HYRAULICZNE OBLICZENIA STOPNI KOREKCYJNYCH W DOLNYM STANOWISKU ZAPORY CZANIEC

Transkrypt

1 Gospodarka Wodna Nr. 5/00 Adam Józef KSEL Streszczenie HYRAULCZNE OBLCZENA STOPN KOREKCYJNYCH W DOLNYM STANOWSKU ZAPORY CZANEC W artykule przedstawiono hydrauliczne obliczenia działania progów korekcyjnych zrealizowanych w korycie odpływowym rzeki Soły poniżej wypadu zapory w Czańcu. Progi te jako nie konwencjonalne rozwiązanie korekcyjnych stopni w trapezowym przekroju koryta, stanowią obiekty wodne, które można łatwo wkomponować w krajobraz naturalnego środowiska a także dzięki ich opływowym ukształtowaniu oraz odwróconych nachyleniach dna wypadu wykazują wysoką efektywność hydraulicznego działania. Słowa kluczowe: stopnie korekcyjne, wypady o odwrotnym pochyleniu dna, regulacja potoków, koryta o trapezowym przekroju.. Wstęp Kaskada Soły składa się z czterech obiektów hydrotechnicznych tworzących zbiorniki wodne, przy czym trzy zlokalizowane są w korycie rzeki a jeden, służący do celów energetycznych, na górze Żar. tak: - jezioro Żywieckie jest najwyżej położonym zbiornikiem na rzece Sole i utworzone jest przez zaporę z elektrownią w Tresnej powstałą w latach , - jezioro Międzybrodzkie poniżej zapory w Tresnej utworzone jest przez zaporę w Porąbce która zrealizowana została w latach zaś elektrownia powstała w latach95-954, - jezioro na górze Żar jako górny zbiornik elektrowni szczytowo-pompowej powstałej w latach przy czym zbiornik dolny tej elektrowni stanowi jezioro Międzybrodzkie, - jezioro Czanieckie z zaporą w Czańcu, którą zrealizowano w latach Jezioro Czanieckie stanowi rezerwuar wody pitnej dla Górnośląskiego Okręgu Przemysłowego i Bielska-Białej. Jako element ujęcia wody dla potrzeb komunalnych, jest ono zatem objęte bezpośrednią strefą ochrony sanitarnej. Na zbiorniku nie prowadzi się w żadnej formie gospodarki związanej z hodowlą ryb oraz obowiązuje tu zakaz uprawiania sportów wodnych jako formy wykorzystania rekreacyjnego zbiornika. Pojemność retencyjna pełni tu również rolę zbiornika wyrównawczego przepływów w rzece Sole poniżej zapory w Czańcu. W roku 997 za wypadem zapory w Czańcu zaobserwowano już znaczne obniżenie dna koryta rzeki Soły osiągające wartość około metrów. Stało się to na skutek silnej erozji dennej koryta rzeki, która nie mogła być redukowana przez uzupełnienie rumowiska przenoszonego z górnego odcinka rzeki ponieważ nie pozwalała na to istniejąca zapora wodna. Taki stan rzeczy zagrażał w sposób bezpośredni zniszczeniem wypadu zapory a dalszej konsekwencji utratą stateczności samej zapory. Koncepcja realizacji odpowiednich stopni korekcyjnych w korycie odpływowym zapory w Czańcu oraz stosowne obliczenia hydrauliczne wykonane zostały na podstawie umowy o dzieło zawartej między Hydroprojektem Warszawa Sp zo.o. z siedzibą ul. Dubois 9,

