寬尾墩水流特性試驗研究

郝紅科, 韓紅亮, 趙 英, 夏鵬飛, 杜 璇, 李 特

(楊凌職業技術學院, 陜西 楊凌 712100)

0 引 言

我國擁有極度豐富的水能資源,其儲量雄居世界首位,由于國家飛速發展的迫切需要,對能源的需求亦隨之愈趨強烈,作為一類可循環再生能源,水力資源必將為我國經濟的可持續發展提供源源不斷的動力[1]。

隨著我國水利水電建設事業步伐的快速挺進,現代筑壩技術隨之產生了飛速發展,各種新型的消能工型式也層出不窮,由于大壩修筑好之后,壩身上下游會形成較大的水位差,因此大壩的泄洪消能極為重要[2]。不同大壩由于其壩址區地勢地形的不同,其泄洪消能設施的布置形式也有所差異,尤其是對于某些建設于特殊地勢地形的大壩來說,泄洪消能設施的布置更是對整體工程提出了更高的設計與施工的難度要求。對大型水利工程采用挑流并運用下游銜接的深開挖水墊塘進行充分消能的探索,前人已有不少研究,如水墊塘內部水體的水力特性的其中一個關鍵方向是探索水舌在塘內的擴散性質,Albertson屬于該領域的先驅,他于20世紀40年代就測量了射流在無限深度水墊塘內部的流速場分布及其衰減特征。本國科研工作者余常昭[3]、吳持恭相關人士亦針對有限水層厚度里面的射流衰減規律做了探究性試驗,給出了水舌射進水墊后在水體當中速度的衰減規律,揭示了射流在有限深水體內部的衰減規律在射流區具有自模性,且符合高斯正態分布。黃種為,許多鳴[4-5]等運用二元自由淹沒射流理論求解挑射水體對水墊塘底板的最大沖擊作用力,以及根據實驗結果得到了射流入射角度β=40°～50°區段的計算式。梁興蓉[6-8]等對于消能塘底部壁面脈動壓強分布規律的探索基本上都著重于射流沖擊區。李乃穩[9-10]等對表孔泄流能力與寬尾墩體型之間的關系以及寬尾墩的水力特性進行了詳細的研究。本文針對某水庫的一系列實際工程問題,在分析與總結了以往工程類似經驗的基礎上,對該工程的泄洪消能問題進行了探討和研究。針對其高水頭、窄河谷以及下游水墊塘后大陡坡問題進行了全面的試驗研究,從改善體型及工程實際角度出發,研究表孔寬尾墩尺寸、水墊塘底板高程及尾坎高度、底板時均壓強等之間的關系,同時對其水力特性進行研究并提出了合理的表孔寬尾墩體型以及水墊塘布置型式與尺寸。

1 實驗模型設計

工程屬于Ⅲ等中型,攔河大壩為拋物線型碾壓混凝土雙曲拱壩,壩體基本呈對稱布置,壩頂高程430.00 m,最大壩高為85 m,圖1為模型整體照片。

圖1 實驗模型全景

模型按重力相似準則設計,本次試驗模型為比尺為1∶50正態模型,各物理量的比尺如下:長度比尺: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。

試驗之初通過一次試驗分別在四個表孔增設不同出口寬度(B)的寬尾墩(即B=2.0 m、2.5 m、3.0 m、3.5 m),同步觀察四種出口體型的水流流態,圖2為水舌流態圖。

圖2 四種寬尾墩體型水流流態

實驗觀察發現2#孔(3.0 m)水舌形態為四表孔中最為良好的一個,1#孔(3.5 m)水舌縱向拉伸不明顯, 3#孔(2.5 m)水舌“水翅”現象對比于4#孔(2.0 m)雖有所減弱,但是依然較為嚴重,故選取B=3.0 m作為表孔寬尾墩出口尺寸。

依據初始試驗結果,選取五種體型幾何尺寸組合的表孔寬尾墩以及水墊塘進行試驗,每種體型分別進行了三種工況,體型幾何尺寸如表1所示,試驗工況如表2所示。實驗過程中,采取在水墊塘底板鉆設孔徑為2 mm的小孔并連接透明測壓管對該點的時均壓強進行測量,如圖3所示(圖中測點編號字母表示測點斷面,數字表示測點位置從右岸至左岸逐漸增大)。

表1 表孔出口寬度與水墊塘尾坎高度尺寸方案

表2 試驗工況表

圖3 水墊塘底板測壓點布置圖

2 時均沖擊動壓

關于下游水墊塘底板時均沖擊動壓過大的問題,擬初步采用寬尾墩對表孔水舌進行拉伸。本文將原表孔設計的出口弧面挑坎調整為具有1.36∶1坡度的直線段以便于其后增設寬尾墩,并同時對該坡度下未增設任何消能設施的情況進行試驗觀測與數據采集,以供加設寬尾墩后的消能效果對比驗證。

