宽尾墩水流特性试验研究

郝红科, 韩红亮, 赵 英, 夏鹏飞, 杜 璇, 李 特

(杨凌职业技术学院, 陕西 杨凌 712100)

0 引 言

我国拥有极度丰富的水能资源,其储量雄居世界首位,由于国家飞速发展的迫切需要,对能源的需求亦随之愈趋强烈,作为一类可循环再生能源,水力资源必将为我国经济的可持续发展提供源源不断的动力[1]。

随着我国水利水电建设事业步伐的快速挺进,现代筑坝技术随之产生了飞速发展,各种新型的消能工型式也层出不穷,由于大坝修筑好之后,坝身上下游会形成较大的水位差,因此大坝的泄洪消能极为重要[2]。不同大坝由于其坝址区地势地形的不同,其泄洪消能设施的布置形式也有所差异,尤其是对于某些建设于特殊地势地形的大坝来说,泄洪消能设施的布置更是对整体工程提出了更高的设计与施工的难度要求。对大型水利工程采用挑流并运用下游衔接的深开挖水垫塘进行充分消能的探索,前人已有不少研究,如水垫塘内部水体的水力特性的其中一个关键方向是探索水舌在塘内的扩散性质,Albertson属于该领域的先驱,他于20世纪40年代就测量了射流在无限深度水垫塘内部的流速场分布及其衰减特征。本国科研工作者余常昭[3]、吴持恭相关人士亦针对有限水层厚度里面的射流衰减规律做了探究性试验,给出了水舌射进水垫后在水体当中速度的衰减规律,揭示了射流在有限深水体内部的衰减规律在射流区具有自模性,且符合高斯正态分布。黄种为,许多鸣[4-5]等运用二元自由淹没射流理论求解挑射水体对水垫塘底板的最大冲击作用力,以及根据实验结果得到了射流入射角度β=40°～50°区段的计算式。梁兴蓉[6-8]等对于消能塘底部壁面脉动压强分布规律的探索基本上都着重于射流冲击区。李乃稳[9-10]等对表孔泄流能力与宽尾墩体型之间的关系以及宽尾墩的水力特性进行了详细的研究。本文针对某水库的一系列实际工程问题,在分析与总结了以往工程类似经验的基础上,对该工程的泄洪消能问题进行了探讨和研究。针对其高水头、窄河谷以及下游水垫塘后大陡坡问题进行了全面的试验研究,从改善体型及工程实际角度出发,研究表孔宽尾墩尺寸、水垫塘底板高程及尾坎高度、底板时均压强等之间的关系,同时对其水力特性进行研究并提出了合理的表孔宽尾墩体型以及水垫塘布置型式与尺寸。

1 实验模型设计

工程属于Ⅲ等中型,拦河大坝为抛物线型碾压混凝土双曲拱坝,坝体基本呈对称布置,坝顶高程430.00 m,最大坝高为85 m,图1为模型整体照片。

图1 实验模型全景

模型按重力相似准则设计,本次试验模型为比尺为1∶50正态模型,各物理量的比尺如下:长度比尺:λL=50,流速比尺:λV=λL0.5=7.071,流量比尺:λQ=λL2.5=17 677.67 ,糙率比尺:λn=λL1/6=1.919。

试验之初通过一次试验分别在四个表孔增设不同出口宽度(B)的宽尾墩(即B=2.0 m、2.5 m、3.0 m、3.5 m),同步观察四种出口体型的水流流态,图2为水舌流态图。

图2 四种宽尾墩体型水流流态

实验观察发现2#孔(3.0 m)水舌形态为四表孔中最为良好的一个,1#孔(3.5 m)水舌纵向拉伸不明显, 3#孔(2.5 m)水舌“水翅”现象对比于4#孔(2.0 m)虽有所减弱,但是依然较为严重,故选取B=3.0 m作为表孔宽尾墩出口尺寸。

依据初始试验结果,选取五种体型几何尺寸组合的表孔宽尾墩以及水垫塘进行试验,每种体型分别进行了三种工况,体型几何尺寸如表1所示,试验工况如表2所示。实验过程中,采取在水垫塘底板钻设孔径为2 mm的小孔并连接透明测压管对该点的时均压强进行测量,如图3所示(图中测点编号字母表示测点断面,数字表示测点位置从右岸至左岸逐渐增大)。

