摻氣坎體型設(shè)計對溢洪道水力特性影響研究

程華進，王亞妮，徐 靜，樊 鑫

（1.淮安市水利勘測設(shè)計研究院有限公司，江蘇 淮安 223005；2.嘉禾項目管理淮安有限公司，江蘇 淮安 223001）

1 引言

溢洪道作為水工建筑中代表性泄流建筑[1,2]，其設(shè)計不僅需要考慮結(jié)構(gòu)靜力狀態(tài)，也不僅僅需要綜合考慮溢洪道動力響應(yīng)特征，溢洪道發(fā)揮水利功能的關(guān)鍵離不開防蝕消能，因而防蝕降沖設(shè)計較為重要。王康柱[3]、黃桂兵 等[4]為探討溢洪道結(jié)構(gòu)設(shè)計可靠性，采用CFD 等三維流場計算平臺，研究了溢洪道斷面上流速、壓強以及水面線等水力特征變化，從摻氣坎高度、挑角等因素開展設(shè)計研究對比。模型試驗不僅可以在滲流場分析中得到應(yīng)用，也可有助于溢洪道結(jié)構(gòu)體型設(shè)計，何志亞 等[5]借助水工物理模型試驗方法，開展溢洪道溢流階梯設(shè)計工藝、挑坎增設(shè)以及寬尾墩設(shè)計等試驗分析，從水工模型試驗結(jié)果研判溢洪道防蝕消能的設(shè)計合理性。本文為研究蓄能電站溢洪道防蝕消能構(gòu)件的布設(shè)方式，采用水工模型試驗方法開展了摻氣坎布設(shè)方案下溢洪道沿程氣相分布、壓強特征分析，為溢洪道摻氣坎截面體型設(shè)計提供依據(jù)。

2 模型試驗介紹

2.1 工程概況

西北清河抽水蓄能電站位于中國第一階梯與第二階梯交界位置，降水豐富，地表發(fā)育較多植被，水沙防護效果較佳。該抽水蓄能電站包括有攔水主壩、攔沙壩、泄洪洞以及溢洪道等水工建筑，圖1 為該蓄能電站溢洪道幾何設(shè)計剖面、平面圖。該溢洪道上游采用弧形壓桿式鋼閘門，占據(jù)主軸30 m，溢洪道全軸長為203.6 m，引水段與出水段高程差達56 m，溢流階梯坡度為25.94%，泄槽段均為均勻式臺階設(shè)計，尾渠段坡度較高，達40%，占據(jù)軸長58.6 m，進水口引渠段為30 m，敞口式體型，過渡段首級階梯未增設(shè)前置摻氣坎，在下游設(shè)置有挑流鼻坎構(gòu)件，利于下游消力池的防沖降能。作為清河抽水蓄能電站的關(guān)鍵工程，溢洪道安全運營離不開消能防蝕設(shè)計，工程管理部門考慮對該蓄能電站溢洪道的降能防蝕設(shè)計開展模型試驗研究。

圖1 溢洪道幾何設(shè)計剖面、平面圖

2.2 模型試驗

從蓄能電站溢洪道消能防蝕設(shè)計入手，上、下游河道高程分別設(shè)定至950 m、875 m，相似比尺為50，建立的室內(nèi)溢洪道物理模型如圖2 所示。按照模型試驗理論[2,5]，本試驗中流量比尺為8 000，所模擬的消力池主軸全長為20 m，寬度為2.8 m，池內(nèi)坡度1/0.45。

圖2 溢洪道物理模型

本模型試驗中主要研究溢洪道的降能防蝕體型設(shè)計，依據(jù)同類型溢洪道設(shè)計[6]，本試驗中共在溢流面上設(shè)置有四種不同的摻氣坎布設(shè)方式：A 方案為挑角10°、挑高為0.8 m 的摻氣坎布設(shè)在泄槽溢流段與尾渠段交界處；B 方案僅在A 方案的基礎(chǔ)上，改變了摻氣坎的挑高，為0.4 m；C 方案的摻氣坎設(shè)計為凸體截面，中部高度為0.8 m，兩端高度為0.4 m，使之體型為凸起坎；D 方案在B 方案的基礎(chǔ)，降低挑角為8°，且在坎底部設(shè)置槽深0.6 m，槽底為水平，長度為1.6 m，槽末端與溢流面底坡為圓弧相接；B～D三種設(shè)計方案如圖3 所示。各方案中溢流段臺階尺寸均為25 mm×16.67 mm，階梯數(shù)量為26，各方案中僅摻氣坎的布設(shè)方式有所區(qū)別。不僅于此，本試驗按照泄流量限值13 000 m3/s 的要求，分別設(shè)定研究方案中泄流量為4 000 m3/s、13 000 m3/s，試驗中基于模型試驗流量比尺進行相應(yīng)的換算。

圖3 B～D 三種典型設(shè)計方案

3 水工模型試驗結(jié)果分析

3.1 氣相分布特征

為探討不同摻氣坎布設(shè)方式下溢洪道水力特征，基于模型試驗監(jiān)測結(jié)果，經(jīng)處理后獲得四種不同摻氣坎布設(shè)方式下溢洪道沿程斷面氣相分布特征，如圖4 所示。

