寬式防旋墩環(huán)形堰豎井水力特性分析

摘要：目前許多擬建抽蓄工程泄洪洞的環(huán)形堰豎井入口設置了新型寬式防旋墩，以消除喉口處由不可控漩流引起的嗆水等不利流態(tài)，而寬式防旋墩環(huán)形堰豎井的水氣特性與以往采用起旋墩和窄式防旋墩的豎井存在較大差異，業(yè)內對其認識尚不清晰。以石臺抽水蓄能電站下水庫泄洪洞的豎井作為研究對象，采用物理模型試驗與數值模擬相結合的手段，分析了流態(tài)、流速、壓力、消能率等水力指標。研究結果表明：寬式防旋墩引導水流平順進入豎井形成脫壁流，其尾部可形成順暢的進氣通道，空氣經此通道可充分進入豎井以保持井內流態(tài)與壓力的穩(wěn)定；新型豎井過流能力滿足要求，各部位流速、壓力分布正常，總消能率達85%以上；寬式防旋墩可消除不可控漩流導致的嗆水現(xiàn)象并引導水流在豎井內形成脫壁流態(tài)，使豎井壁面免于空蝕破壞；墩尾通氣量足夠時，可取消通氣管及環(huán)形堰與豎井結合部突擴體型，簡化工程布置。相關經驗可供類似抽蓄電站工程的泄洪洞豎井設計參考。

關 鍵 詞：寬式防旋墩； 環(huán)形堰豎井； 脫壁流； 水力特性； 消能率； 石臺抽水蓄能電站

中圖法分類號： TV135.2

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.09.024

0 引 言

“十四五”以來，中國抽水蓄能電站建設發(fā)展迅速。豎井泄洪洞是抽水蓄能電站常用的泄洪建筑物之一，大多由導流洞改建，以節(jié)省工程投資［1-3］，豎井通過沿程消能和消力井集中消能，可將其分擔的水頭消耗80%以上，且極少產生霧化［4-5］，屬于環(huán)境友好型的內消能工。進流順暢、避免空化空蝕、具備較高的消能率是豎井設計與研究的重點。環(huán)形堰豎井按入流形式可分為旋流入流式、徑向入流式兩類，如圖1所示［6-10］。

旋流入流式豎井最初由董興林等［11］提出，并成功應用于清遠抽水蓄能電站下水庫泄洪洞工程；郭新蕾等［12］采用數學模型和物理模對這一體型的水氣流特性進行了深入分析與總結。這一體型豎井利用旋流產生的離心力迫使水流緊貼堰面與豎井壁面以螺旋線軌跡向豎井底部行進，在消除進口不利流態(tài)的同時可較大程度防止空蝕破壞的發(fā)生，在豎井深度不大時一般不需另外設置摻氣減蝕設施，而在豎井深度較大且水流流速較大時，仍需注意空蝕風險。

早期的徑向入流式豎井常采用窄式防旋墩。孫雙科等［13］提出的帶窄隔墩的環(huán)形堰豎井運用于大石門水電站溢洪道中，葉祥飛［14］、王麗娟［15］等進一步對窄式防旋墩環(huán)形堰豎井的水氣流特性進行了較為深入的研究。防旋墩在消除不可控旋流的同時引導水流在豎井內形成跌流流態(tài)，配合使用摻氣設施或在環(huán)形堰與豎井銜接段設置突擴體型形成脫壁流結構，以防空蝕破壞。

而目前許多擬建抽蓄電站的徑向入流式豎井采用了寬式防旋墩體型，豎井內的水氣流特性與前述兩種豎井均存在較大差異，但針對此種豎井的研究成果還較少。本文擬采用物理模型與數學模型相結合的手段對設置寬式防旋墩的徑向入流式環(huán)形堰豎井開展研究，從進流流態(tài)、壓力及消能率等多角度評價此種型式豎井的水力特性。

