河口村2号泄洪洞工作门突扩突跌方案试验研究

刘刚森 武彩萍 宋倩 王嘉仪

（1.河南大学，河南 开封 475001；2.黄河水利科学研究院，河南 郑州 450003；3.河南省白沙水库管理局，河南 许昌 461670）

1 工程概况

河口村水库位于黄河一级支流沁河的最后一段峡谷出口处，是控制沁河洪水、径流的关键工程，也是黄河下游防洪工程体系的重要组成部分。枢纽由混凝土面板堆石坝、泄洪洞、溢洪道及引水发电系统等建筑物组成，混凝土面板堆石坝最大坝高122.5。河口村水库泄水建筑物包括一座溢洪道和两条泄洪洞，2号泄洪洞为高位洞，进口底板高程210m，2号泄洪洞工作突跌突扩方案，弧形工作门尺寸为7.5m×8.2m。工作门后跌坎高度为1.8m，左右两侧各突扩0.75m，坎下设置1：10的陡坡，洞宽9.0m，陡坡与龙抬头衔接，龙抬头末端设一高度为1.0m的跌坎，洞身为城门洞型，洞身断面尺寸为9.0m×13.5m。在龙抬头段桩号0+075.0m处设置一道B型掺气坎，即挑坎与跌坎组合型掺气坎，并分别在洞身桩号0+270.28m、0+370.28m、0+470.28m处设置三道C型掺气坎，即挑坎与通气槽组合型掺气坎。泄洪洞挑流鼻坎为连续式，挑角为28度，反弧半径为55m。泄洪洞工作门突跌突扩方案布置如图1。

3 试验成果

3.1 泄流能力

图2 模型实测泄洪洞水位流量关系曲线

图1 泄洪洞工作门突跌突扩方案布置图

2 模型设计

模型按重力相似准则设计，几何比尺Lr=35，相应的其他主要物理量比尺寸为：流量比尺Qr=Lr5/2=7247，流速比尺Vr=Lr1/2=5.92；糙率比尺Nr=Lr1/6=1.81；时间比尺Tr=Lr1/2=5.92。

试验对泄洪洞闸门全开时的水位流量关系进行了量测，同时对事故门井水位进行了量测，结果如图2。可以看出，试验值大于设计值，泄量满足设计要求。根据试验资料反求流量系数见1，模型实测综合流量系数与典型的短压力进水口流量系数一致，从泄流量看，进口压力段体型的设计尺寸是合理的。

表1 特征洪水泄洪洞综合流量系数

3.2 水流流态

图3 进口底板压力分布图

图4 进口侧墙压力分布图

图5 进口顶板压力分布图

图6 洞身低板压力沿程分布图

结果表明，高速水流出闸孔后形成射流，一方面，在跌坎下方形成底空腔；另一方面，水流因边壁侧扩而横向扩散与两侧边壁间形成侧空腔；侧扩射流在门座不远处再次触壁后，冲击水流沿墙向上窜起形成水翅，向下在空腔内形成水帘，沿两侧壁落入底板。在射流界面上，由于流体的紊动而发生水气交换，形成掺气。由于射流水舌与底板夹角较大，水流冲击底板产生较大的反向上溯水流，汛限水位238m时，回流可以达到跌坎处，即底空腔充满水体，无法掺气。在设计洪水（库水位275m）时，底空腔也有回水存在，底空腔的有效长度只有水舌底缘长度的30%，通气孔被淹没，主要通过侧空腔供气。在校核洪水（库水位285.45m）时，底空腔的有效长度只有水舌底缘长度的32%~47%，通气孔处于淹没和半淹没交替状态，主要通过侧空腔供气。由于射流水舌和底板夹角较大，不仅在水流冲击点产生较大的反向水流，同时观测到在水流冲击区有一股水流向上翻起，导致龙抬头上段水面上下波动。

3.3 压力分布

试验量测泄洪洞进口段压力如图3~图6，在泄洪洞进口压力流段，泄洪洞各部位压力分布均匀，且为正压。水流出闸室后，闸下底板陡坡段所测压力均为正压，由于射流冲击底板，压力起伏变化较大，在跌坎下游有明显的峰值，峰值位于跌坎下游12m~34m范围内。由于突扩跌坎后侧扩射流冲击侧墙，产生清水区。清水区内流线折射，导致局部压力降低，形成低压区。另外，在泄洪洞龙抬头末端跌坎以及洞身三级掺气坎坎后底板上因射流水舌的冲击，水舌下产生局部负压，负压值较小，水舌冲击区短距离内压力迅速增至最高，而后沿程衰减接近下游水深。