2 00-8 Warszawa a dr inż. Adamem Kisielem. Na podstawie przedstawionego rozwiązania w postaci wykonania stopni korekcyjnych wkomponowanych na tym odcinku w trapezowy przekrój koryta rzeki Soły, Hydroprojekt Warszawa na zlecenie ODGW Kraków wykonał projekt techniczny (wykonawczy zaproponowanej modernizacji koryta odpływowego poniżej zapory w Czańcu.. Krótki opis techniczny przyjętego rozwiązania w postaci dwóch stopni korekcyjnych Na podstawie wstępnych obliczeń oraz danych wejściowych dostarczonych przez zleceniodawcę opracowana została koncepcja rozwiązania problemu bezpiecznego przepływu wody z górnego stanowiska zapory w naturalne odpływowe koryto rzeki Soły. W koncepcji tej założono realizację dwóch stopni korekcyjnych wkomponowanych w trapezowy przekrój poprzeczny rzeki w których dno wypadu posiadałoby odwrotne nachylenie w odniesieniu do kierunku przepływu wody. Koronę pierwszego stopnia przewidziano na rzędnej 90,70 m n.p.m. i pokrywać się ona miała z linią kończącą wypad zapory Czaniec (fot.. Fot. Widok korony pierwszego progu korekcyjnego [5] Przewidziano, że ściana progu od strony odpływu o pochyleniu : zagłębiona powinna być do rzędnej 87,50 m npm tworząc tym samym próg o wysokości P =,0 m. Na tej głębokości na długości 8, 0 m założono poziome ułożenie dna, począwszy od którego następować będzie wznoszenie się dna wypadu o stałym nachyleniu 0: aż do osiągnięcia rzędnej korony drugiego stopnia 89,00 m n.p.m. (rys.. Na odcinku odwrotnego nachylenia dna wypadu jego szerokość dna będzie zatem liniowo wzrastać od szerokości B = 45,4 m do szerokości B = 49,9 m równej długości korony drugiego progu. Szerokość B = 45,4 m wynikła z przewężenia dna w trapezowym korycie w którym przy zachowaniu nachylenia skarp bocznych koryta obniżone zostaje położenie jego dna. Między koronami obu progów przyjęto odległość równą 59,5 m. Ukształtowanie drugiego progu korekcyjnego założono identycznie jak progu pierwszego, przy czym położenie wysokościowe jego korony przelewu (89,00 m n.p.m. będzie o,70 m wyższe od rzędnej położenia dna koryta rzeki w odpływie (fot.. Założono, również, że dno poniżej drugiego progu będzie kształtowane przez naturę w zależności od potrzeby rozproszenia nadmiaru energii płynącego strumienia wody.

3 Fot. Na pierwszym planie widok korony drugiego progu korekcyjnego [5] Prezentowane w niniejszym artykule obliczenia stanowią hydrauliczną weryfikację przyjętej koncepcji rozwiązania problemu. Przeprowadzone one zostały dla dwóch podanych przez zleceniodawcę przepływów Q M =800 m /s i Q K =850 m /s przy których głębokości napełnień koryta odpływowego wyniosły odpowiednio H dm =,00 m i H dk =,50 m (rys. S. Wyniki obliczeń dla przepływu Q K =850 m /s podane zostały w nawiasach.. Obliczenia wysokościowego położenia linii energii nad odcinkiem koryta między projektowanymi progami W przekroju korony drugiego progu o szerokości B = 49,9m zastępcza głębokość krytyczna obliczona jak dla koryta prostokątnego jest równa: αq, 800 h = =,07m krp M g B 9,8 49,9 (,9m Parametr koryta trapezowego w tym przekroju wynosi: m,5 T h,07 0,84 B 49,9 = = ( 0,99 kr P w korycie trapezowym odniesionej do zastępczej głę- Stosunek głębokości krytycznej ( bokości krytycznej ( P obliczonej jak dla koryta prostokątnego jest równa: kr kr 0, 0, P 0,575T 0,575 0,84,05,05 ( + ( + h λ = = = 0,9696 Głębokość krytyczna ( h λ h 0,9696,07,97 m kr kr kr w korycie trapezowym zatem wynosi: = = (,09m ( 0,9684 Bezwymiarowa wartość wysokości energii krytycznej ( e kr w przekroju korony drugiego progu jest równa:

4 E e = = + = 0,9696 +,477 kr kr λ kr / / P T 0,84 0,9696 ( + ( λ + kr Rzeczywista wartość wysokości energii krytycznej ( E kr wyniesie zatem: E = e h =,477,07 4,5 m kr kr krp (,447 Rys. Szkic schematu obliczeniowego położenia linii energii nad odcinkiem koryta rzeki między projektowanymi progami [4] Hd K =,50m głębokości zatapia- Dla podanych głębokości napełnień koryta odpływowego przy przepływach i QK = 850 m / s odpowiednio równych Hd M =,00m i jące przelew drugiego progu są równe: QM = 800 m / s h = H,70 =,00,70 =,0 m ZM dm h = H,70 =,80 m ZK dk Współczynnik zatopienia przelewu przy wzniesieniu linii energii nad koronę przelewu równym H = E, wynosi: 0 kr h,0 Z M δ M = = 0,0 < 0,75 ( 0,40 < 0,75 Ekr 4,5 co oznacza że przelew działa jako niezatopiony (rys.. Dla μ = 0,7 wydatek przelewu drugiego progu korekcyjnego jest równy: μ 80,5 m / s ( QK 848,4 m / s Q = B + 0,8m h g E = 0,7 49,9 + 0,8,5,97 9,8 4,5,5,5 M kr kr zaś jednostkowy przepływ przez ten próg wynosi: 4

5 q M Q 800 B + 0,8mh 49,9+ 0,8,5,97 M = = kr 5m / sm q K 850 = 49,9 + 0,8,5,09 5,9m / sm Obliczony wydatek przelewu drugiego progu korekcyjnego potwierdza poprawność obliczonych uprzednio krytycznych wartości głębokości ( i energii ( kr E. 4. Obliczenie głębokości napełnienia ( h w międzyprogowym przekroju Zmniejszenie szerokości w dnie ( B koryta trapezowego skutkiem obniżenia jego dna o wartość dn =,50m przy zachowaniu stałego nachylenia skarp koryta m =,5 wynosi: B = B mdn = 49,9,5,50 45,4m Wartość zastępczej głębokości krytycznej ( o szerokości B = 45,4m jest równa: obliczonej jak dla koryta prostokątnego αq, 800 h = =,7m kr g B 9,8 45,4 (,40m Parametr ( T koryta trapezowego w tym przekroju wynosi: m,5 T h,7 0,58 B 45,4 = = ( 0,47 kr Natomiast wzniesienie linii energii ( E ponad dno obniżonego koryta jest równe: E E d 4,5,50 5,85 m = + + ( 6,0m kr N Wartość bezwymiarowa wzniesienia linii energii ( e wniesie zatem: E 5,85 e,795,7 = = (,7676 Bezwymiarowa głębokość nadkrytyczna ( λ wyznaczona będzie iteracyjnie ze wzoru: h λ = = e h kr λ ( + T λ i wyniesie: czyli λ =,795 ( + 0,58 λ λ 5

6 h λ =,66 (,69 Rys. Szkic schematu obliczeniowego do wyznaczenia maksymalnego napełnienia koryta rzeki na jej międzyprogowym odcinku oraz do określenia położenia linii energii przed pierwszym progiem korekcyjnym [4] Rzeczywista głębokość napełnienia ( h w przekroju (rys. jest równa: h λ h,66,7 5,4 m = = ( 5,56m kr 5. Obliczenie położenia linii energii w przekroju pierwszego progu W przekroju korony pierwszego progu o szerokości B = 55,m zastępcza głębokość krytyczna ( h kr P obliczona jak dla koryta prostokątnego jest równa: αq, 800 h = =,86m krp g B 9,8 55, (,98m Parametr ( T koryta trapezowego w tym przekroju wynosi: m,5 T h,68 0,55 B 55, = = ( 0,67 kr P 6

7 Stosunek głębokości krytycznej ( w korycie trapezowym odniesionej do zastępczej głębokości krytycznej ( P obliczonej jak dla koryta prostokątnego jest równa: h λ = = = 0,9744 kr kr 0, 0, P 0,575T 0,575 0,55,05,05 ( + ( + Głębokość krytyczna ( h kr w korycie trapezowym zatem wynosi: ( 0,97 h λ h 0,9744,86,79 m = = (,90m kr kr krp Bezwymiarowa wartość wysokości energii krytycznej ( e kr w przekroju korony drugiego progu jest równa: Ekr ekr = = λ kr + = 0,9744 +,495 / / 0,55 0,9744 P + T λ + kr Rzeczywista wartość wysokości energii krytycznej ( E kr wyniesie zatem: E e h,495,86 4,09 m = = ( 4,5m kr kr krp (,469 Dla głębokości napełnień koryta poniżej pierwszego progu odpowiednio równych h = 5,4m i ( 5,56m występujących przy przepływach QM = 800 m / s i QK = 850 m / s uwzględniając wysokość progu pierwszego P =,0m, głębokości zatapiające przelew pierwszego progu wynoszą: h h P 5,4,,m ZM = = = (,m Współczynnik zatopienia przelewu przy wzniesieniu linii energii nad koronę przelewu równym H = E, wynosi: 0 kr h, ZM δ M = = 0,54 < 0,75 ( 0,55 < 0,75 Ekr 4,09 co oznacza że przelew działa jako niezatopiony (rys.. Dla μ = 0,7 wydatek przelewu pierwszego progu korekcyjnego jest równy: μ 80,0 m / s ( QK 85,0 m / s Q = B + 0,8 m h g E = 0,7 55, + 0,8,5,79 9,8 4,09,5,5 M kr kr zaś jednostkowy przepływ przez ten próg wynosi: 7

