大渡河過飽和溶解氣體原型觀測研究

鄒 琴，劉四華，黃 翔，楊 軍，顧 洋，王振華，馮鏡潔*，李 然，李克鋒

(1.四川大學(xué) 水力學(xué)與山區(qū)河流開發(fā)保護國家重點實驗室，四川成都610065；2.國電大渡河流域水電開發(fā)有限公司，四川成都610041；3.國電大渡河大崗山發(fā)電有限公司，四川雅安625400)

近年來中國建成并運行了一大批高壩，在發(fā)揮重大供電、防洪、灌溉效益的同時也帶來了一些生態(tài)環(huán)境問題。其中之一即是高壩泄洪時，摻氣水流進入消力池底部，在高壓作用下氣體溶解于水體，相對于大氣壓來說達到總?cè)芙鈿怏w（total dissolved gas，TDG）過飽和，而溶解氣體析出緩慢，TDG過飽和的影響將維持較長河段，由此可能導(dǎo)致下游魚類患氣泡病甚至大規(guī)模死亡[1]。

20世紀60年代，美國在哥倫比亞河及其支流蛇河上發(fā)現(xiàn)大壩泄水引起TDG過飽和進而導(dǎo)致魚類患氣泡病死亡的現(xiàn)象，隨后美國陸軍工程兵團布設(shè)了現(xiàn)場監(jiān)測網(wǎng)絡(luò)，華盛頓大學(xué)等機構(gòu)開展了持續(xù)的過飽和TDG現(xiàn)場監(jiān)測分析[2]。中國最早在20世紀80年代葛洲壩泄水下游發(fā)現(xiàn)溶解氧（dissolved oxygen, DO）過飽和導(dǎo)致暫養(yǎng)艙魚類規(guī)模性死亡現(xiàn)象[3]，而后在三峽、溪洛渡等電站泄水下游都發(fā)生過大規(guī)模魚類患氣泡病死亡事件[4]。長江水產(chǎn)所、長江三峽公司等機構(gòu)對葛洲壩、三峽電站開展了DO的現(xiàn)場監(jiān)測[5-6]。四川大學(xué)自2006年起對二灘、三峽、瀑布溝等電站開展了持續(xù)的過飽和TDG現(xiàn)場觀測[7-8]。

基于原型觀測數(shù)據(jù)，美國陸軍工程兵團[9]最初提出僅與流量相關(guān)的壩下過飽和TDG生成經(jīng)驗公式。Roesner等[10]對泄洪生成TDG的物理機制開展分析，建立了適用于底流消能的過飽和TDG生成機理模型。Witt等[11]分析了哥倫比亞河中游Grand Coulee等7個大壩壩下TDG生成與下游水深、泄水流量和發(fā)電流量的關(guān)系，并對每個電站率定了經(jīng)驗系數(shù)。Li等[12]對挑流消能中摻氣水流的運動過程分析，將TDG生成概化為消力池內(nèi)氣體過溶及消力池出口處瞬間釋放的兩個過程，建立了高壩挑流消能過飽和TDG生成預(yù)測機理模型。Lu等[13]將泄洪水舌的空中運行過程納入分析，考慮摻氣水流在消力池內(nèi)滯留時間的影響，進一步完善了高壩泄洪TDG生成預(yù)測模型。為了更好捕捉泄洪過程的水動力學(xué)特性和傳質(zhì)特性，發(fā)展起了紊流數(shù)學(xué)模型。Urban等[14]將水墊塘和下游尾水分為主流區(qū)、回流卷吸區(qū)和下游尾水區(qū)，建立氣體運輸物理模型，考慮氣泡聚并影響計算TDG飽和度。Politano等[15]進一步考慮壓力引起的氣泡尺寸的變化，建立氣泡密度方程，提出3維水氣兩相流模型，在水面線計算穩(wěn)定的流場中加入輸運方程計算溢流壩的過飽和TDG生成。Ma等[16]提出新的氣泡粒徑組成，對挑流消能高壩泄洪生成的過飽和TDG開展水氣兩相流模擬。雖然預(yù)測模型得到長足發(fā)展，但各個模型中關(guān)鍵參數(shù)的確定嚴重依賴于原型觀測成果，甚至不同大壩率定得到的參數(shù)也不同。

