hoặc dốc hơn, cần dùng đường cong tròn tại đoạn chuyển tiếp với bán kính được xác định theo Phương trình 8.8 (Meshgin và Moore, 1970).
Cũng nên sử dụng cùng bán kính cong như vậy cho đoạn từ dốc chuyển tiếp xuống đáy stilling basin.
$$r = \frac{y}{e^{Fr^2/1.5} – 1} \tag{8.8}$$
trong đó:
- r = bán kính cong của đoạn chuyển tiếp, m (ft)
- Fr = số Froude
- y = độ sâu dòng chảy tiếp cận đường cong, m (ft)
Đối với đoạn cong giữa cửa ra cống và đoạn chuyển tiếp, sử dụng số Froude và độ sâu tại cửa ra. Đối với đoạn cong giữa phần chuyển tiếp và đáy basin, sử dụng \(Fr_1\) và \(y_1\).
8.2 Quy trình thiết kế chung
Quy trình thiết kế cho tất cả các stilling basin này có thể được tóm tắt trong các bước sau.
Các biến thể cụ thể của từng loại basin sẽ được thảo luận trong các mục tiếp theo của từng loại basin.
Bước 1. Xác định vận tốc và độ sâu tại cửa ra của cống.
Đối với cửa ra của cống, tính toán độ sâu brink miệng cống \(y_0\), vận tốc \(V_0\), và số Froude \(Fr_0\).
Đối với dòng dưới tới hạn, sử dụng Hình 3.3 hoặc Hình 3.4.
Đối với dòng siêu tới hạn, sử dụng độ sâu normal trong cống cho \(y_0.\)
(Xem HDS 5 (Normann và cộng sự, 2001) để biết thêm thông tin về độ sâu brink miệng cống.)
Bước 2. Xác định vận tốc và độ sâu hạ lưu (TW) trong kênh thu nước phía sau basin.
Độ sâu normal có thể xác định bằng Bảng B.1 hoặc kỹ thuật thích hợp khác.
Bước 3. Ước tính độ sâu conjugate cho điều kiện tại cửa ra cống bằng Phương trình 8.4 để xác định xem có cần dùng basin hay không.
Thay \(y_0\) và \(Fr_0\) cho \(y_1\) và \(Fr_1\) tương ứng.
Giá trị C phụ thuộc một phần vào loại stilling basin được thiết kế.
Tuy nhiên, trong bước này, giả sử có cú nhảy thủy lực tự do xảy ra mà không cần basin, nên giá trị C = 1.0.
So sánh \(y_2\) và TW. Nếu \(y_2 < \text{TW}\), có đủ nước hạ lưu và cú nhảy sẽ hình thành mà không cần basin. Các bước tiếp theo không cần thực hiện.
Bước 4. Nếu bước 3 cho thấy cần basin (\(y_2 > \text{TW}\)), thực hiện ước tính thử các tham số:
cao độ đáy basin \(z_1\), chiều rộng basin \(W_B\), và các độ dốc \(S_T\) và \(S_S\).
Một độ dốc 0.5 (0.5V:1H) hoặc 0.33 (0.33V:1H) là chấp nhận được cho cả \(S_T\) và \(S_S\).
Xác nhận rằng \(W_B\) nằm trong giới hạn cho phép bằng Phương trình 8.3.
Xác định vận tốc và độ sâu tại đầu vào basin và tính toán số Froude.
Chọn loại basin phù hợp dựa trên số Froude này.
Bước 5.
Tính toán độ sâu conjugate cho điều kiện thủy lực tại đầu vào basin bằng Phương trình 8.4 và xác định chiều dài basin cũng như cao độ điểm ra.
Chiều dài basin và cao độ điểm ra được tính bằng các Phương trình 8.5, 8.6, và 8.7 cùng với Hình 8.2.
Xác minh rằng có đủ mực nước hạ lưu (tailwater) để tạo ra cú nhảy thủy lực.
Nếu mực nước hạ lưu không đủ, quay lại bước 4.
Nếu mực nước hạ lưu dư thừa, người thiết kế có thể tiếp tục bước 6 hoặc quay lại bước 4 để thử chiều sâu nhỏ hơn (và basin nhỏ hơn).
Bước 6.
Xác định bán kính cong cần thiết cho sự thay đổi độ dốc tại đầu vào basin bằng Phương trình 8.8.
Bước 7.
Xác định kích thước các thành phần của basin đối với các loại basin khác ngoài nhảy thủy lực tự do.
Chi tiết của quy trình này khác nhau tùy theo loại basin và được trình bày trong các phần riêng cho từng loại basin.
Ví dụ thiết kế: Stilling Basin với Nhảy Thủy Lực Tự Do (SI)
Tìm các kích thước cho một stilling basin (xem Hình 8.1) với một nhảy thủy lực tự do cung cấp khả năng tiêu năng cho một cống hộp bê tông cốt thép.
Cho:
Q = 11.8 m³/s
Cống
B = 3.0 m
D = 1.8 m
n = 0.015
Sₒ = 0.065 m/m
zₒ = 30.50 m
Kênh hạ lưu (hình thang)
B = 3.10 m
Z = 1V:2H
n = 0.030
Giải
Bước 1. Xác định vận tốc và độ sâu tại cửa ra của cống. Bằng phương pháp thử và sai sử dụng phương trình Manning, độ sâu normal được tính như sau:
$$V_o = 8.50 \, \text{m/s}, \quad y_o = 0.463 \, \text{m}$$
$$Fr_o = \frac{V_o}{\sqrt{g y_o}} = \frac{8.50}{\sqrt{9.81(0.463)}} = 4.0$$
Vì số Froude lớn hơn 1 nên độ sâu normal là siêu tới hạn và được lấy làm độ sâu brink.