由圖4 氣相分布參數(shù)摻氣濃度值變化可知，D方案中摻氣濃度值水平最高，而A 方案下為最低；在泄流量4 000 m3/s 工況下，以斷面3 m 處為例，A方案中摻氣濃度值為14.5%，而B、C、D 三個改良方案下?lián)綒鉂舛戎递^之未改良前分別增大了71.1%、54%、121.6%，尤以D 方案下?lián)綒鉂舛戎邓皆鲩L最為顯著。根據(jù)沿程斷面摻氣濃度值計算，獲得A 方案中摻氣濃度均值為15.77%，而B、C、D 方案下濃度均值分別為26.1%、23.1%、32%。當泄流量增大至13 000 m3/s 后，四種方案中摻氣濃度值均有減小，如A 方案下濃度均值減少了72.7%，而B～D 三個方案中摻氣濃度均值分別減少了31.2%、34.9%、28.3%，即以A 方案下?lián)綒鉂舛戎凳苄沽髁坑绊懜鼮轱@著，泄流量的變化，在A 方案中更易于造成水工建筑空蝕破壞。不僅于此，在泄流量達到設(shè)計限值13 000 m3/s 后，B～D 三個方案中的濃度均值較之A方案下分別增大了3.2 倍、2.5 倍、4.2 倍，較之泄流量較低工況中，B～D 方案摻氣濃度與A 方案的差幅亦得到了增大，不同方案間氣相分布差異性加大。

圖4 溢洪道沿程斷面氣相分布特征

進一步分析氣相分布變化可知，不論是泄流量較低或較高時，在A 方案摻氣坎布設(shè)方案中，沿程斷面上摻氣濃度值均呈持續(xù)緩增變化，兩泄流量工況下斷面間平均增幅為4.7%、21.9%；而在B、C 方案中，沿程斷面摻氣濃度值呈“緩增-穩(wěn)定”兩階段變化，此兩類方案在斷面6 m 后趨于氣相分布穩(wěn)定；相比前三者方案，D 方案中沿程斷面摻氣濃度值具有“遞增-遞減-穩(wěn)定”的三階段特征，在溢洪道尾渠處呈氣相穩(wěn)定，且是從一個遞減的過程演化得到，水力勢能的釋放更具平穩(wěn)性，對溢洪道的防蝕保護更為有利[7]。當改變泄流量后，四種方案摻氣濃度值變化特征均未改變，表明泄流量不會影響摻氣坎布設(shè)方式下氣相變化特征。

3.2 壓強分布特征

圖5 為不同摻氣坎布設(shè)方式下沿程斷面時均壓強分布變化。分析圖中壓強變化可知，摻氣坎在溢洪道的布設(shè)方式差異，其沿程斷面時均壓強變化特征也有各異，但整體上壓強水平以A 方案為最高，而D 方案為最低；在泄流量4 000 m3/s 工況下，兩方案斷面間壓強差幅分布為0.71～1.83 倍，而斷面壓強均值差幅為1.13 倍，而B、C 方案斷面平均壓強較之A 方案的差幅為26.7%、67.4%。對比四種方案的壓強變化可知，A、B 方案沿程斷面壓強變化具有一致性，呈穩(wěn)定遞增狀態(tài)，在圖7（a）中兩斷面間壓強平均增幅分別為6.2%、4.8%；C 方案斷面壓強呈“遞增-遞減“變化，峰值壓強位于斷面5 m 處，達192.9 kPa；D 方案中斷面壓強變化較之C 方案多了一個穩(wěn)定段，在斷面8～10 m 區(qū)內(nèi)壓強呈穩(wěn)定狀態(tài)，而同樣在斷面5 m 處具有峰值斷面，達158.7 kPa。從四種方案下壓強分布可知，D 方案下不僅壓強量值水平較低，且壓強分布變化對下游水工建筑的消能降沖更具可靠性，動水沖擊勢能更弱[4]。

圖5 沿程斷面時均壓強分布變化

當泄流量增大至13 000 m3/s 時，四種方案下時均壓強量值對比上仍保持較為一致，以A、D 方案下為最高、最低，總體上各方案的壓強量值較之前一泄流量工況下均有提高，A～D 四個方案中壓強均值分別提高了51.8%、36%、30.5%、23.3%。另一方面，主要差異在于沿程斷面壓強分布變化：B 方案中沿程斷面壓強呈“遞增-穩(wěn)定”狀態(tài)，而 C 方案出現(xiàn)了“雙增幅”段特征，D 方案下壓強分布變化仍與泄流量4 000 m3/s 工況下保持一致。分析認為，泄流量增大，A～C 三種摻氣坎布設(shè)方案下時均壓強分布變化都發(fā)生了改變，而D 方案下?lián)綒饪膊荚O(shè)有助于增大空腔，減緩水力勢能的沖擊，其時均壓強分布變化在高泄流量工況中仍保持一致。綜合分析可知，四種摻氣坎布設(shè)方案中，D 方案開挖深槽、降低挑角，對該溢洪道的水工消能防蝕更有優(yōu)勢。

4 結(jié)論

（1）A、D 方案分別為摻氣濃度值最低、最高，增大泄流量后，A 方案氣相分布變化受影響更顯著；四種摻氣坎布設(shè)方案下沿程斷面摻氣濃度值變化具有差異性，以D 方案摻氣濃度值變化更為契合消能防蝕；泄流量改變，同一方案下氣相分布變化特征不變。

（2）A、D 方案的時均壓強分別為最高、最低，在泄流量4 000 m3/s 工況下，兩方案斷面壓強均值差幅為0.71～1.83 倍；D 方案下沿程壓強在斷面8～10 m具有穩(wěn)定狀態(tài)，減弱動水沖擊效果更好；泄流量增大，A～C 三種方案沿程壓強分布變化均與低泄流量下有所差異，而D 方案下保持一致。

（3）綜合考慮四種方案下模型試驗結(jié)果，認為D方案坎槽式設(shè)計對水工消能防空蝕更有優(yōu)勢。