1 工程概況

石臺抽水蓄能電站位于安徽省池州市石臺縣，工程由上水庫、下水庫、輸水系統(tǒng)、地下廠房和開關站等組成。下水庫擋、泄水建筑物按2 000 a一遇洪水校核，200 a一遇洪水設計，消能防沖建筑物按100 a一遇洪水設計，校核洪水位271.18 m，設計洪水位270.47 m，正常蓄水位268.00 m，相應的下泄流量分別為192.8，139.1 m3/s和109.8 m3/s。開挖豎井與左岸導流洞結合布置，采用無閘門自由溢流環(huán)形堰豎井泄洪洞作為泄水建筑物。豎井泄洪洞主要由環(huán)形溢流堰、豎井段（含消力井）、壓坡段及退水隧洞下游陡坡明流洞組成（圖2）。

環(huán)形溢流堰井口進水段由山體開挖形成，靠山體的岸墻邊界按豎井泄洪洞井口防渦拋物線形狀進行開挖，井口防渦設施采用4個對稱布置于堰頂的寬式防旋墩，墩厚6.25 m，環(huán)形實用堰堰頂半徑為7.0 m，堰頂高程268.0 m，與正常蓄水位齊平，豎井段采用內徑D=5.8 m等徑圓型豎井，下部通過消力井與退水隧洞壓坡段連接。

為防止豎井壁面空蝕，在堰口拋物線末端與豎井結合部設置突擴體型及相應的環(huán)形通氣坎，空氣由通氣洞經防旋墩頂部引入環(huán)形通氣坎，一部分空氣進入豎井，另一部分空氣從通氣坎由通氣管導入退水洞維持洞內壓力穩(wěn)定。在豎井底部設內消力井，消力井底高程比退水隧洞約低10.0 m，底板高程198.5 m。環(huán)形溢流堰堰頂至內消力井底板高差69.5 m。退水隧洞由壓坡段及無壓隧洞段組成。壓坡段布置在消力井后，壓坡出口斷面為矩形，5.0 m×4.0 m（寬×高），壓坡段后接城門洞型無壓隧洞段，城門洞洞寬5 m，總高8 m，其中直墻段高4.56 m。

2 數學模型與物理模型

2.1 數學模型

采用水氣兩相三維k-ε紊流數學模型，模型控制方程采用有限體積法隱式迭代求解，速度壓力耦合采用適合水氣兩相流的SIMPLE算法。

2.1.1 Realizable k-ε紊流模型

控制方程包括連續(xù)性方程、動量方程、紊動能方程和紊動能耗散率方程。

連續(xù)方程：

ρt+ρuixi=0（1）

動量方程：

ρuit+diνρuiuj=－diνP+diντ+ρg+F（2）

式中：τ=μuiuj+ujui－23ujxkδij；ρ為水的密度，kg/m3；μ為分子動力黏滯系數；t為時間，s；ui和uj均為速度分量，m/s；P為壓強，N/m2；τ為黏性應力張量；xi為坐標分量，m；g為重力加速度，m/s2；F為外部體積力，N。

k方程：

ρκt+ρuiκxi=xjμ+μtσkκxj+Gκ－ρε（3）

ε方程：

ρεt+ρuiεxi=xjμ+μtσεεxj+ρC1Eε－ρC2ε2κ+vε（4）

式中：μt為紊動黏性系數；σk和σε分別為k和ε的紊流普朗特數，σk=1.0，σε=1.2；C1和C2都為模型常數，C1=max0.43，ηη+5，η=2Eij·Eij1/2，C2=1.9，Eij=12μixj+μjxi；Gk為平均速度梯度引起湍動能k的產生項，Gk=μtuixj+ujxiuixj。

2.1.2 VOF水氣兩相流模型

VOF法［16］適用于計算兩種或兩種以上不能互相摻混的流體流動。令函數αw（x，y，z，t）與αa（x，y，z，t）分別代表控制體積內水、氣所占的體積分數。在每個單元中，水、氣體積分數之和為1，即：

αw+αa=1（5）

對于單個控制體積，存在3種情況：αw=1表示該單元完全被水充滿；αw=0表示該單元完全被氣充滿；0＜αw＜1表示該單元部分為水、部分為氣。水的體積分數αw的梯度可以用來確定自由面的法線方向。計算出各單元的αw值及梯度之后，就可以確定各單元中自由邊界的近似位置。

水的體積分數αw其控制方程為

αwt+uiαwxi=0（6）

2.1.3 計算區(qū)域和網格劃分

計算區(qū)域包括豎井周邊局部水域、環(huán)形堰、環(huán)形通氣坎、豎井（含消力井）及部分退水洞段，如圖3所示。為了簡化數模建模，未模擬通氣管道，直接將環(huán)形通氣坎設置為開邊界。