Bước 2. Xác định vận tốc và độ sâu (TW) trong kênh nhận ở hạ lưu. Bằng phương pháp thử và sai sử dụng phương trình Manning hoặc bằng cách tra Bảng B.1:
$$V_n = 4.84 \, \text{m/s}, \quad y_n = TW = 0.574 \, \text{m}$$
Bước 3. Ước tính độ sâu conjugate tại điều kiện cửa ra của cống bằng cách sử dụng Phương trình 8.4. C=1.0
$$y_2 = \frac{C y_o}{2} \left( \sqrt{1 + 8 Fr_o^2} – 1 \right) = \frac{1.0(0.463)}{2} \left( \sqrt{1 + 8(4.0)^2} – 1 \right) = 2.4 \, \text{m}$$
Vì \(y_2 (2.4 m) > TW (0.574 m)\) nên dòng chảy sẽ không tạo thành hydraulic jump và cần có một basin.
Bước 4. Vì \(y_2 – TW = 2.64 – 0.574 = 2.07 \, \text{m}\), thử \(z_1 = z_0 – 2.07 = 28.4 \, \text{m}\)
Ngoài ra, chọn \(W_B = 3{,}0 \, \text{m}\) (không có mở rộng từ cống đến basin) và độ dốc \(S_T = 0.5\), \(S_S = 0.5\)
Kiểm tra \(W_B\) bằng phương trình 8.3, nhưng trước tiên tính chiều dài đoạn chuyển tiếp từ phương trình 8.5:
$$L_T = \frac{z_0 – z_1}{S_T} = \frac{30.50 – 28.4}{0.5} = 4.2 \, \text{m}$$
$$W_B \leq W_0 + \frac{2L_T \sqrt{S_T^2 + 1}}{3Fr_0} = 3.0 + \frac{2(4.2)\sqrt{(0.5)^2 + 1}}{3(4.0)} = 3.8 \, \text{m}; \, W_B \text{ là đạt}$$
Sử dụng phương trình 8.2 hoặc phương pháp khác phù hợp bằng thử và sai, vận tốc và điều kiện độ sâu tại đầu vào basin là:
$$V_1 = 10.74 \, \text{m/s}, \quad y_1 = 0{,}366 \, \text{m}$$
$$Fr_1 = \frac{V_1}{\sqrt{gy_1}} = \frac{10.74}{\sqrt{9.81(0.366)}} = 5.7$$
Bước 5. Tính độ sâu conjugate cho hydraulic jump tự do (C = 1) dùng phương trình 8.4:
$$y_2 = \frac{C y_1}{2} \left( \sqrt{1 + 8 Fr_1^2} – 1 \right) = \frac{1.0(0.366)}{2} \left( \sqrt{1 + 8(5.7)^2} – 1 \right) = 2.77 \, \text{m}$$
Từ Hình 8.2, chiều dài basin \(L_B / y_2 = 6.1\). Do đó, \(L_B = 6.1 (2.77) = 16.9 \, \text{m}\)
Chiều dài từ đáy basin đến đập chắn được tính theo phương trình 8.6:
$$L_S = \frac{L_T (S_T – S_o) – L_B S_o}{S_S + S_o} = \frac{4.2 (0.5 – 0.065) – 16.9 (0.065)}{0.5 + 0.065} = 1.29 \, \text{m}$$
Cao độ tại điểm vào của kênh thoát nước hạ lưu được tính bằng phương trình 8.7:
$$z_3 = L_S S_S + z_1 = 1.29 (0.5) + 28.4 = 29.05 \, \text{m}$$
Vì:
$$z_2 + y_2 = (2.77 + 28.4) > z_3 + TW = (29.05 + 0.574)$$
Tailwater là không đủ để tạo hydraulic jump trong basin. Quay lại bước 4.
Bước 4 (lặp lần 2). Thử \(z_1 = 25.7 \, \text{m}\). Giữ nguyên \(W_B, S_T\) và \(S_S\).
$$L_T = \frac{z_o – z_1}{S_T} = \frac{30.50 – 25.7}{0.5} = 9.6 \, \text{m}$$
Sử dụng Phương trình 8.2 hoặc phương pháp khác thích hợp bằng cách thử và sai, vận tốc và điều kiện độ sâu tại đầu vào của basin là:
$$V_1 = 13.02 \, \text{m/s}, \quad y_1 = 0.302 \, \text{m}$$
$$Fr_1 = \frac{V_1}{\sqrt{g y_1}} = \frac{13.02}{\sqrt{9.81(0.302)}} = 7.6$$
Bước 5 (lặp lần 2). Tính độ sâu liên hợp (conjugate depth) cho một hydraulic jump tự do (C = 1) sử dụng Phương trình 8.4.
$$y_2 = \frac{C y_1}{2} \left( \sqrt{1 + 8 Fr_1^2} – 1 \right) = \frac{1.0(0.302)}{2} \left( \sqrt{1 + 8(7.6)^2} – 1 \right) = 3.10 \, \text{m}$$
Từ Hình 8.2, chiều dài basin
$$L_B / y_2 = 6.1$$.
Vậy, \(L_B = 6.1(3.10) = 18.9 \, \text{m}.\)
Chiều dài basin từ đáy đến bậc cửa ra được tính từ Phương trình 8.6:
$$L_S = \frac{L_T(S_T – S_o) – L_B S_o}{S_S + S_o} = \frac{9.6(0.5 – 0.065) – 18.9(0.065)}{0.5 + 0.065} = 5.2 \, \text{m}$$
Cao độ tại đầu vào của kênh tailwater được tính từ Phương trình 8.7:
$$z_3 = L_S S_S + z_1 = 5.2(0.5) + 25.7 = 28.30 \, \text{m}$$
Vì \(y_2 + z_2 = (3.10 + 25.7) < z_3 + TW = (28.30 + 0.574)\), mức nước tailwater là đủ để tạo hydraulic jump trong basin. Tiếp tục sang bước 6.
Bước 6.