美國陸軍工程兵團[9]基于監(jiān)測數(shù)據(jù)分析提出TDG釋放過程服從一階動力學(xué)反應(yīng)，認為水深和流速是影響釋放系數(shù)的主要因素，并給出關(guān)鍵參數(shù)釋放系數(shù)的估算方法。馮鏡潔等[7,17]基于雅礱江等9條河流的原型觀測資料，修正了釋放系數(shù)的估算公式。Ma等[18]針對泄洪的非恒定流特征，建立了過飽和TDG一維非恒定流釋放預(yù)測模型。Perkins等[19]為了模擬壩下的TDG分布，建立了過飽和TDG釋放的平面2維模型MASS2。為了反映水流交匯影響下的TDG分布，Shen等[20]建立了深度平均平面2維模型?？紤]深水庫內(nèi)過飽和TDG輸運的垂向分布特征，F(xiàn)eng等[21]提出了橫向平均立面2維的過飽和TDG釋放預(yù)測模型。Huang等[22]通過耦合氣泡夾帶模型和歐拉兩相流模型，建立了以卷吸區(qū)域氣泡大小為唯一參數(shù)的釋放預(yù)測模型，再現(xiàn)了大渡河銅街子電站泄洪觀測的TDG分布。確定這些釋放預(yù)測模型涉及的關(guān)鍵參數(shù)，也基本依賴于類比典型河流的原型觀測結(jié)果。

總的來說，隨著學(xué)者們對過飽和TDG生成、釋放過程的持續(xù)研究，預(yù)測模型和方法已發(fā)展得較為精細，但眾多方法的預(yù)測精度，均受制于其中需依賴原型觀測成果率定的參數(shù)取值精度。原型觀測是反映大壩泄水導(dǎo)致的TDG過飽和程度的最直觀手段。鑒于現(xiàn)場觀測具有一定的偶然性和不確定性，泄洪運行組合的豐富程度將影響相關(guān)預(yù)測模型的精度以及減緩措施的有效性。本文基于對水電站A的3年汛期過飽和TDG原型觀測數(shù)據(jù)，對過飽和TDG生成釋放特性與高壩泄水特性的關(guān)系展開研究，并開展減緩措施的分析和討論，多年期的觀測成果豐富了高壩泄洪過飽和TDG生成釋放原型觀測內(nèi)容，為進一步探究過飽和TDG機制和減緩措施的研究提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和技術(shù)支撐，對水電開發(fā)河流的水生態(tài)保護具有重要意義。

1 觀測點位布置與方法

水電站A位于大渡河干流，混凝土雙曲拱壩的最大壩高210 m，正常蓄水位1 130 m，防洪限制水位1 123 m。泄洪建筑物由壩身4個深孔和右岸1條開敞式進口無壓泄洪洞組成，均采用挑流消能。泄洪洞可控泄，深孔僅啟閉兩種方式。

作者于2016—2018年每年汛期對水電站A庫尾至水電站C庫尾約78 km大渡河干流河段及主要支流河口開展觀測，共15個觀測斷面，見圖1和表1。觀測因子包括TDG飽和度、水溫、當?shù)卮髿鈮?。所有因子均采用美國Pentair公司生產(chǎn)的Point Four TGP測定儀，TDG飽和度測量范圍為0～200%，分辨率為1%，精度為±2%；水溫的測量范圍為-20～40℃，分辨率為0.1℃，精度為±0.2℃；大氣壓測量范圍為0～191 984 Pa，分辨率為133 Pa，精度為±2 000 Pa。