由于環(huán)形溢流堰進水口、防旋墩區(qū)域體型復雜，采用適應性好的四面體單元非結構化網格，其余區(qū)域均采用結構化（六面體）網格來劃分，并對環(huán)形堰、豎井部位進行加密處理。

網格疏密度對于計算精度、計算時間有直接影響［17］。設計3種不同網格尺寸方案進行了網格無關性驗證，網格數量分別為109萬、428萬和537萬。驗證結果表明網格數量為428萬和537萬時，水位、流速及壓力等參數的差異已經很小，為兼顧計算效率，本文最終采用428萬個網格，網格節(jié)點326萬個，網格尺寸0.2～1.0 m，環(huán)形堰、豎井局部網格尺寸為0.2 m。

2.1.4 邊界條件與初始條件

進流邊界為水庫開放性水域，設置為水位邊界；環(huán)形通氣坎設置為空氣壓力進口邊界；出流邊界設置為壓力出口邊界；壁面處理為無滑移邊界條件，黏性底層采用標準壁面函數進行處理。初始流場根據實際情況設置為：計算水位以下豎井內全部充滿水，以上全部充滿氣。

2.2 物理模型

模型按照重力相似準則設計，模型比尺1∶25，水庫地形最遠端距豎井進口120 m，下游河道模擬至消力池出水渠下游150 m處。庫區(qū)采用鋼材制作，環(huán)形堰段、豎井段采用有機玻璃制作，有機玻璃的糙率為0.008～0.009，換算成原型的糙率為0.013 7～0.015 4，與溢洪道的實際糙率0.014較為接近，滿足阻力相似要求。上、下游水位采用水位測針量測，時均壓力采用測壓管測量。

3 結果分析

3.1 流 態(tài)

校核洪水位、設計洪水位、消能防沖洪水位3種工況下，環(huán)形堰、豎井及消力井內流態(tài)大體相同。本節(jié)取設計工況研究成果進行分析。

3.1.1 環(huán)形堰堰口流態(tài)

在設計工況下，環(huán)形堰口處的流態(tài)數值模擬結果與模型試驗結果見圖4。從圖4中可以看出：① 流態(tài)數值模擬結果與模型試驗結果基本一致。② 庫區(qū)水面平穩(wěn)，豎井周圍水體徑向進入防旋墩間的4個流道，進流平順，環(huán)形堰周邊未出現(xiàn)明顯旋流或渦流現(xiàn)象；流經環(huán)形堰后，水流在防旋墩尾部附近脫離堰面，形成4股對稱的水舌在豎井中央交匯、碰撞，并與空氣劇烈摻混，隨后匯合成一股水流在豎井中部向下跌落。防旋墩尾部則形成4個通暢的進氣通道。③ 4股水舌的交匯點基本位于豎井正中央，表明防旋墩的防旋與整流效果較好。

3.1.2 豎井流態(tài)

豎井流態(tài)對比及水氣分布橫剖面如圖5～6所示，圖6中Z值代表橫剖面所在的豎井高程，藍色代表水相，紅色代表氣相。從圖5～6中可以看出，碰撞后匯合的水股雖激濺四散，但存在明顯的核心區(qū)。水股向井底跌落的過程中，勢能不斷轉換為動能，水體流速不斷增加，表面摻氣加劇，核心區(qū)面積逐漸減小。豎井內水體表面強烈摻氣后，呈乳白色。水股跌落的過程中，雖可見濺散的水體觸及豎井壁面，但其核心區(qū)基本遠離壁面而處于豎井中央，這也表明通氣設施與防旋墩后進氣通道進氣通暢、充分，維持了豎井內壓力穩(wěn)定，保證水股主體的脫壁流流態(tài)。

3.1.3 消力井與壓坡段流態(tài)

水流跌進消力井后，形成強烈漩滾與漩流，摻氣劇烈，表面波動較大，井內中部與上部水體呈乳白色泡沫狀，消力井底部可見一定深度的清水區(qū)。從物理模型上還觀察到，攜氣漩流間歇性穿過清水區(qū)觸及消力井底部。從流態(tài)上看，水流在消力井內消能充分，消力井井深適當。退水洞底板位于消力井上方，水流在消力井內消能后，其主流以斜向上方向進入退水洞，可見水體間歇性濺擊洞頂，壓坡段呈現(xiàn)頻繁的明滿交替流態(tài)。