Đối với sự thay đổi độ dốc từ cửa ra đến đoạn chuyển tiếp, xác định bán kính cong cần thiết bằng Phương trình 8.8 và sử dụng kết quả từ bước 1:
$$r = \frac{y}{\left(e^{\frac{1.5}{Fr^2}} – 1\right)} = \frac{0.463}{\left(e^{\frac{1.5}{(4.0)^2}} – 1\right)} = 4.71 \, \text{m}$$
Bước 7.
Xác định kích thước các phần tử trong basin. Vì đây là một stilling basin với free hydraulic jump nên không có phần tử bổ sung nào, và thiết kế được hoàn tất. Hình minh họa của basin được trình bày dưới đây.
Tổng chiều dài basin = 9.6 + 18.9 + 5.2 = 33.7 m
8.3 USBR Type III Stilling Basin
Stilling basin Type III của USBR (USBR, 1987) sử dụng các khối chặn dòng, các khối baffle và một ngưỡng xả ở cuối như được thể hiện trong Hình 8.3. Tác dụng của basin rất ổn định với mặt trước của hydraulic jump dốc và ít sóng ở hạ lưu hơn so với trường hợp free hydraulic jump. Vị trí, chiều cao và khoảng cách của các khối baffle như được khuyến nghị bên dưới cần được tuân thủ nghiêm ngặt. Nếu các khối baffle được đặt quá xa thượng lưu thì sẽ gây ra sóng trong basin; nếu đặt quá xa hạ lưu thì cần một basin dài hơn; nếu đặt quá cao thì sẽ tạo sóng; và nếu đặt quá thấp thì sẽ gây hiện tượng hydraulic jump bị trượt ra ngoài hoặc dòng chảy bị rối.
Các khối baffle có thể được tạo hình như minh họa trong Hình 8.3 hoặc làm dưới dạng khối lập phương; cả hai đều có hiệu quả. Các góc không nên bo tròn vì điều này sẽ làm giảm hiệu quả tiêu tán năng lượng.
Thiết kế được khuyến nghị giới hạn trong các điều kiện sau:
- Lưu lượng riêng lớn nhất là 18.6 m³/s/m (200 ft³/s/ft).
- Vận tốc dòng chảy vào basin lên đến 18.3 m/s (60 ft/s).
- Froude number tại đầu vào basin trong khoảng từ 4.5 đến 17.
- Cao độ nước đuôi (tailwater) phải bằng hoặc cao hơn độ sâu conjugate đầy đủ. Điều này cung cấp hệ số an toàn từ 15 đến 18 phần trăm.
- Thành bên của basin nên được thiết kế thẳng đứng thay vì hình thang để đảm bảo hiệu quả của hydraulic jump.
Quy trình thiết kế tổng quát được trình bày trong Mục 8.2 được áp dụng cho stilling basin USBR Type III. Các bước 1 đến 4 và bước 6 được áp dụng không thay đổi. Đối với bước 5, hai điều chỉnh trong quy trình thiết kế tổng quát được thực hiện:
1. Để tính toán độ sâu conjugate, lấy C = 1.0. (Giá trị này cũng áp dụng cho free hydraulic jump.) Giá trị nhỏ nhất có thể dùng là C = 0.85, nhưng nên dùng C = 1.0.
2. Để xác định chiều dài của basin, \(L_B\), sử dụng Hình 8.2 dựa trên giá trị Froude number tính trong bước 4.
Đối với bước 7, khi xác định kích thước các phần tử của basin (khối chute, khối baffle, và ngưỡng xả cuối), các hướng dẫn sau được khuyến nghị.
Chiều cao của khối chute, \(h_1\), được đặt bằng \(y_1\). Nếu \(y_1\) nhỏ hơn 0.2 m (0.66 ft), thì \(h_1\) = 0.2 m (0.66 ft).
Số lượng các khối chute được xác định theo Công thức 8.9 và làm tròn đến số nguyên gần nhất:
$$)N_c = \frac{W_B}{2y_1} \tag{8.9}$$
trong đó:
- \(N_c\) = số lượng khối chute
Chiều rộng khối và khoảng cách giữa các khối được xác định theo:
$$W_1 = W_2 = \frac{W_B}{2N_c} \tag{8.10}$$
trong đó:
- \(W_1\) = chiều rộng khối, m (ft)
- \(W_2\) = khoảng cách giữa các khối, m (ft)
Các Công thức 8.9 và 8.10 sẽ cung cấp số lượng khối Nc và số khoảng trống giữa các khối là Nc – 1. Phần chiều rộng còn lại của basin được chia đều cho các khoảng trống giữa các khối ngoài cùng và tường bên của basin. Với các phương trình này, chiều cao, chiều rộng và khoảng cách của khối chute nên xấp xỉ bằng độ sâu của dòng chảy đi vào basin, y₁. Chiều rộng và khoảng cách giữa các khối có thể được giảm nếu W₁ vẫn bằng W₂.
Chiều cao, chiều rộng và khoảng cách của các khối baffle được thể hiện trên Hình 8.3. Chiều cao của các baffle được tính theo phương trình sau:
$$h_3 = y_1 (0.168Fr_1 + 0.58) \tag{8.11}$$
trong đó,
\(h_3\) = chiều cao của khối baffle, m (ft)
Độ dày phần trên cùng của khối baffle nên được đặt bằng 0.2h₃ với độ dốc phía sau của khối là 1:1. Số lượng khối baffle được tính như sau:
$$N_B = \frac{W_B}{1.5h_3} \tag{8.12}$$
trong đó,
\(N_B\) = số lượng khối baffle (làm tròn đến số nguyên)
Chiều rộng và khoảng cách giữa các khối baffle được xác định theo:
$$W_3 = W_4 = \frac{W_B}{2N_B} \tag{8.13}$$
trong đó,
\(W_3\) = chiều rộng khối baffle, m (ft)
\(W_4\) = khoảng cách khối baffle, m (ft)
Cũng như với các khối chute, Công thức 8.12 và 8.13 sẽ cung cấp số lượng khối baffle \(N_B\) và số khoảng trống giữa các khối đó là \(N_B\) – 1. Phần chiều rộng còn lại của basin được chia đều cho các khoảng trống giữa các baffle ngoài cùng và tường bên của basin. Chiều rộng và khoảng cách giữa các baffle có thể được giảm đối với các kết cấu hẹp miễn là cả hai đều giảm cùng một lượng. Khoảng cách từ mặt hạ lưu của khối chute đến mặt thượng lưu của khối baffle nên bằng 0.8y₂.
