側(cè)折流器對突擴(kuò)突跌摻氣減蝕的影響研究

王國輝，歐紅光

(中國電建集團(tuán)中南勘測設(shè)計研究院有限公司，湖南 長沙 410014)

0 引 言

高水頭深孔閘門一般均面臨兩個問題：高速水流下的空化問題和閘門止水問題[1～2]；采用突擴(kuò)突跌摻氣型式可較好的解決這兩個問題，一方面可以滿足摻氣減蝕的要求，另一方面有利于采用偏心鉸弧門同曲面液壓止水，保證閘門止水的安全可靠和優(yōu)良運(yùn)行。突擴(kuò)突跌摻氣減蝕的運(yùn)行原理是當(dāng)高壓水流經(jīng)過突擴(kuò)跌坎下泄時，形成射流，在兩側(cè)突擴(kuò)的邊壁之間和跌坎下方的底部形成空腔，側(cè)空腔和底空腔相連成為空氣通道，從而達(dá)到摻氣減蝕的目的。

鑒于突擴(kuò)突跌摻氣型式的優(yōu)勢，工程中諸多高水頭深孔閘門多采用此布置方式，例如龍羊峽泄洪底孔、東江二級泄洪放空洞、漫灣泄洪底孔等，突擴(kuò)突跌摻氣在工程中得到了很好的推廣與應(yīng)用。

1 突擴(kuò)突跌摻氣減蝕的問題及應(yīng)對措施

根據(jù)水工模型試驗(yàn)成果及原型觀測試驗(yàn)，高水頭作用下采用突跌突擴(kuò)摻氣，泄洪洞側(cè)壁以及底部可以形成穩(wěn)定連通空腔，摻氣減蝕效果較好；但是在低水頭作用下，側(cè)空腔較小，或被水花、水霧、水簾所遮蔽，基本上不能進(jìn)入空氣或卷入極小量空氣，跌坎下的底空腔也基本被回水充填，或形成橫軸漩滾，類似跌坎面流流態(tài)；另外，在形成完整空腔時的臨界狀態(tài)，時而為較完整的空腔，時而為面流流態(tài)，兩種水流流態(tài)交替反復(fù)。此兩種運(yùn)行工況下泄洪洞側(cè)壁、底部難以形成穩(wěn)定的連通空腔，通氣不暢，減蝕效果差，并且由于深孔閘門運(yùn)行水頭高、流速大，摻氣不充分極易發(fā)生空蝕破壞(見表1)。

表1 弧形閘門突擴(kuò)突跌摻氣減蝕工程實(shí)例

根據(jù)工程實(shí)踐運(yùn)行，發(fā)生空蝕破壞的主要原因是由于突擴(kuò)突跌摻氣型式不能適應(yīng)水力條件的要求，通氣不暢[3- 4]。因此，實(shí)際工程應(yīng)用中對弧門突跌突擴(kuò)摻氣減蝕設(shè)施進(jìn)行了大量水工模型試驗(yàn)、原型觀測，并從以下幾個方面進(jìn)行優(yōu)化：①壓力洞出口頂壓坡；②兩側(cè)突擴(kuò)寬度；③跌坎高度；④增設(shè)側(cè)摻氣坎(折流器)；⑤選擇合適的通氣孔位置及其尺寸。

本文主要通過江坪河水電站工程泄洪放空洞弧形工作門突擴(kuò)突跌式門槽水力學(xué)減壓模型試驗(yàn)，從水流流態(tài)、動水壓力以及水流空化特性等方面，對比分析折流器體型對突擴(kuò)突跌式摻氣減蝕的影響。

2 折流器對突擴(kuò)突跌摻氣減蝕的影響

江坪河水電站位于溇水上游河段，地處湖北省鶴峰縣走馬鎮(zhèn)，電站總裝機(jī)容量為450 MW，多年平均年發(fā)電量9.64億kW·h，年利用小時數(shù)2 142 h。樞紐工程由混凝土面板堆石壩、右岸泄水建筑物(包括2條進(jìn)口開敞式溢洪隧洞和1條泄洪放空洞)、左岸引水發(fā)電系統(tǒng)等建筑物組成。泄洪放空洞由進(jìn)水塔、有壓洞段、閘門豎井、無壓洞段及出口挑坎組成；有壓洞出口設(shè)置弧形工作弧門，工作弧門最大工作水頭105.14 m，最大泄量1 329 m3/s，出口流速高達(dá)33 m/s，運(yùn)行水頭和弧門后水流流速較高。

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

泄洪放空洞減壓模型按照重力相似準(zhǔn)則設(shè)計，減壓模型幾何比尺選為1∶30。泄洪放空洞有壓段出口頂板壓坡為1∶10.329，工作閘門孔口尺寸為6.0 m×6.0 m，其門座兩側(cè)突擴(kuò)0.5 m，門槽側(cè)擴(kuò)比Δb/b(孔寬)約為0.08，底部突跌1.2 m；折流器體型的寬度為0.3m，水平長度為5.452 m，相應(yīng)高度為4.8 m。