圖1 觀測斷面設(shè)置Fig.1 Setting of observation section

表1 觀測斷面情況Tab.1 Observation section

2 觀測結(jié)果與分析

2.1 過飽和TDG生成情況與分析

已有研究表明，泄洪消能方式、泄洪流量、上下游水位等因素可能影響過飽和TDG的生成[23]。利用觀測數(shù)據(jù)分析過飽和TDG生成與典型影響因素的關(guān)系，并討論3年觀測期的過飽和TDG年際變化。

2.1.1 過飽和TDG生成與泄水方式的關(guān)系

水電站A的泄洪建筑物包括壩身4個深孔和右岸1條開敞式進口無壓泄洪洞。在3年觀測期間，已測得單深孔泄洪、雙深孔泄洪、泄洪洞泄洪、單深孔與泄洪洞聯(lián)合泄洪等多種泄水方式。對比接近流量條件下不同泄洪孔口運行方式生成TDG飽和度，見圖2。

圖2 不同泄水方式生成的TDG飽和度對比Fig.2 Comparison of TDG saturation generated by different dischargepatterns

由圖2結(jié)果顯示：不同泄洪建筑物泄洪導(dǎo)致的壩下過飽和TDG生成水平有顯著差異。當宣泄同等流量水平的洪水時，泄洪洞泄洪生成的過飽和TDG水平顯著低于深孔。當泄洪流量約1 300 m3/s時，泄洪洞比單深孔泄洪的TDG飽和度低4.1%；當泄洪流量約2 600 m3/s時，采用單深孔與泄洪洞聯(lián)合泄洪比雙深孔泄洪的TDG飽和度低5.3%。據(jù)此建議水電站A泄洪運行時優(yōu)選泄洪洞。

2.1.2 過飽和TDG生成與泄洪流量的關(guān)系

普遍認為流量是過飽和TDG生成的重要影響因素，其影響著摻氣水流的動量以及在消力池內(nèi)的運行深度、滯留時間等。由于不同泄洪建筑物泄水生成的TDG水平差異顯著，因此分別給出各泄水方式下生成TDG飽和度隨流量變化關(guān)系，見圖3。

考慮實際泄洪流量趨近于0時，生成的TDG飽和度趨近于100%，線性擬合得到的泄洪洞泄洪方式下，TDG生成值與泄洪流量關(guān)系并不顯著。進一步采用冪函數(shù)擬合的相關(guān)系數(shù)達到0.73，認為擬合效果較好。結(jié)果表明，各種泄水方式下生成的TDG飽和度與泄洪流量均呈現(xiàn)較好的單調(diào)增長關(guān)系，擬合的相關(guān)系數(shù)大于0.73。

2.1.3 過飽和TDG生成與下游水位的關(guān)系

學(xué)者們一致認為過飽和TDG是摻氣水流進入消力池深部受高壓作用引起氣體溶解形成的，已有的機理模型和數(shù)值模型都將氣泡承壓作為過飽和TDG生成的關(guān)鍵作用因素。生成的TDG飽和度與水電站A壩下游水位的關(guān)系見圖4。

由圖4可知，同等下游水位時，深孔泄水生成的TDG飽和度高于泄洪洞，與第2.1.1 節(jié)分析的結(jié)論一致。但無論是整體分析還是單獨分析各種泄洪運行方式的數(shù)據(jù)，TDG水平對下游水位的響應(yīng)關(guān)系均不顯著。分析其原因是，下游水位的變化受泄洪水流和發(fā)電水流共同影響，另外，原型觀測中無法確定摻氣水流在不同的下游水位條件下是否都運行到消力池底部，因此，下游水位并不完全等效于摻氣水流受到的水壓力，如何研究承壓條件對TDG生成的影響有待進一步討論。

2.1.4 過飽和TDG生成的年際變化分析

目前，過飽和TDG的原型觀測大多是針對特定工程開展單次或集中幾日的短期觀測，觀測數(shù)據(jù)較少，加之受現(xiàn)場條件等限制，數(shù)據(jù)的代表性受到影響。