Chiều cao của phần tử cuối cùng trong basin, đập cuối (end sill), được cho bởi:
$$h_4 = y_1(0.0536Fr_1 + 1.04) \tag{8.14}$$
trong đó,
h₄ = chiều cao của đập cuối, m (ft)
Mặt dốc phía trước của đập cuối nên được đặt với độ dốc 0.5:1 (V:H).
Nếu các khuyến nghị này được tuân thủ, sẽ đạt được một basin ngắn, gọn với hiệu quả tiêu năng tốt. Nếu không thể tuân thủ chính xác, nên tiến hành nghiên cứu mô hình.
Ví dụ thiết kế: Stilling Basin Loại III USBR (SI)
Thiết kế một USBR Type III stilling basin cho một cống hộp bê tông cốt thép.
Cho:
Culvert
Q = 11.8 m³/s
B = 3.0 m
D = 1.8 m
n = 0.015
So = 0.065 m/m
zo = 30.50 m
Kênh hạ lưu (hình thang)
B = 3.10 m
Z = 1V:2H
n = 0.030
Giải
Cống, lưu lượng thiết kế, và kênh hạ lưu giống với ví dụ thiết kế stilling basin với hydraulic jump tự do được đề cập trong Mục 8.1. Các bước từ 1 đến 3 của quy trình thiết kế tổng quát là giống nhau cho ví dụ này nên không lặp lại ở đây. Độ sâu tailwater từ ví dụ thiết kế trước là TW = 0.574 m.
Bước 4. Thử z₁ = 26.7 m. \(W_B\) = 3.0 m, \(S_T\) = 0.5 m/m, \(S_S\) = 0.5 m/m. Từ Phương trình 8.5:
$$L_T = \frac{z_o – z_1}{S_T} = \frac{30.50 – 26.7}{0.5} = 7.6 \text{ m}$$
Dùng Phương trình 8.2 hoặc phương pháp phù hợp khác bằng thử và sai số, vận tốc và điều kiện độ sâu tại đầu vào basin là:
$$V_1 = 12.2 \text{ m/s},\quad y_1 = 0.322 \text{ m}$$
$$Fr_1 = \frac{V_1}{\sqrt{g y_1}} = \frac{12.1}{\sqrt{9.81(0.322)}} = 6.9$$
Bước 5. Tính độ sâu conjugate trong basin (C = 1) bằng Phương trình 8.4:
$$y_2 = \frac{C y_1}{2} \left( \sqrt{1 + 8 Fr_1^2} – 1 \right) = \frac{1.0(0.322)}{2} \left( \sqrt{1 + 8(6.9)^2} – 1 \right) = 2.98 \text{ m}$$
Từ Hình 8.2, chiều dài basin:
$$L_B / y₂ = 2.7 ⇒ L_B = 2.7(2.98) = 8.0 m$$
Chiều dài từ đáy basin đến đập được tính từ Phương trình 8.6:
$$L_S = \frac{L_T(S_T – S_o) – L_B S_o}{S_S + S_o} = \frac{7.6(0.5 – 0.065) – 8.0(0.065)}{0.5 + 0.065} = 4.9 \text{ m}$$
Độ cao tại điểm đầu vào của kênh tailwater được tính từ Phương trình 8.7:
$$z_3 = L_S S_S + z_1 = 4.9(0.5) + 26.7 = 29.15 \text{ m}$$
Vì y₂ + z₂ (2.98 + 26.7) < z₃ + TW (29.15 + 0.574), tailwater đủ để tạo ra một hydraulic jump trong basin. Nếu tailwater không đủ, lặp lại bước 4 với z₁ lớn hơn.
Bước 6. Xác định bán kính cong cần thiết cho sự thay đổi độ dốc tại đầu vào của basin. Xem ví dụ thiết kế ở Mục 8.1 cho bước này. Không thay đổi gì.
Bước 7. Xác định kích thước các phần tử của basin. Đối với basin USBR Type III, các phần tử gồm có các khối chute, các khối baffle, và end sill.
Đối với các khối chute:
Chiều cao của khối chute:
$$h_1 = y_1 = 0.322 \text{ m} \quad \text{(làm tròn thành 0.32 m)}$$
Số khối chute:
$$N_c = \frac{W_B}{2y_1} = \frac{3.0}{2(0.322)} = 4.6 \approx 5$$
Chiều rộng và khoảng cách giữa các khối chute:
$$W_1 = W_2 = \frac{W_B}{2N_c} = \frac{3.0}{2(5)} = 0.30 \text{ m}$$
Có 5 khối chute rộng 0.30 m và 4 khoảng cách 0.30 m, còn dư 0.30 m chiều rộng. Phần dư này được chia đều cho hai khoảng cách giữa khối ngoài cùng và thành basin.
Đối với các khối baffle:
Chiều cao baffle:
$$h_3 = y_1(0.168Fr_1 + 0.58) = 0.322(0.168(6.9) + 0.58) = 0.56 \text{ m}$$
Số khối baffle:
$$N_B = \frac{W_B}{1.5h_3} = \frac{3.0}{1.5(0.56)} = 3.6 \approx 4$$
Chiều rộng và khoảng cách khối baffle:
$$W_3 = W_4 = \frac{W_B}{2N_B} = \frac{3}{2(4)} = 0.38 \text{ m}$$
Có 4 khối baffle rộng 0.38 m và 3 khoảng cách 0.38 m, còn dư 0.34 m. Phần dư này được chia đều cho khoảng giữa khối ngoài và thành basin.