8 q M Q 800 B + 0,8mh 55,+ 0,8,5,79 M = = kr,7m / sm q K Q 850 B + 0,8 m h 55, + 0,8,5,90 K = = kr 4,5m / sm Obliczony wydatek przelewu pierwszego progu korekcyjnego potwierdza poprawność obliczonych uprzednio krytycznych wartości głębokości ( i energii ( kr E. 6. Obliczenie głębokości sprzężonych odskoku hydraulicznego powstającego na odwrotnym pochyleniu dna wypadu trapezowego koryta [] 6. Obliczenie pierwszej głębokości sprzężonej odskoku hydraulicznego w przekroju na poziomym dnie wypadu o szerokości B = 45,4m Wskaźnik przewężenia ( W B dna koryta trapezowego jest równy: B 45,4 WB = = 0,8 B 55, Współczynnik prędkości ( ϕ wyrażający opory ruchu strumienia wody spływającego z pierwszego progu korekcyjnego: 0,0 ϕ ( 0,05W 0,0m 0,9 = B + = P 0,0,79 = ( 0,05 0,8 0,0,5 + 0,9 0,94,0 Wysokość położenia linii energii ( E 0 w górnym stanowisku pierwszego progu liczona od położenia dna obniżonego wypadu: E0 = Ekr + P 4,09 +,0 7,9 m ( 7,45m Przy uprzednio obliczonych wartościach w przekroju,7m (,40m T 0,58 ( 0,47 : Stosunek głębokości krytycznej ( w korycie trapezowym odniesionej do zastępczej głębokości krytycznej ( P obliczonej jak dla koryta prostokątnego jest równa: h λ = = = 0,9645 kr kr 0, 0, 0,575T 0,575 0,58,05,05 ( + ( + ( 0,96 8

9 Bezwymiarowa wartość położenia linii energii ( e 0 w górnym stanowisku pierwszego progu liczona od położenia dna obniżonego wypadu wynosi: E0 7,9 e0 = =, (,9 h,7 kr Parametr ( równy: T ϕ koryta trapezowego z uwzględnieniem współczynnika prędkości ( ϕ jest T 0,58 Tϕ 0,49 / / ϕ 0,94 = = ( 0,4 Parametr obliczeniowy ( kr ϕ λ wynosi: λ = = 0,547,05,05 ( + 0,575T ( + 0,575 0,49 ϕ krϕ 0, 0, ( 0,555 Bezwymiarowa wartość pierwszej głębokości sprzężonej ( λ odskoku hydraulicznego wyznaczona zostanie wzorem: λ h krϕ = = / aϕ ϕ 0 kr w którym: / ( ϕ ϕ A e e + ϕ λ ( ϕ ( A λ 0,06T 0,96 0,06 0,49 0,9896 = + = + ( 0,989 0,645 0,645 ϕ krϕ ekr = λkr + = 0,96 +,408 ϕ ϕ / / T ( + ( 0,49 0,96 ϕλ + krϕ (,98 ( ϕ ( a λ 0,575 0,006T 0,96 0,575 0,006 0,49 0,569 = = ( 0,5690 0,06 0,06 ϕ krϕ Zatem bezwymiarowa wartość pierwszej głębokości sprzężonej ( λ wynosi: h 0,96 λ = = 0,547 h 0,94 0,9896,5 0,94,408 + / 0,569 kr / ( ( 0,555 natomiast jej wartość rzeczywista jest równa: h λ h 0,547,7,79 m = (,88m kr Sprawdzenie poprawności obliczonej wartości bezwymiarowej pierwszej głębokości ( λ odskoku hydraulicznego dokonuje się przez obliczenie odpowiadającej jej wartości wysokości energii: 9