作者團隊連續(xù)3年汛期對水電站A泄洪生成TDG進行觀測，數(shù)據(jù)系列更豐富。對泄洪生成的TDG飽和度的年際變化展開分析，見圖5。

3年整體數(shù)據(jù)顯示：水電站A泄洪生成的TDG飽和度在年際間呈現(xiàn)較好的一致性。不同流量范圍的泄洪方式選擇相對固定，而由此生成的TDG飽和度也在一定范圍內(nèi)上下浮動?？傮w來說，TDG飽和度與泄洪流量呈同向增長趨勢。

圖3 3種泄水方式下TDG（總?cè)芙鈿怏w）與泄洪流量的關(guān)系Fig.3 Relationship between TDG (total dissolved gas)and discharge under three discharge patterns

圖4 過飽和TDG與下游水位的關(guān)系Fig.4 Relationship between supersatur ated TDG and downstream water elevation

圖5 不同泄水方式下TDG生成值的3年對比Fig.5 Comparison of TDG generated values in three years under different discharge patterns

2.2 過飽和TDG釋放情況與分析

2.2.1 過飽和TDG釋放過程及分析

過飽和TDG是大壩泄水造成，在壩址斷面會呈現(xiàn)突變，觀測河段內(nèi)分布有水電站A和水電站B兩座攔河大壩，因此過飽和TDG釋放分析時以兩座攔河大壩為界劃分為3段，分別為水電站A庫區(qū)、水電站B庫區(qū)和水電站B下游。各段的代表性釋放過程見圖6。

從圖6中可以看出：過飽和TDG均呈沿程降低的趨勢；水電站B庫區(qū)段2018年10月的兩條釋放曲線降低值明顯較其他工況小，這是因為這兩日水電站A未泄洪，釋放曲線表示發(fā)電水流在水電站B庫區(qū)段的釋放過程。

對比各河段的過飽和TDG釋放速度，計算每千米的TDG飽和度降低值，水電站A庫區(qū)、水電站B庫區(qū)和水電站B下游分別為0.12%、0.49%、0.14%。數(shù)據(jù)顯示水電站A庫區(qū)單位距離釋放量最小，而水電站B庫區(qū)最大，分析其原因是因為水電站B庫區(qū)起始飽和度較高，因此釋放量更大。

2.2.2 過飽和TDG釋放系數(shù)計算及分析

過飽和TDG的釋放服從一階動力學(xué)反應(yīng)[9,24]。方程表達為：

式中：G為計算時刻的TDG飽和度；Geq為TDG平衡飽和度；t為滯留時間；kT為釋放系數(shù)，釋放系數(shù)是決定釋放過程快慢的關(guān)鍵參數(shù)，且該參數(shù)不受起始飽和度高低影響。

代入初值條件，初始時刻TDG飽和度為G0，求解式（1）得：

圖6 過飽和TDG沿程釋放Fig.6 Path dissipation diagram of supersaturated TDG

式中，e為自然常數(shù)。觀測河段內(nèi)過飽和TDG變化主要反映在縱向上，則認為原型觀測數(shù)據(jù)可以代表該觀測斷面的TDG飽和度。對原型觀測數(shù)據(jù)進行指數(shù)擬合，部分釋放過程的擬合曲線，見圖7。通過擬合結(jié)果計算得到水電站A庫區(qū)、水電站B庫區(qū)和水電站B下游各段釋放系數(shù)平均值分別為每小時0.049、0.121、0.132，數(shù)據(jù)表明水電站A庫區(qū)段釋放速度最慢，水電站B下游段釋放最快。分析其原因，水深是影響過飽和TDG釋放的重要因素，隨著水深的增加，TDG釋放減緩，水電站B下游為天然河道，水深最小，且流速較大、紊動更強，因此釋放系數(shù)是最大的，過飽和TDG釋放更快[7]。

圖7 觀測河段的過飽和TDG釋放系數(shù)擬合圖Fig.7 Fitting diagram of the dissipation coefficient of supersaturated TDG in theobserved reach