Khoảng cách từ mặt hạ lưu của khối chute đến mặt thượng lưu của khối baffle:
$= 0.8y_2 = 0.8(2.98) = 2.38 \text{ m}$$
Đối với end sill:
Chiều cao end sill:
$$h_4 = y_1(0.0536Fr_1 + 1.04) = 0.322(0.053(6.9) + 1.04) = 0.45 \text{ m}$$
Tổng chiều dài basin:
$$= 7.6 + 8.0 + 4.9 = 20.5 \text{ m}$$
8.4 USBR Type IV Stilling Basin
Stilling basin USBR Type IV (USBR, 1987) được thiết kế để sử dụng trong khoảng giá trị Froude từ 2.5 đến 4.5. Trong khoảng Froude thấp này, hydraulic jump không phát triển đầy đủ và có thể gây ra hiện tượng sóng ngược dòng như đã thảo luận ở Chương 4. Đối với dòng chảy không liên tục tại hầu hết các cống giao thông, sóng ngược dòng không được xem là một hạn chế nghiêm trọng. Bể tiêu năng trong hình minh họa 8.4 sử dụng các chute block và một end sill.
Thiết kế được khuyến nghị giới hạn trong các điều kiện sau:
- Tường bên của basin nên là thẳng đứng thay vì hình thang để đảm bảo hiệu suất của hydraulic jump.
- Cao độ tailwater nên bằng hoặc lớn hơn 110% của conjugate depth. Hydraulic jump rất nhạy với chiều sâu tailwater trong khoảng Froude thấp, và việc bổ sung tailwater cải thiện hiệu suất của hydraulic jump và giảm sóng.
Quy trình thiết kế tổng quát trong Mục 8.1 được áp dụng cho stilling basin USBR Type IV. Các bước 1 đến 4 và bước 6 được áp dụng nguyên dạng. Đối với bước 5, có hai điều chỉnh sau:
- Khi tính conjugate depth, sử dụng C = 1.1.
- Khi xác định chiều dài của basin \(L_B\), sử dụng Hình 8.2 (phần nét đứt của đường cong hydraulic jump tự do) dựa trên Froude number tính ở bước 4.
Đối với bước 7, khi xác định các thành phần trong basin (chute block và end sill), khuyến nghị sau được áp dụng:
Chiều cao chute block \(h_1\) được đặt bằng \(2y_1\). Mặt trên của chute block nên có độ dốc về phía hạ lưu với góc 5 độ.
Số lượng chute block được xác định theo công thức 8.15a và làm tròn đến số nguyên gần nhất:
$$N_c = \frac{W_B}{2.625y_1}\tag{8.15a}$$
trong đó:
- \(N_c\): số lượng chute block
- \(W_B\): bề rộng của basin
- \(y_1\): độ sâu dòng chảy vào basin
Chiều rộng và khoảng cách giữa các block được xác định như sau:
$$W_1 = \frac{W_B}{3.5N_c} \quad \tag{8.15b}$$
$$W_2 = 2.5W_1 \quad \tag{8.15c}$$
trong đó:
- \(W_1\): chiều rộng block
- \(W_2\): khoảng cách giữa các block
Với công thức 8.15b, chiều rộng block \(W_1\) nên nhỏ hơn hoặc bằng độ sâu của dòng chảy vào, \(y_1\). Các công thức 8.15a, 8.15b và 8.15c sẽ xác định số lượng block \(N_c\) và \(N_c – 1\) khoảng cách giữa các block đó. Phần bề rộng còn lại của basin được chia đều cho các khoảng cách giữa các block ngoài cùng và thành bên của basin.
Chiều cao của end sill được xác định theo công thức:
$$h_4 = y_1(0.0536Fr_1 + 1.04) \tag{8.16}$$
trong đó:
- \(h_4\): chiều cao của end sill, m (ft)
Mặt dốc phía trước của end sill được thiết lập theo tỷ lệ 0.5:1 (V:H).
Ví dụ thiết kế: USBR Type IV Stilling Basin (SI)
Thiết kế một USBR Type IV stilling basin cho một cống hộp bê tông cốt thép.
Cho:
Q = 11.8 m³/s
Culvert
B = 3.0 m
D = 1.8 m
n = 0.015
Sₒ = 0.065 m/m
zₒ = 30.50 m
Kênh hạ lưu (hình thang)
B = 3.10 m
Z = 1V:2H
n = 0.030
Giải
Cống, lưu lượng thiết kế và kênh hạ lưu giống với ví dụ thiết kế stilling basin kiểu free hydraulic jump trong Mục 8.1. Các bước 1 đến 3 của quy trình thiết kế tổng quát là giống nhau nên không được lặp lại tại đây. Độ sâu tailwater từ ví dụ thiết kế trước là TW = 0.574 m.
Bước 4. Giả sử \(z_1 = 25.00 m\). \(W_B = 3.0 m\), \(S_T = 0.5 m/m\), và \(S_S = 0.5 m/m\). Từ Công thức 8.5:
$$L_T = \frac{z_o – z_1}{S_T} = \frac{30.50 – 25.75}{0.5} = 11.0 \text{ m}$$
Sử dụng Công thức 8.2 hoặc phương pháp khác phù hợp bằng thử và sai, vận tốc và điều kiện độ sâu tại đầu vào basin là:
$$V_1 = 13.55 \text{ m/s}, \quad y_1 = 0.290 \text{ m}$$
$$Fr_1 = \frac{V_1}{\sqrt{gy_1}} = \frac{13.55}{\sqrt{9.81(0.290)}} = 8.0$$
Lưu ý: Froude number này nằm ngoài phạm vi áp dụng của basin kiểu Type IV, nên Type IV không phù hợp cho tình huống này. Tuy nhiên, việc tính toán vẫn được thực hiện để so sánh kích thước basin với các tùy chọn khác.