10 E e = = λ + = / λϕ ( + T λ = 0,547 +, e / 0 0,547 0,94 ( + 0,58 0,547 =,,904 e =,9 ( 6. Obliczenie drugiej głębokości sprzężonej ( h odskoku hydraulicznego na wznoszącym się dnie wypadu trapezowego koryta [], [] Bezwymiarowa wysokość energii w przekroju wystąpienia pierwszej głębokości sprzężonej odskoku hydraulicznego wynosi: E e = = λ + = 0,547 +,060 λ( + T λ 0,547( + 0,58 0,547 0 (,9999 Bezwymiarowa wartość drugiej głębokości sprzężonej ( λ odskoku hydraulicznego powstającego na poziomym dnie trapezowego koryta wyznaczona zostanie wzorem: h λ = = A e e a ( K w którym:,656,656 A = =,587 0,945 0,945 0,07 T 0,07 0,58 0, λkr +,8,8 ak = =,6 0,88 0,88 0,8 T 0,8 0,58 0, λkr + (,579 (,90 0,5 0,5 a = = 0,50 0,8T λ + 0,8 0,58 0,9645 +,489,489 kr ( 0,44 Zatem bezwymiarowa wartość pierwszej głębokości sprzężonej ( λ wynosi: h h a 0,50 λ = = A ( e e =,587 (,060,6,5448 (,588 K kr natomiast jej wartość rzeczywista jest równa: h λ h,5448,7 5,05 m = ( 5,0m kr 0

11 6. Sprawdzenie wartości funkcji odskoku od obliczonych bezwymiarowych wartości głębokości sprzężonych odskoku hydraulicznego Bezwymiarowa funkcja odskoku powstającego w korycie trapezowym posiada postać: λ u( λ = T λ T ( + λ ( λ Wartość funkcji odskoku obliczona od pierwszej bezwymiarowej głębokości sprzężonej odskoku ( λ wynosi: λ u( λ = ( Tλ λ + T λ = ( 0,547 = + ( + 0,58 0,547,88 0,547 0,58 0,547 6 ( + (,8604 Natomiast wartość funkcji odskoku obliczona od drugiej bezwymiarowej głębokości sprzężonej odskoku ( λ jest równa: λ u( λ = ( Tλ λ + T λ = (,5448 = + ( + 0,58,5448,8806,5448 0,58, ( + Równość wartości funkcji obliczonej od ( λ i ( λ oznacza że głębokości sprzężone odskoku hydraulicznego zostały wyznaczone prawidłowo. u ( λ u( λ (, Obliczenie drugiej głębokości sprzężonej ( h odskoku hydraulicznego w korycie trapezowym o poziomym dnie według empirycznej formuły A. J. Kisiela [] Druga głębokość sprzężona odskoku hydraulicznego powstającego w korycie trapezowym o poziomym dnie może być obliczona następującym empirycznym wzorem: h = h ε = λ h ε 0 0 kr w którym: 0,0 0,004 g P,5 H ε = ( 0,05WB 0,009 m 0,964 P B + 0,0 0,004,79,,5 ( 0,05 0,8 0,009,5 + 0,964 0,95, 45,4 ( 0,9554

12 dla: H g,79m,90m B = B = 45,4m przy: ϕ =,0 e = e0 =, (,9 Bezwymiarowa wartość drugiej głębokości sprzężonej odskoku hydraulicznego przy ϕ =,0 obliczona zostanie wzorem: h a a λ 0 = = A ( e ( 0 ek = A 0 e 0 0 ek0 h = = ( kr w którym:,656,656 A =, ,945 0,945 0,07 T 0, , λkr +,8,8 ak = =,6 0 0,88 0,88 0,8 T 0,8 0,58 0, λkr + (,579 (,90 0,5 0,5 a = 0,50 0,8T λ + = 0,8 0,58 0, ,489,489 kr ( 0,44 i wynosi: 0 0 ( a a 05 λ 0 = A e 0 e K = A 0 e 0 0 e K,587,,6,607 (,60 0 Jej wartość rzeczywista będzie zatem równa: h h ε λ h ε,607,7 0,95 5,08 m = = ( 5,0m 0 0 kr Obliczone wartości drugich głębokości sprzężonych odskoków hydraulicznych powstających podczas przepływów QM = 800 m / s i QK = 850 m / s są równe ich wartością obliczonym uprzednio. 6.4 Długość odskoku hydraulicznego powstającego w trapezowym korycie: Długość ( L0 odskoku hydraulicznego w trapezowym korycie o poziomym dnie jest równa: W 0,65 B + P L0 = h(,96m + 4,5 = h + P 0,65,79 0,8 +, = 5,05 (,96,5 + 4,5 40,m,79+, kr ( 4, m