3.4 流速分布

试验对洞身不同断面流速进行了量测，结果表明，水流出孔口后，洞身各断面流速分布均为中垂线流速略大于两侧，在龙抬头段断面平均流速沿程增加，龙抬头段末端以下，洞身各断面平均流速沿程减小。在校核洪水时，洞身各断面平均流速大于30m/s，在桩号0+279.28m以上洞身各断面平均流速均大于35m/s。

图7 掺气坎体型细部尺寸

3.5 掺气坎掺气效果分析

该方案在龙抬头段桩号0+075.0m处设置一道B型掺气坎，即挑坎与跌坎组合型掺气坎，并在洞身桩号 0+270.28m、0+370.28m、0+470.28m处设置三道C型掺气坎，即挑坎与通气槽组合型掺气坎，三道C型掺气坎的尺寸相同，掺气坎尺寸如图7。

试验对不同特征水位下各级掺气坎的掺气浓度进行了量测，结果见图8，在库水位275m以上，工作门突跌突扩掺气坎至龙抬头段掺气坎（0+075m）之间近底层水流掺气浓度沿程逐渐减少，但其掺气浓度均大于3%，龙抬头段掺气坎至龙抬头末端该段水流近底掺气浓度较其它部位都大。但掺气坎下游为一反弧段，反弧段由于有离心力作用使气量的逸离加剧，掺气浓度沿程衰减幅度大，至龙抬头末端，即坎下75m断面掺气浓度迅速下降至3%以下。龙抬头末端跌坎下的最大近底层掺气浓度为13.1%，至坎下80m断面掺气浓度降至3%以下。洞身第1级掺气坎坎下的最大近底层掺气浓度为9%，至坎下60m断面掺气浓度降至3%以下。洞身第2级掺气坎坎下的最大近底层掺气浓度为7.5%，至坎下60m断面掺气浓度降至3%以下。洞身第3级掺气坎坎下10m断面掺气浓度达到3.3%，其余部位掺气浓度均在3%以下。从各掺气坎的掺气浓度分布来看，龙抬头末端及洞身三级掺气坎的保护长度相对较小，建议修改掺气坎体型以增加其保护长度。

图9为龙抬头段各断面掺气浓度沿水深分布，可以看出，由于洞内流速较大，一方面从水流表面进行掺气，水流底部主要靠掺气设施进行补气，各断面水流表面掺气浓度都比较大，而底部掺气浓度则随着与掺气坎距离远近发生较大的变化，距离掺气坎越远，断面底部掺气浓度衰减的越快。

3.6脉动压力特性

试验分别对水舌冲击部位、洞身负压区及挑流鼻坎等部位的脉动压力进行了量测，比较几个部位的测点，脉动压力强度在水舌冲击区相对较大，库水位285.43m时水舌冲击区的脉动强度最大，最大脉动压力均方根约为3.32m水柱，脉动压力强度系数达到0.05，其次在侧墙水流脱流区，脉动压力均方根约为2.36m水柱，脉动压力强度系数达到0.036。

引起压力脉动的涡旋结构仍以低频为主，各测点水流脉动压力优势频率范围均在0.01～1.70 Hz(原型)之间，能量相对集中的频率范围均在2 Hz以下，即各测点均属于低频脉动。水流脉动压力概率分布接近正态。

图8 掺气坎后近底层掺气浓度沿程分布

图9 龙抬头掺气坎下游不同断面掺气浓度沿垂线分布

4 结论与建议

经过对泄洪洞工作突跌突扩方案试验研究可知，该方案泄洪洞的泄流能力满足设计要求，从泄洪洞的泄流量及进口段压力分布看，进口压力段体型设计及工作门尺寸是合理的。引起压力脉动的涡旋结构以低频为主，水流脉动压力概率分布接近正态。但闸门出口射流水舌底空腔内存有水体，淹没通气孔，减小底空腔的有效高度和长度。水舌底空腔不稳定及侧空腔水翅等导致龙抬头上段水流波动剧烈。建议对工作门出口的突跌突扩尺寸以及龙抬头段上段底板体型进行进一步优化。从各掺气坎的掺气浓度分布来看，龙抬头末端及洞身三级掺气坎的保护长度相对较小，建议修改掺气坎体型以增加其保护长度。

［1］武彩萍,李远发,等.河口村水库2号泄洪洞水工模型试验报告.黄河水利科学研究院,2011.3.