Bước 5. Tính độ sâu conjugate trong basin (C = 1.1) sử dụng Công thức 8.4:
$$y_2 = \frac{C y_1}{2} \left( \sqrt{1 + 8Fr_1^2} – 1 \right) = \frac{1.1(0.303)}{2} \left( \sqrt{1 + 8(8.0)^2} – 1 \right) = 3.46 \text{ m}$$
Từ Hình 8.2, tỉ số chiều dài basin
$$L_B/y_2 = 6.1$$.
Do đó, $$L_B = 6.1(3.46) = 21.1 \text{ m}$$
Chiều dài từ đáy basin đến sill được tính từ Công thức 8.6:
$$L_S = \frac{L_T(S_T – S_o) – L_B S_o}{S_S + S_o} = \frac{11.0(0.5 – 0.065) – 21.1(0.065)}{0.5 + 0.065} = 6.0 \text{ m}$$
Cao độ tại cửa vào của kênh tailwater tính từ Công thức 8.7:
$$z_3 = L_S S_S + z_1 = 6.0(0.5) + 25.00 = 28.00 \text{ m}$$
Vì \(y_2 + z_2 = 3.46 + 25.00 = 28.46 > z_3 + TW = 28.00 + 0.574 = 28.574\), tailwater đủ để tạo jump trong basin. Nếu điều này không đúng, quay lại bước 4 với giả định nhỏ hơn cho \(z_1\).
Bước 6.
Xác định bán kính cong cần thiết cho sự thay đổi độ dốc khi dòng chảy vào basin. Xem ví dụ thiết kế ở Mục 8.1 cho bước này. Không thay đổi gì.
Bước 7.
Xác định kích thước các thành phần của basin. Đối với stilling basin USBR Type IV, các thành phần gồm các chute blocks và sill.
Đối với chute blocks:
Chiều cao của chute blocks:
$$h_1 = 2y_1 = 2(0.290) = 0.58 \, \text{m}$$
Số lượng chute blocks được xác định theo Công thức 8.15a và làm tròn đến số nguyên gần nhất:
$$N_c = \frac{W_B}{2.625 y_1} = \frac{3.0}{2.625(0.290)} = 3.9 \approx 4$$
Chiều rộng và khoảng cách giữa các block được xác định theo Công thức 8.15b và 8.15c:
$$W_1 = \frac{W_B}{3.5 N_c} = \frac{3.0}{3.5(4)} = 0.21 \, \text{m}$$
$$W_2 = 2.5 W_1 = 2.5(0.21) = 0.53 \, \text{m}$$
Với 4 blocks mỗi cái rộng 0.21 m và 3 khoảng cách là 0.53 m, tổng cộng còn dư 0.57 m không gian. Phần dư này được chia đều hai bên giữa blocks ngoài cùng và tường basin.
Đối với sill:
Chiều cao sill được tính theo Công thức 8.16:
$$h_4 = y_1 (0.0536 Fr_1 + 1.04) = 0.290 (0.0536(8.0) + 1.04) = 0.43 \, \text{m}$$
Tổng chiều dài basin:
$$\text{Tổng chiều dài} = 11.0 + 21.1 + 6.0 = 38.1 \, \text{m}$$
Hình minh họa:
8.5 SAF Stilling Basin
Bể tiêu năng Saint Anthony Falls (SAF), được minh họa trong Hình 8.5, bao gồm các khối hướng dòng (chute blocks), các khối baffle, và một đập cuối (end sill) cho phép chiều dài bể ngắn hơn so với một bể nhảy thủy lực tự do. Nó được khuyến nghị sử dụng cho các công trình nhỏ như đập tràn, công trình xả, và kênh đào nơi số Froude tại đầu vào của cấu trúc tiêu năng nằm trong khoảng từ 1.7 đến 17. Việc giảm chiều dài bể đạt được thông qua việc sử dụng các cấu kiện phụ vào khoảng 80% so với chiều dài của nhảy thủy lực tự do. Bể SAF cung cấp một phương pháp kinh tế để tiêu tán năng lượng và ngăn chặn xói mòn đáy dòng chảy.
Quy trình thiết kế tổng quát được nêu trong Mục 8.1 áp dụng cho bể tiêu năng SAF. Các bước từ 1 đến 3 và bước 6 được áp dụng mà không cần sửa đổi. Là một phần của bước 4, người thiết kế chọn chiều rộng của bể, \(W_B\). Đối với cống hình hộp (box culverts), \(W_B\) phải bằng chiều rộng của cống, \(W_O\). Đối với cống tròn (circular culverts), chiều rộng bể được lấy là giá trị lớn hơn giữa đường kính cống và giá trị được tính toán theo phương trình sau:
$$W_B = 1.7 D_0 \left( \frac{Q}{g^{0.5} D_0^{2.5}} \right) \tag{8.17}$$
trong đó,
\(W_B\) = chiều rộng bể, m (ft)
Q = lưu lượng thiết kế, m³/s (ft³/s)
\(D_0\) = đường kính cống, m (ft)
Bể có thể được mở loe để phù hợp với kênh hiện hữu như thể hiện trên Hình 8.5. Kích thước mở loe của tường bên, z, không được lớn hơn 0.5, tức là 0.5:1, 0.33:1, hoặc thoải hơn.
Đối với bước 5, hai điều chỉnh đối với quy trình thiết kế tổng quát được thực hiện.