13 Zredukowana długość ( L0 odskoku hydraulicznego powstającego na odwrotnie pochylonym dnie wypadu w trapezowym korycie wynosi: 0,65 0,65 L = L 0 0 0,808 m W 40, 0,808,5 / 0 + = + 6,0 m ( 7,0 m 7. Obliczenie głębokości napełnienia ( h w przekroju oraz wartości stopnia zatopienia odskoku hydraulicznego Odległość między przekrojami ( m i przy przepływie QM = 800 m / s wynosi + = natomiast długość wznoszącego się dna wypadu jest równa 45 m (rys.. Podniesienie dna wypadu ( d 0 od jego najniższego położenia w przekroju zatem wyniesie: d, N d0 = 8 8 0,9m Szerokość w dnie wypadu ( B w przekroju jest równa: N 0 B = B m d d = 49,9,5,50 0,9 48, m Wzniesienie linii energii od dna ( E w tym przekroju wyniesie: kr N 0 E = E + d d 4,5 +,50 0,9 4,9m Rys. Szkic schematu obliczeniowego do wyznaczenia długości odskoku hydraulicznego na odwrotnie nachylonym wypadzie, zredukowanej wartości drugiej głębokości sprzężonej odskoku oraz uzyskanego stopnia jego zatopienia [4] Wartość głębokości krytycznej ( h kr w przekroju jest równa: αq, 800 h = =,4m kr g B 9,8 48,

14 Parametr koryta trapezowego ( T zatem wyniesie: m,5 T = h =,4 0,954 B 48,0 kr P Bezwymiarowa wartość wysokości energii ( e w tym przekroju jest równa: E 4,9 e = =,5669,4 P Bezwymiarowa wartość głębokości napełnienia ( λ w przekroju wyznaczana jest iteracyjnie wzorem: h λ = = e P λ ( + Tλ i wynosi: czyli: h λ = =,5669 P λ ( + 0,954λ h λ = P,545 Jej wartość rzeczywista jest zatem równa: h = λ h =,545,4 4,5 m kr P Wartość drugiej głębokości sprzężonej odskoku hydraulicznego powstającego na odwrotnie pochylonym dnie wypadu ( W koryta trapezowego ulega redukcji i jej wartość można wyznaczyć następującą formułą empiryczną: ( ( ( ( h = h h + h d = W 0 = 5,05,79 / 0 +,79 0,9 4,0m Zatopienie odskoku hydraulicznego w przekroju σ h 4,5 = = h 4,0,06 Odległość między przekrojami z kolei ( m (rys.4 wyniesie: i przy przepływie QK = 850 m / s wynosi + = natomiast długość wznoszącego się dna wypadu jest równa 45 m. Podniesienie dna wypadu ( d 0 od jego najniższego położenia w przekroju wynosi zatem: d, N d0 = 8 9 0,97m 4

15 Szerokość w dnie wypadu ( B w przekroju jest równa: N 0 B = B m d d = 49,9,5,50 0,97 48, m Wzniesienie linii energii ( E od dna w tym przekroju wynosi: kr N 0 E = E + d d 4,5+,50 0,97 5,04m Wartość głębokości krytycznej ( h kr w przekroju jest równa: αq, 850 h = =,6m kr g B 9,8 48, Parametr koryta trapezowego ( T zatem wyniesie: m,5 T = h =,6 0,05 B 48,0 kr P Bezwymiarowa wartość wysokości energii ( E 5,04 e = =,5460,6 P e w tym przekroju jest równa: Bezwymiarowa wartość głębokości napełnienia w przekroju wyznaczona jest iteracyjnie wzorem: h λ = = e P λ ( + Tλ i wynosi: h λ =,67 h krp czyli h λ = =,5460 P λ ( + 0,05 λ Jej wartość rzeczywista jest zatem równa: h = λ h =,67,6 4,6m kr P Wartość drugiej głębokości sprzężonej odskoku hydraulicznego powstającego na odwrotnie pochylonym dnie wypadu ( W koryta trapezowego ulegnie odpowiedniej redukcji zgodnie z formułą empiryczną: ( ( ( ( h = h h + h d = W 0 = 5,0,88 / 0 +,88 0,97 4, m 5