表1 表孔出口宽度与水垫塘尾坎高度尺寸方案

表2 试验工况表

图3 水垫塘底板测压点布置图

2 时均冲击动压

关于下游水垫塘底板时均冲击动压过大的问题,拟初步采用宽尾墩对表孔水舌进行拉伸。本文将原表孔设计的出口弧面挑坎调整为具有1.36∶1坡度的直线段以便于其后增设宽尾墩,并同时对该坡度下未增设任何消能设施的情况进行试验观测与数据采集,以供加设宽尾墩后的消能效果对比验证。

时均冲击动压Pm的计算公式为:

Pm=(Pmax+Pmin)/2-ht

(1)

式中:Pmax、Pmin分别为测压管实测的最大、最小压力(单位:米水柱)。ht表示水舌上游静水区水深(单位:米水柱)。表3为各工况下体型Ⅰ各纵断面最大时均冲击动压的数值。

表3 各工况最大时均冲击动压

在水垫塘的设计当中,不仅需要关注其底板的最大冲击动压,同时还应该充分考虑冲击动压分布的梯度。过大的冲击动压梯度意味着剪切消能不够充分,而撞击动能过于集中;同时,过大的冲击动压梯度在某些状况下也可能在底板上产生很大的附加上举力。

图4是工况1情况下不同体型水垫塘底板最大时均冲击动压的分布立体图。从图中可以看出,体型Ⅰ出现了较大的冲击压强并大幅超过工程极限要求的15.0×9.81 kPa;冲击压强较大的区域十分集中,主要分布于X=10～15 m位置附近,这主要是因为表孔出口采用无收缩的自由跌落的型式,其出挑水舌呈连续的“卷帘”状形态,入水位置呈一直线,故而能量极为集中;而所有增设宽尾墩的体型其水垫塘时均冲击动压峰值区域均较为坦化,这是由于表孔宽尾墩使水流沿竖向与纵向充分拉伸,有效地实现了落水区域的多区域分散以及能量的重分布。

图4 工况1 各体型最大时均冲击动压分布立体图

图5为各体型水垫塘底板冲击动压纵断面分布对比图。体型Ⅱ是在体型Ⅰ调整表孔出口为具有一定坡度的直段的基础上,增设出口宽度为2.0 m的宽尾墩,即收缩比为1∶4(表孔闸墩出口宽度为8.0 m)。由图(a)可知:体型Ⅱ底板时均冲击动压较于体型Ⅰ虽有减小,但依然较大,表明单纯依靠表孔增设宽尾墩是无法从根本上解决本工程底板时均冲击动压过大的问题,但也验证了表孔宽尾墩对于减小底板时均动压具有明显作用,同时,可以观察到,由于设置宽尾墩的缘故,水垫塘底板最大冲击动压出现了较大幅度的向下游位置的移动,这是由于宽尾墩对水舌的拉伸扩散作用,使得水舌主流向下游位置移动所致。

体型Ⅲa相对于体型Ⅱ增设4.0 m高尾坎后的水垫塘底板时均冲击动压大幅减小,最大值为工况1时的9.36×9.81 kPa,各工况均不超过10×9.81 kPa,满足工程泄洪消能要求,如图5(b)所示。由图2可知因出口束窄过甚的缘故,表孔挑射水舌出现了较为强烈的“水翅”现象,随之产生的“雾化”将会是一个较为棘手的问题,尤其是其水垫塘尾部不远位置还设置有电站,这对表孔水舌提出了更高的要求。由于底板时均冲击动压不超过10×9.81 kPa,距离工程极限要求尚有较大余裕,这为表孔出口宽度的适量放宽创造了可能。

由图(c)可知,体型Ⅲc针对体型Ⅲa其表孔出口束窄过大造成较强的“水翅”现象,将表孔宽尾墩出口宽度调整为3.0 m后,底板时均冲击动压明显增大,工况1时最大为25.68×9.81 kPa,不满足泄洪消能要求。由于宽尾墩体型调整幅度已经相对较小,故而考虑从水垫塘着手,其一为降低水垫塘底板高度,但是此举无疑会大幅增加工程开挖方量,提高工程耗资;其二可以适当抬高尾坎高度,增大水垫塘“水垫”厚度,以实现减小冲击动压的目的。通过与体型Ⅲa的底板冲击动压对比发现,体型Ⅲc水垫塘最大冲击动压区域较为集中,这是由于宽尾墩出口宽度的增大,表孔水舌拉伸程度减弱,挑射水舌入水范围相对变窄所致;同时水垫塘底板最大冲击动压的位置也向上游位置移动,这是由于表孔宽尾墩束窄程度减弱,其出射水舌挑距减小所致。