Thứ nhất, để tính độ sâu đối ứng (conjugate depth), hệ số C là một hàm số của số Froude như được cho bởi bộ phương trình sau. Tùy thuộc vào số Froude, C dao động từ 0.64 đến 1.08, cho thấy rằng bể SAF có thể hoạt động với tailwater thấp hơn so với bể USBR, mặc dù vẫn cần có tailwater.
$$C = 1.1 – \frac{Fr_1^2}{120} \quad \text{khi } 1.7 < Fr_1 < 5.5 \tag{8.18a}$$
$$C = 0.85 \quad \text{khi } 5.5 < Fr_1 < 11 \tag{8.18b}$$
$$C = 1.0 – \frac{Fr_1^2}{800} \quad \text{khi } 11 < Fr_1 < 17 \tag{8.18c}$$
Điều chỉnh thứ hai là xác định chiều dài bể, \(L_B\), sử dụng Phương trình 8.19.
$$L_B = \frac{4.5 y_2}{C Fr_1^{0.26}} \tag{8.19}\)
Đối với bước 7, để xác định kích thước các phần tử của bể (chute blocks, baffle blocks và end sill), khuyến nghị áp dụng các hướng dẫn sau. Chiều cao của các khối hướng dòng, h1h_1, được đặt bằng y1y_1.
Số lượng khối hướng dòng được xác định theo Phương trình 8.20, làm tròn đến số nguyên gần nhất.
$$N_c = \frac{W_B}{1.5 y_1} \tag{8.20}$$
trong đó,
\(N_c\) = số khối hướng dòng
Chiều rộng và khoảng cách các khối được xác định bởi:
$$W_1 = W_2 = \frac{W_B}{2N_c} \tag{8.21}$$
trong đó,
\(W_1\) = chiều rộng khối, m (ft)
\(W_2\) = khoảng cách khối, m (ft)
Các Phương trình 8.20 và 8.21 sẽ cung cấp \(N_c\) khối và \(N_c\) khoảng cách giữa các khối đó. Một nửa khối được đặt sát tường bể nên sẽ không có khoảng trống tại tường.
Chiều cao, chiều rộng và khoảng cách của các khối baffle được thể hiện trên Hình 8.5. Chiều cao của baffle, \(h_3\), được đặt bằng độ sâu dòng chảy vào, \(y_1\).
Chiều rộng và khoảng cách của các khối baffle phải tính đến độ mở loe của bể, nếu có. Nếu bể được mở loe như thể hiện trên Hình 8.5, thì chiều rộng của bể tại hàng baffle được tính theo công thức sau:
$$W_{B2} = W_B + \left( \frac{2zL_B}{3} \right) \tag{8.22}$$
trong đó,
\(W_{B2}\) = chiều rộng bể tại hàng baffle, m (ft)
\(L_B\) = chiều dài bể, m (ft)
z = độ mở loe của bể, z:1 như đã định nghĩa trong Hình 8.5 (z = 0.0 đối với không mở loe)
Chiều dày phần đỉnh của khối baffle nên được đặt là \(0.2h_3\) với mặt sau của khối nghiêng theo dốc 1:1. Số lượng khối baffle được tính như sau:
$$N_B = \frac{W_{B2}}{1.5y_1} \tag{8.23}$$
trong đó,
\(N_B\) = số lượng khối baffle (làm tròn đến số nguyên)
Chiều rộng và khoảng cách giữa các khối baffle được xác định bởi:
$$W_3 = W_4 = \frac{W_{B2}}{2N_B} \tag{8.24}$$
trong đó,
\(W_3\) = chiều rộng baffle, m (ft)
\(W_4\) = khoảng cách giữa các baffle, m (ft)
Các Phương trình 8.23 và 8.24 sẽ cung cấp \(N_B\) khối baffle và \(N_B – 1\) khoảng cách giữa các baffle. Chiều rộng bể còn lại được chia đều cho khoảng cách giữa các baffle ngoài cùng và tường bể. Không nên đặt baffle nào gần tường hơn \(3y_1/8\). Kiểm tra rằng tỷ lệ chiều rộng \(W_{B2}\) bị chắn bởi các baffle nằm trong khoảng 40 đến 55 phần trăm. Khoảng cách từ mặt hạ lưu của khối hướng dòng đến mặt thượng lưu của khối baffle nên là \(L_B/3\).
Chiều cao của phần tử cuối cùng trong bể, là đập cuối (end sill), được cho bởi:
$$h_4 = \frac{0.07 y_2}{C} \tag{8.25}$$
trong đó,
\(h_4\) = chiều cao của end still, m (ft)
Độ dốc mặt trước của đập cuối (end sill) nên được đặt là 0.5:1 (V:H). Nếu bể được mở loe, chiều rộng tại vị trí đập cuối được tính như sau:
$$W_{B3} = W_B + 2zL_B \tag{8.26}$$
trong đó,
\(W_{B3}\) = chiều rộng bể tại đập cuối, m (ft)
\(L_B\) = chiều dài bể, m (ft)
z = độ mở loe của bể, z:1 như đã định nghĩa trong Hình 8.5 (z = 0.0 đối với không mở loe)
Tường cánh (wingwalls) nên có chiều cao và chiều dài bằng với tường bên của bể stilling. Phần đỉnh của tường cánh nên có độ dốc 1H:1V. Tường cánh mở loe được ưu tiên hơn tường cánh vuông góc hoặc song song. Điều kiện tổng thể tốt nhất đạt được khi các tường cánh tam giác được đặt với một góc 45° so với trục giữa của cửa xả.
Tường bên của bể stilling có thể song song (bể hình chữ nhật) hoặc mở loe ra như là phần mở rộng của tường chuyển tiếp (bể mở loe). Chiều cao của tường bên so với đáy bể được cho bởi:
$$h_5 \geq y_2 \left(1 + \frac{1}{3C} \right) \tag{8.27}$$
trong đó,
\(h_5\) = chiều cao của tường bên, m (ft)
Một tường cắt (cut-off wall) nên được sử dụng ở cuối bể stilling để ngăn xói ngầm. Chiều sâu của tường chắn phải lớn hơn độ sâu xói dự kiến lớn nhất ở cuối bể stilling.
Ví dụ thiết kế: SAF Stilling Basin (SI)
Thiết kế một bể tiêu năng SAF không mở loe cho một cống hộp bê tông cốt thép.