時均沖擊動壓Pm的計算公式為:

Pm=(Pmax+Pmin)/2-ht

(1)

式中:Pmax、Pmin分別為測壓管實測的最大、最小壓力(單位:米水柱)。ht表示水舌上游靜水區水深(單位:米水柱)。表3為各工況下體型Ⅰ各縱斷面最大時均沖擊動壓的數值。

表3 各工況最大時均沖擊動壓

在水墊塘的設計當中,不僅需要關注其底板的最大沖擊動壓,同時還應該充分考慮沖擊動壓分布的梯度。過大的沖擊動壓梯度意味著剪切消能不夠充分,而撞擊動能過于集中;同時,過大的沖擊動壓梯度在某些狀況下也可能在底板上產生很大的附加上舉力。

圖4是工況1情況下不同體型水墊塘底板最大時均沖擊動壓的分布立體圖。從圖中可以看出,體型Ⅰ出現了較大的沖擊壓強并大幅超過工程極限要求的15.0×9.81 kPa;沖擊壓強較大的區域十分集中,主要分布于X=10～15 m位置附近,這主要是因為表孔出口采用無收縮的自由跌落的型式,其出挑水舌呈連續的“卷簾”狀形態,入水位置呈一直線,故而能量極為集中;而所有增設寬尾墩的體型其水墊塘時均沖擊動壓峰值區域均較為坦化,這是由于表孔寬尾墩使水流沿豎向與縱向充分拉伸,有效地實現了落水區域的多區域分散以及能量的重分布。

圖4 工況1 各體型最大時均沖擊動壓分布立體圖

圖5為各體型水墊塘底板沖擊動壓縱斷面分布對比圖。體型Ⅱ是在體型Ⅰ調整表孔出口為具有一定坡度的直段的基礎上,增設出口寬度為2.0 m的寬尾墩,即收縮比為1∶4(表孔閘墩出口寬度為8.0 m)。由圖(a)可知:體型Ⅱ底板時均沖擊動壓較于體型Ⅰ雖有減小,但依然較大,表明單純依靠表孔增設寬尾墩是無法從根本上解決本工程底板時均沖擊動壓過大的問題,但也驗證了表孔寬尾墩對于減小底板時均動壓具有明顯作用,同時,可以觀察到,由于設置寬尾墩的緣故,水墊塘底板最大沖擊動壓出現了較大幅度的向下游位置的移動,這是由于寬尾墩對水舌的拉伸擴散作用,使得水舌主流向下游位置移動所致。

體型Ⅲa相對于體型Ⅱ增設4.0 m高尾坎后的水墊塘底板時均沖擊動壓大幅減小,最大值為工況1時的9.36×9.81 kPa,各工況均不超過10×9.81 kPa,滿足工程泄洪消能要求,如圖5(b)所示。由圖2可知因出口束窄過甚的緣故,表孔挑射水舌出現了較為強烈的“水翅”現象,隨之產生的“霧化”將會是一個較為棘手的問題,尤其是其水墊塘尾部不遠位置還設置有電站,這對表孔水舌提出了更高的要求。由于底板時均沖擊動壓不超過10×9.81 kPa,距離工程極限要求尚有較大余裕,這為表孔出口寬度的適量放寬創造了可能。

由圖(c)可知,體型Ⅲc針對體型Ⅲa其表孔出口束窄過大造成較強的“水翅”現象,將表孔寬尾墩出口寬度調整為3.0 m后,底板時均沖擊動壓明顯增大,工況1時最大為25.68×9.81 kPa,不滿足泄洪消能要求。由于寬尾墩體型調整幅度已經相對較小,故而考慮從水墊塘著手,其一為降低水墊塘底板高度,但是此舉無疑會大幅增加工程開挖方量,提高工程耗資;其二可以適當抬高尾坎高度,增大水墊塘“水墊”厚度,以實現減小沖擊動壓的目的。通過與體型Ⅲa的底板沖擊動壓對比發現,體型Ⅲc水墊塘最大沖擊動壓區域較為集中,這是由于寬尾墩出口寬度的增大,表孔水舌拉伸程度減弱,挑射水舌入水范圍相對變窄所致;同時水墊塘底板最大沖擊動壓的位置也向上游位置移動,這是由于表孔寬尾墩束窄程度減弱,其出射水舌挑距減小所致。