从图(d)中可以看出,随着下游水垫塘尾坎高度的逐渐增高,水垫塘底板冲击动压呈现出逐渐降低的趋势,这是由于尾坎的抬高使得水垫塘内水深增加,从而使挑流水舌更好地得到了“水垫”的缓冲保护;同时,随着尾坎的逐渐增高,其冲击动压峰值区域也趋坦化,这同样是因为随着水垫塘内水深的增大,表孔水舌进入塘内以后的射程增加,进而由于水体的紊动使得水流的扩散作用进一步增强,从而使水舌最终达到底板时其具有较大冲击压强的水体与底板的接触面积增大,即实现了能量的有效分散。此外亦可知,对于同一宽尾墩出口宽度来说,水垫塘尾坎的高度的变化造成的最大冲击区位置没有出现较大的差异。

图5 工况1 各体型冲击动压纵向分布情况

3 泄流能力

李福田[11]等通过试验得出,泄水孔口增设宽尾墩后其过流通道里面的水体如果存在缓流流态就将削弱其泄水能力,故有必要对不同体型宽尾墩时表孔的泄流能力进行率定。表孔流量系数按常规堰流计算,公式为:

(2)

式中:Q测为根据矩形量堰实测流量,单位为m3/s;n为闸孔数目,取4;b为单孔控制断面宽度,其值取为8.0 m;H为表孔堰顶以上水头;g为重力加速度。

模型上游采用无侧收缩,矩形薄壁堰对来流量进行量测。图6为试验的四表孔敞泄时的水位～流量关系曲线。图7为四表孔敞泄时的水位～流量系数关系曲线。可以看到,低水位下,表孔泄流能力以及流量系数基本不随宽尾墩出口宽度的变化而变化;随着库区水位的继续增高,宽尾墩的尺寸开始对表孔泄流能力产生一定的影响。其总体变化趋势为:在水头达到一定高度后,当库区水位保持恒定的状况下,表孔的泄流能力以及流量系数均随着宽尾墩出口宽度的减小而呈现出逐渐减小的趋势;并且出口宽度越窄,其对表孔泄流能力的削弱能力愈趋明显;同时,也可以从图中观察得出,当宽尾墩出口宽度在3.0 m与3.5 m时,表孔的过流能力以及流量系数基本无任何差别。

图6 表孔水位～流量关系

图7 表孔水位～流量系数关系

分析出现上述情形主要是:当上游水头相对较小时,整个流道内水流流速较高,并且沿程水深相对较低,宽尾墩对水流的束窄作用尚不明显,其两侧边壁束窄所产生的激流冲击波的交汇点位于流道以外的空中区域,整个流道内均保持着急流流态;但是当上游水头达到一定高度后,随着上游库区水位的逐渐增高,流道内水深也逐渐增大,侧壁的束窄作用开始对水流产生较为显著的影响,两侧侧壁产生的冲击波交汇点逐渐向上游位置移动并进入流道内部,从而使流道内水面呈现先下凹后上凸的形态并最终使出口断面的弗劳德数小于1,亦即流道内出现缓流流态并对堰顶过水形成顶托作用,进而削弱表孔过流能力。宽尾墩出口宽度越窄,其侧壁对水流的束窄作用越强,越易在流道内形成缓流流态,对过流能力的影响也越显著;而当收缩比例(宽尾墩出口宽度除以表孔宽度)大于一定程度后(如宽尾墩出口宽度B=3.0 m),宽尾墩的侧壁收缩对于表孔水流的拉伸作用已经明显减弱,尤其是B=3.5 m时流道内甚至没有出现明显的两侧高、中间低的凹形水面形态,这说明流道内始终保持着急流流态,不影响表孔的过流能力。

4 结 论

本文通过对不同体型的表孔与水垫塘几何尺寸进行了各项水力学参数的采集测量以及数据分析,得出如下结论:

(1)相较于表孔完全不设置任何改变水流横向或者纵向形态的结构,宽尾墩实现了挑射水舌的纵向拉伸,使得水舌入水宽度大幅增加,入水单宽流量大幅减小,水流能量得到了较好地分散。

(2)水垫塘尾坎的抬高有助于在塘内形成有效的消能水垫,使表孔水舌跌落进入以后形成射流,并在其下潜过程中使速度迅速衰减,进而实现对水垫塘底板的保护。

(3)当宽尾墩出口尺寸束窄到一定宽度后,流道内可能形成缓流流态,进而在其内部形成水跃并对堰流造成顶托作用,最终导致过流堰泄流能力的降低。