Cho:
Q = 11.8 m³/s
Cống
B = 3.0 m
D = 1.8 m
n = 0.015
S₀ = 0.065 m/m
z₀ = 30.50 m
Kênh hạ lưu (hình thang)
B = 3.10 m
Z = 1V:2H
n = 0.030
Giải
Cống, lưu lượng thiết kế, và kênh tailwater giống như đã xét đối với bể tiêu năng nhảy thủy lực tự do trong ví dụ thiết kế ở Mục 8.1. Các Bước 1 đến 3 của quy trình thiết kế tổng quát là giống nhau nên không được lặp lại ở đây. Độ sâu tailwater từ ví dụ thiết kế trước là TW = 0.574 m.
Bước 4. Thử \(z_1 = 27.80 m\). \(W_B = 3.0 m\) (không mở loe), \(S_T = 0.5 m/m\), và \(S_S = 0.5 m/m\). Từ Phương trình 8.5:
$$L_T = \frac{z_o – z_1}{S_T} = \frac{30.50 – 27.80}{0.5} = 5.4\ \text{m}$$
Sử dụng Phương trình 8.2 hoặc phương pháp thích hợp khác bằng thử và sai, các điều kiện vận tốc và độ sâu vào bể là:
$$V_1 = 11.29\ \text{m/s},\ y_1 = 0.348\ \text{m}$$
$$Fr_1 = \frac{V_1}{\sqrt{g y_1}} = \frac{11.29}{\sqrt{9.81(0.348)}} = 6.1$$
Bước 5. Tính độ sâu đối ứng trong bể sử dụng Phương trình 8.4. Trước tiên ước tính C dùng Phương trình 8.18. Với số Froude đã tính, C = 0.85:
$$y_2 = \frac{C y_1}{2} \left( \sqrt{1 + 8 Fr_1^2} – 1 \right) = \frac{0.85(0.348)}{2} \left( \sqrt{1 + 8(6.1)^2} – 1 \right) = 2.41\ \text{m}$$
Từ Phương trình 8.19, chiều dài bể được tính:
$$L_B = \frac{4.5 y_2}{C Fr_1^{0.76}} = \frac{4.5(2.41)}{0.85(6.1)^{0.76}} = 3.2\ \text{m}$$
Chiều dài của bể từ đáy đến sill được tính theo Phương trình 8.6:
$$L_S = \frac{L_T (S_T – S_o) – L_B S_o}{S_S + S_o} = \frac{5.4(0.5 – 0.065) – 3.2(0.065)}{0.5 + 0.065} = 3.8\ \text{m}$$
Cao độ tại điểm vào của kênh tailwater được tính từ Phương trình 8.7:
$$Z_3 = L_S S_S + Z_1 = 3.8(0.5) + 27.80 = 29.70\ \text{m}$$
Vì \(y_2 + Z_2 = 2.41 + 27.80 = 30.21 > Z_3 + TW = 29.70 + 0.574 = 30.274\ \text{m}\), tailwater là đủ để tạo nhảy trong bể. Nếu tailwater không đủ, lặp lại bước 4 với giá trị nhỏ hơn của \(z_1\).
Bước 6. Xác định bán kính cong cần thiết cho thay đổi độ dốc tại đầu vào bể. Xem ví dụ thiết kế ở Mục 8.1 cho bước này. Không thay đổi.
Bước 7. Xác định kích thước các phần tử của bể. Đối với bể SAF, các phần tử bao gồm các khối hướng dòng (chute blocks), các khối baffle, và đập cuối (end sill).
Đối với các khối hướng dòng:
Chiều cao của các khối hướng dòng,
$$h_1 = y_1 = 0.348 (làm tròn thành 0.35 m)$$.
Số lượng khối hướng dòng được xác định theo Phương trình 8.20:
$$N_c = \frac{W_B}{1.5 y_1} = \frac{3.0}{1.5(0.348)} = 5.7 \approx 6$$
Chiều rộng và khoảng cách giữa các khối được xác định bởi Phương trình 8.21:
$$W_1 = W_2 = \frac{W_B}{2 N_c} = \frac{3.0}{2(6)} = 0.25\ \text{m}$$
Một nửa khối được đặt tại mỗi tường bể nên không có khoảng trống ở tường.
Đối với các khối baffle:
Chiều cao của các khối baffle,
$$h_3 = y_1 = 0.348 m (làm tròn thành 0.35 m).$$
Bể không mở loe nên chiều rộng trong bể là không đổi và bằng \(W_B\).
Số lượng khối baffle được tính theo Phương trình 8.23:
$$N_B = \frac{W_{B2}}{1.5 y_1} = \frac{3.0}{1.5(0.348)} = 5.7 \approx 6$$
Chiều rộng và khoảng cách giữa các khối baffle được tính từ Phương trình 8.24. Trong trường hợp này \(W_{B2} = W_B\):
$$W_3 = W_4 = \frac{W_{B2}}{2N_B} = \frac{3.0}{2(6)} = 0.25\ \text{m}$$
Đối với thiết kế này, ta có 6 khối baffle rộng 0.25 m và 5 khoảng cách giữa chúng cũng 0.25 m. Phần còn lại 0.25 m được chia đôi và sử dụng làm khoảng cách giữa tường và khối baffle đầu tiên.
Tổng tỷ lệ bề rộng bị chắn bởi các khối baffle là 6(0.25)/3.0 = 50%, nằm trong khoảng chấp nhận được từ 40 đến 55 phần trăm.
Khoảng cách từ mặt hạ lưu của khối hướng dòng đến mặt thượng lưu của khối baffle là \(L_B / 3 = 3.2 / 3 = 1.1 m.\)
Đối với đập cuối (sill):
Chiều cao của đập cuối được cho bởi Phương trình 8.25:
$$h_4 = \frac{0.07 y_2}{C} = \frac{0.07(2.41)}{0.85} = 0.20\ \text{m}$$
Tổng chiều dài bể là: 5.4 + 3.2 + 3.8 = 12.4 m. Bể được minh họa trong bản vẽ dưới đây.