從圖(d)中可以看出,隨著下游水墊塘尾坎高度的逐漸增高,水墊塘底板沖擊動壓呈現出逐漸降低的趨勢,這是由于尾坎的抬高使得水墊塘內水深增加,從而使挑流水舌更好地得到了“水墊”的緩沖保護;同時,隨著尾坎的逐漸增高,其沖擊動壓峰值區域也趨坦化,這同樣是因為隨著水墊塘內水深的增大,表孔水舌進入塘內以后的射程增加,進而由于水體的紊動使得水流的擴散作用進一步增強,從而使水舌最終達到底板時其具有較大沖擊壓強的水體與底板的接觸面積增大,即實現了能量的有效分散。此外亦可知,對于同一寬尾墩出口寬度來說,水墊塘尾坎的高度的變化造成的最大沖擊區位置沒有出現較大的差異。

圖5 工況1 各體型沖擊動壓縱向分布情況

3 泄流能力

李福田[11]等通過試驗得出,泄水孔口增設寬尾墩后其過流通道里面的水體如果存在緩流流態就將削弱其泄水能力,故有必要對不同體型寬尾墩時表孔的泄流能力進行率定。表孔流量系數按常規堰流計算,公式為:

(2)

式中:Q測為根據矩形量堰實測流量,單位為m3/s;n為閘孔數目,取4;b為單孔控制斷面寬度,其值取為8.0 m;H為表孔堰頂以上水頭;g為重力加速度。

模型上游采用無側收縮,矩形薄壁堰對來流量進行量測。圖6為試驗的四表孔敞泄時的水位～流量關系曲線。圖7為四表孔敞泄時的水位～流量系數關系曲線?？梢钥吹?低水位下,表孔泄流能力以及流量系數基本不隨寬尾墩出口寬度的變化而變化;隨著庫區水位的繼續增高,寬尾墩的尺寸開始對表孔泄流能力產生一定的影響。其總體變化趨勢為:在水頭達到一定高度后,當庫區水位保持恒定的狀況下,表孔的泄流能力以及流量系數均隨著寬尾墩出口寬度的減小而呈現出逐漸減小的趨勢;并且出口寬度越窄,其對表孔泄流能力的削弱能力愈趨明顯;同時,也可以從圖中觀察得出,當寬尾墩出口寬度在3.0 m與3.5 m時,表孔的過流能力以及流量系數基本無任何差別。

圖6 表孔水位～流量關系

圖7 表孔水位～流量系數關系

分析出現上述情形主要是:當上游水頭相對較小時,整個流道內水流流速較高,并且沿程水深相對較低,寬尾墩對水流的束窄作用尚不明顯,其兩側邊壁束窄所產生的激流沖擊波的交匯點位于流道以外的空中區域,整個流道內均保持著急流流態;但是當上游水頭達到一定高度后,隨著上游庫區水位的逐漸增高,流道內水深也逐漸增大,側壁的束窄作用開始對水流產生較為顯著的影響,兩側側壁產生的沖擊波交匯點逐漸向上游位置移動并進入流道內部,從而使流道內水面呈現先下凹后上凸的形態并最終使出口斷面的弗勞德數小于1,亦即流道內出現緩流流態并對堰頂過水形成頂托作用,進而削弱表孔過流能力。寬尾墩出口寬度越窄,其側壁對水流的束窄作用越強,越易在流道內形成緩流流態,對過流能力的影響也越顯著;而當收縮比例(寬尾墩出口寬度除以表孔寬度)大于一定程度后(如寬尾墩出口寬度B=3.0 m),寬尾墩的側壁收縮對于表孔水流的拉伸作用已經明顯減弱,尤其是B=3.5 m時流道內甚至沒有出現明顯的兩側高、中間低的凹形水面形態,這說明流道內始終保持著急流流態,不影響表孔的過流能力。

4 結 論

本文通過對不同體型的表孔與水墊塘幾何尺寸進行了各項水力學參數的采集測量以及數據分析,得出如下結論:

(1)相較于表孔完全不設置任何改變水流橫向或者縱向形態的結構,寬尾墩實現了挑射水舌的縱向拉伸,使得水舌入水寬度大幅增加,入水單寬流量大幅減小,水流能量得到了較好地分散。

(2)水墊塘尾坎的抬高有助于在塘內形成有效的消能水墊,使表孔水舌跌落進入以后形成射流,并在其下潛過程中使速度迅速衰減,進而實現對水墊塘底板的保護。

(3)當寬尾墩出口尺寸束窄到一定寬度后,流道內可能形成緩流流態,進而在其內部形成水躍并對堰流造成頂托作用,最終導致過流堰泄流能力的降低。