3 減緩TDG過飽和優(yōu)化泄水方式討論

第2.1節(jié)分析表明水電站A采用不同泄洪建筑物壩下生成的TDG水平顯著不同，同時過飽和TDG的生成與泄洪流量呈現(xiàn)較好的正相關(guān)關(guān)系。由此提出過飽和TDG生成預(yù)測經(jīng)驗?zāi)Ｐ停⒁源碎_展減緩水電站A過飽和TDG影響的優(yōu)化泄水方式的討論。

在相同等流量下，TDG生成水平滿足：1）泄洪洞小于單深孔；2）泄洪洞小于單深孔與泄洪洞聯(lián)合泄洪；3）單深孔與泄洪洞聯(lián)合泄洪小于雙深孔，且過飽和TDG的生成與流量呈較好的正相關(guān)關(guān)系，結(jié)果見圖8。

水電站A水庫的防洪限制水位為1 123 m，對應(yīng)的泄洪洞泄流能力為1 384 m3/s。單深孔與泄洪洞聯(lián)合泄洪時觀測流量最小值為2 060 m3/s?？紤]到深孔無控泄能力，并對1 384～2 060 m3/s流量范圍進行過渡段處理后，提出水電站A過飽和TDG生成預(yù)測模型，如下：

式中，G為TDG生成預(yù)測飽和度，Q為泄洪流量。

觀測流量范圍（泄洪流量2 600 m3/s以內(nèi)）的水電站A泄洪優(yōu)化調(diào)度方案：當流量小于泄洪洞泄流能力時，采用泄洪洞泄洪；當流量在1 384～2 600 m3/s時，采用單深孔與泄洪洞聯(lián)合泄洪。

根據(jù)擬合得到的經(jīng)驗?zāi)Ｐ涂深A(yù)測優(yōu)化泄洪方式后TDG生成值，見圖9?；趫D9中關(guān)系，當水電站A泄洪流量在2 600 m3/s左右，采用優(yōu)化的泄水方式可以控制過飽和TDG的生成值約為129%，比實際觀測中采用雙深孔泄水方式約低6%，優(yōu)化效果較好。

圖9 優(yōu)化泄洪方式過飽和TDG生成預(yù)測結(jié)果Fig.9 Prediction results of supersaturated TDG after optimized discharge pattern

4 結(jié) 論

本文基于對大渡河水電站A的3年期原型觀測結(jié)果分析總?cè)芙鈿怏w過飽和與高壩泄洪關(guān)系，得到以下主要結(jié)論：

1）不同泄洪建筑物泄洪導(dǎo)致的壩下過飽和TDG生成水平有顯著差異。在相同的流量條件下，水電站A采用深孔泄洪生成的TDG飽和度高于泄洪洞泄洪的TDG生成值。

2）泄水方式一定的條件下，壩下生成的TDG飽和度隨著泄洪流量的增加呈增大的趨勢；但與下游水位的相關(guān)關(guān)系不顯著。

3）過飽和TDG釋放過程中單位距離的TDG飽和度降低值受初始飽和度影響較大。釋放系數(shù)可消除初始飽和度的影響，宜用其評估過飽和TDG釋放快慢，結(jié)果表明水深越小的河段釋放系數(shù)越大。

4）采用觀測數(shù)據(jù)擬合得到水電站A過飽和TDG生成預(yù)測模型。對觀測流量（2 600 m3/s）范圍內(nèi)泄洪調(diào)度進行優(yōu)化，建議當流量小于泄洪洞泄流能力（1 384 m3/s）時，采用泄洪洞泄洪；當流量大于泄洪洞泄洪能力且小于2600 m3/s時，采用單深孔與泄洪洞聯(lián)合泄洪，可將生成的TDG飽和度控制在129%以下，優(yōu)化的泄洪方式相較現(xiàn)場實測深孔過飽和TDG生成值有較好改善。

5）建議運行電站開展泄水期持續(xù)的過飽和TDG監(jiān)測，多年期豐富的數(shù)據(jù)有助于提出更精確的預(yù)測模型，為以保護生態(tài)環(huán)境為目標的泄洪優(yōu)化調(diào)度提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和技術(shù)支撐。