泄洪放空洞閘門豎井突擴(kuò)突跌式摻氣型式布置見圖1。

圖1 閘門豎井突擴(kuò)突跌式摻氣形式布置(單位：mm)

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1水流流態(tài)

工作弧門出口未設(shè)置折流器，在弧門全開工況下，閘孔自由出流水舌經(jīng)突擴(kuò)式門槽后逐漸向邊墻擴(kuò)散，在閘后底板和邊墻形成“三維”摻氣水流。庫水位400.00 m時，側(cè)空腔長度僅4.4 m；當(dāng)庫水位逐步升高至設(shè)計水位471.90 m時，側(cè)空腔長度逐步增大至8.3 m；側(cè)空腔后邊墻主流摻氣不明顯，存在清水帶形摻氣盲區(qū)，同時在邊墻產(chǎn)生爬升水翅現(xiàn)象。庫水位為471.90 m時，水流挑距約14.3 m；底部跌坎后可形成穩(wěn)定空腔，但空腔內(nèi)存在較嚴(yán)重的積水現(xiàn)象，且回水頻繁回溯至通氣孔內(nèi)造成部分堵塞，通氣不暢；當(dāng)庫水位降低至汛限水位459.70 m時，突跌坎后水舌挑距降至12.5 m以下，底坎水舌回落區(qū)開始逐步向上游前移，由于水舌交匯入射角較大，底空腔內(nèi)回水嚴(yán)重，通氣孔基本被回溯水體堵塞，不能形成穩(wěn)定而有效的摻氣底空腔，底部突跌摻氣坎不能正常運(yùn)行；庫水位進(jìn)一步降低至427.00 m及400.00 m時，在跌坎后開始形成漩滾淹沒流，門槽突跌底坎已喪失通氣和摻氣功能。

弧門出口加設(shè)折流器后，庫水位較低為400.00 m時，側(cè)空腔長度為7.4 m，增幅68.18%；庫水位從400.00 m升高至設(shè)計水位475.14 m時，邊墻側(cè)空腔平均長度從7.4 m逐步增大至15.2 m左右，與未加設(shè)折流器的設(shè)計體型相比，側(cè)空腔明顯變長，不同庫水位下增大幅度在3.0 m至7.0 m之間，且側(cè)空腔與邊墻交匯軌跡呈拋物線型，邊墻清水區(qū)范圍也明顯減小。庫水位高于450.00 m時，弧門跌坎后水舌挑距達(dá)約17.1～20.7 m，底空腔長度增大4.6～6.4 m，跌坎底空腔穩(wěn)定而基本無回水，通氣通暢；庫水位降低到450.00 m附近時，跌坎后水舌挑距近15.5 m，底空腔僅開始出現(xiàn)少量回水；與未加折流器體型相比，在邊墻折流器的收縮約束下，孔口底部出流水舌挑距也呈加長趨勢，底空腔長度明顯增大，回水幅度明顯減輕。

折流器對弧門門槽突擴(kuò)突跌后底空腔及側(cè)空腔長度的影響見表2。

表2 弧門門槽突擴(kuò)突跌后底、側(cè)空腔長度

2.2.2動水壓力

2.2.2.1 底板壓強(qiáng)分布

不同庫水位泄流時底板中心線上的壓力沿程變化規(guī)律基本相同，弧門跌坎后水舌回落底板形成沖擊區(qū)，動水壓力突然增大形成壓力峰值區(qū)，沖擊區(qū)下游壓力沿程變化逐漸平緩穩(wěn)定。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門跌坎后水流沖擊區(qū)的最大壓強(qiáng)分別為102.86、148.71 kPa和127.50 kPa，距離跌坎距離分別為11.45、14.30、16.55 m，水流回落區(qū)最大壓強(qiáng)發(fā)生的位置隨著庫水位升高而逐步向下游移動。不同特征水位下，沖擊區(qū)下游底板壓力均穩(wěn)定分布在32.82～55.32 kPa之間；庫水位為459.70 m和471.90 m時空腔內(nèi)距跌坎7.4 m處底部壓強(qiáng)在11.51～16.81 kPa之間，底空腔內(nèi)回水嚴(yán)重。

弧門出口加設(shè)折流器后，泄流時底板中心線上的壓力沿程變化規(guī)律與未加設(shè)折流器相同。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門突跌坎后水流沖擊區(qū)的最大壓強(qiáng)分別為86.76、84.62 kPa和77.04 kPa，距離跌坎距離分別為14.30、21.05、27.60 m。因此，弧門出口加設(shè)折流器后，跌坎水舌挑距增大，回落水舌與底板入射角減小，相同泄流工況下水流回落區(qū)的最大壓強(qiáng)比未設(shè)置折流器時均有所減小，見圖2～4。

圖2 泄洪洞底板壓強(qiáng)(庫水位471.90 m)

圖3 泄洪洞底板壓強(qiáng)(庫水位459.70 m)

圖4 泄洪洞底板壓強(qiáng)(庫水位427.00 m)