16 Zatopienie odskoku hydraulicznego w przekroju σ h 4,6 = = h 4,,06 wynosi: 7. Zasięg spadania strumienia wody na dno międzyprogowego wypadu: L = 4,6μ E P+ 0,4E =,59 E P+ 0,4E S kr kr kr kr (,59 4,09, + 0,4 4,09 6,58 m ( 7,00m Rys.4 Szkic profilu przekroju podłużnego przez zaprojektowane stopnie korekcyjne [] poniżej wypadu zapory Czaniec [4] 8. Podsumowanie Hydrauliczne obliczenia działania stopni korekcyjnych przeprowadzone zostały również dla przyjętych zastępczych schematów, które zakładają prostokątne koryto o szerokości B = 45,4mz odwrotnie nachylonym wypadem jak w przypadku koryta trapezowego, oraz koryto prostokątne o średniej szerokości Bsr = 46,65m również z odwrotnie nachylonym wypadem. Przyjęcie takich schematów zastępczych możliwe było ponieważ napełnienia trapezowego koryta w przypadku przepływów obliczeniowych spełniały nierówność h/b< 0,. Wyniki obliczeń (w posiadaniu autora przeprowadzonych za pośrednictwem zastępczych schematów wykazały właściwe bezpieczeństwo działania projektowanych progów korekcyjnych. Koncepcja wykonania tych progów zakładała ich ukształtowanie (trwałe obłożenie w naturalnym kamieniu. Miało to na celu z jednej strony ich architektoniczne wkomponowanie w naturalne środowisko uzyskując tym samym określone walory krajobrazowe, zaś ze strony drugiej poprzez zwiększenie szorstkości stopni (fot. ich dodatkowe bezpieczeństwo działania. 6

17 Fot. Widok stopni wodnych od strony odpływu rzeki Soły oraz od górnego stanowiska zapory [5] ch prawie letnie nie naganne działanie potwierdza poprawność przyjętej koncepcji rozwiązania problemu obniżonego dna rzeki Soły poniżej wypadu zapory w Czańcu. Literatura [] KSEL A.: Hydrauliczne podstawy projektowania wypadów budowli hydrotechnicznych. Wydawnictwo Politechniki Częstochowskiej. Częstochowa 005. [] KSEL A.: Korekcyjny stopień wodny, Biuletyn Urzędu Patentowego P z dnia [] KSELA., KSEL J., MROWEC M., MALMUR R.: Obliczeniowe przykłady wymiarowania wypadów budowli hydrotechnicznych, pod redakcją A. Kisiela. Tom. Koryta o trapezowym przekroju poprzecznym oraz przewody kołowe. Wydawnictwo Politechniki Częstochowskiej. Częstochowa 008. [4] KSEL A., JEŻ P., CEBULSK R.: Hydrauliczne obliczenia zestopniowanego koryta Soły poniżej wypadu zapory Czaniec. Opracowanie końcowe. Politechnika Krakowska. Kraków 997 r. [5] FOTOGRAFE STOPN KOREKCYJNYCH zostały zaczerpnięte z nternetu: picasaweb.google.com/.../b_njzfrcrjrbva8rxjdzg

18 Prof. dr hab. inż. Adam Józef KSEL Politechnika Częstochowska Wydział nżynierii i Ochrony Środowiska nstytut nżynierii Środowiska Ul. Brzeźnicka 60 a 4-00 Częstochowa Prof. dr hab. inż. Adam Józef KSEL Stałe miejsce zamieszkania: Os. Tysiąclecia 5/ -60 Kraków Adres korespondencyjny: nstytut nżynierii Środowiska Ul. Brzeźnicka 60 a 4-00 Częstochowa Tel