2.2.2.2 邊墻壓強(qiáng)分布

不同特征水位泄流工況下弧門突擴(kuò)式門槽下游邊墻均存在穩(wěn)定的側(cè)空腔，從圖5～7可以看出，距底板4.2 m處側(cè)墻側(cè)擴(kuò)水舌與邊墻交匯區(qū)由于沖擊作用其壓力也明顯增大，側(cè)空腔后邊墻壓力則急劇降低并沿程呈小幅度波動狀。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門突擴(kuò)后側(cè)墻水流沖擊區(qū)的最大壓強(qiáng)分別為41.29、37.56 kPa和54.03 kPa，距離跌坎距離分別為4.13、5.33、5.33 m。

在弧門出口布置寬0.3 m的折流器后，在突擴(kuò)式門槽下游邊墻形成上短下長的側(cè)空腔，不同特征水位泄流工況下，側(cè)擴(kuò)水舌與邊墻交匯區(qū)由于沖擊作用其壓力也明顯增大，側(cè)空腔后邊墻壓力則逐步降低并趨于穩(wěn)定。與未設(shè)置折流器體型相比，邊墻交匯區(qū)的沖擊壓力幅度均有所降低。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門突擴(kuò)后側(cè)墻水流沖擊區(qū)的最大壓強(qiáng)分別為17.00、10.38 kPa和20.27 kPa，降幅為58.83%、72.36%、62.48%；距離跌坎距離分別為5.33、9.53、9.53 m。

圖5 泄洪洞側(cè)墻壓強(qiáng)(庫水位471.90 m)

圖6 泄洪洞側(cè)墻壓強(qiáng)(庫水位459.70 m)

圖7 泄洪洞側(cè)墻壓強(qiáng)(庫水位427.00 m)

2.2.3水流空化特性

試驗(yàn)采用水流噪聲在高頻段的聲壓級增量(ΔSPL)及水流噪聲能量比值E/E0兩種水流噪聲的監(jiān)測和分析方式作為水流是否發(fā)生空化的判斷標(biāo)準(zhǔn)。根據(jù)試驗(yàn)情況，選取跌坎下游約10 m處測點(diǎn)分析折流器對突擴(kuò)突跌式摻氣型式水流空化特性的影響。

未加設(shè)折流器，當(dāng)庫水位為400.00 m時，測點(diǎn)在相似真空度狀態(tài)下的水流噪聲與背景噪聲比較，大于30 kHz高頻段的最大聲壓級增量為3.6 dB，小于非摻氣水流空化初生臨界判別下限值5.0 dB；當(dāng)庫水位升高至死水位427.00 m時，測點(diǎn)水流噪聲最大聲壓級增量升高至5.2 dB，開始超過水流初生空化臨界判別下限值；庫水位繼續(xù)升高至450.00 m，測點(diǎn)水流噪聲最大聲壓級增量升高至6.1 dB，水流噪聲能量比值2.98，均超過水流產(chǎn)生初生空化標(biāo)準(zhǔn)。因此在較高庫水位工況下弧門突跌坎后仍不能形成有效的空腔，水流無法進(jìn)行正常摻氣，綜合水流流態(tài)及噪聲結(jié)果判斷該測點(diǎn)附近存在初生狀態(tài)的空化水流。

加設(shè)折流器后，庫水位為427.00 m時，測點(diǎn)水流空化最大噪聲聲壓級差降低至4.5 dB，降幅為13.5%；庫水位上升至450.00～475.14 m，水流噪聲最大聲壓級增量4.5～4.8 m，最大降幅25%；水流噪聲能量比值1.91～1.93，最大降幅30.55%。因此，在弧門出口加設(shè)折流器后，水流空化噪聲聲壓級差、水流噪聲相對能量比值在水流產(chǎn)生初生空化范圍以內(nèi)，側(cè)向折流器可顯著改善突擴(kuò)突跌設(shè)施摻氣減蝕作用，弧門跌坎后底空腔內(nèi)基本無回水或回水較少，通氣孔補(bǔ)氣順暢，弧門附近水流沒有發(fā)生空化。

加設(shè)折流器與未加設(shè)折流器水流空化噪聲聲壓級差(ΔSPL)對比見表3。 相似真空度下水流噪聲相對能量比值見表4。

表3 水流空化噪聲聲壓級差(ΔSPL)對比

表4 相似真空度下水流噪聲相對能量比值(Em /E0)

3 結(jié) 論

對于高水頭深孔閘門，采用突擴(kuò)突跌式摻氣減蝕設(shè)施可較好的解決高速水流下的空化問題和閘門止水問題[5- 6]；加設(shè)折流器后，可明顯增加弧門后底空腔及側(cè)空腔長度，減小水流對底板、側(cè)墻的沖擊；改善通氣條件，降低發(fā)生水流空化的可能性。但由于泄洪深孔水頭較高，流速大，工程安全隱患相對較大；因此采用突擴(kuò)突跌摻氣減蝕設(shè)施時，需謹(jǐn)慎對待。泄洪深孔的摻氣減蝕措施應(yīng)通過水工模型試驗(yàn)深入研究，充分論證；同時借鑒原型運(yùn)行成功經(jīng)驗(yàn)，使之建立在可靠的基礎(chǔ)之上。