3.2 泄流能力

豎井泄洪洞按堰流控制設計，泄流能力按帶閘墩（防旋墩）的環(huán)形堰流量公式計算，即：

Q=ε·m·2πR0－nδ·2gH3/20（7）

式中：Q為流量，m3/s；R0為堰頂半徑，環(huán)形堰頂半徑R0=7 m；H0為不計入流速水頭的堰上水頭，即H0=270.47-268=2.47 m；m為流量系數；ε為側收縮系數；δ為防旋墩堰頂處厚度，取δ=6.25 m；n為閘墩數量，n=4。

在設計洪水位270.47 m下，利用式（7）計算的泄流量Q設為139.1 m3/s，物理模型試驗測得流量Q試為147.3 m3/s，數值模擬得的泄流量Q數為138.75 m3/s。數值模擬結果與設計泄流量計算值相當，略小于試驗值。

3.3 時均壓力

取設計工況下環(huán)形堰及豎井內壁面進行了時均壓力測定，測點布置見圖7。在設計工況下，由數值模擬繪制得到環(huán)形堰及豎井段壓力分布如圖8所示，數學及理物模型在各相應壓力測點的參數對比見表1。

在物理模型的環(huán)形溢流堰壁面上，從高程268.0～255.07 m一共布置9個壓力測點，豎井壁面從上到下（高程254.66～215.57 m之間）一共布置9個測點，豎井底部高程198.5 m布置9個壓力測點。

由表1對比可知，堰面曲線沿程壓力總體呈先降后升趨勢。貼壁流段（高程268.0～264.8 m）的壁面測點壓力沿程降低，其試驗值由0.68×9.81 kPa減小到-0.45×9.81 kPa，模擬值由0.68×9.81 kPa減小到-1.28×9.81 kPa；隨著水流下泄逐漸脫離壁面（高程262.8～255.07 m），防旋墩墩尾通入的空氣有效補充至水舌下方，使壁面壓力逐漸恢復至零壓附近。豎井壁面沿程（高程254.66～215.57 m）壓力在零壓附近變化。另外，從壓力云圖中可以看到，豎井中央水流對撞位置存在一正壓區(qū)域。豎井段最小負壓值位于1號測點（高程254.66 m處），其試驗值為-0.26×9.81 kPa，模擬值為-0.23×9.81 kPa，與前述脫壁流流態(tài)互為印證。消力井底部壓力分布較為均勻，試驗值在25×9.81 kPa左右，模擬值在（22～25）×9.81 kPa之間變化，平均水柱值略大于23.5 m的平均水深，表明井底受到的沖擊較小。數學模型模擬結果與物理模型試驗結果吻合較好。整體上，模擬值中的一部分雖小于同一壓力測點的試驗值，但堰面與豎井壁面壓力沿程變化趨勢基本一致，消力井底部壓力分布以及時均壓力值相當。

3.4 流速分布

對于有機玻璃制作的模型豎井，傳統(tǒng)畢托管在測量泄洪洞內流速時有較大局限性［17］，一方面很難將測孔對準實際流速方向，另一方面水層薄時空腔氣體容易進入測管中，這均使得模型流速測量結果誤差較大。但利用接觸式旋槳式流速儀來測量的話難度較大，且測速轉槳會對豎井內的水流流動產生一定干擾［18-19］，進而影響結果的準確度。因此本文流速分析均借助于數值模擬結果，設計工況下的典型剖面流速如圖9所示。

設計工況下，環(huán)形堰頂進口處水流平均流速約為4.33 m/s；在豎井段高程約234.5 m處中央核心區(qū)水流平均流速為26.35 m/s；高程約220.5 m處流速增至約30.89 m/s；高程約204.5 m，距離井底6 m處斷面平均流速約8.65 m/s，由于水流在消力井中已經充分消能，此處流速較小，壓坡段出口處平均水流速度約12.04 m/s。退水隧洞連接段內水體運動紊亂，流速變化復雜，消力井中水面波動較大，水深在17.0～23.5 m間波動。

3.5 消能率

寬式防旋墩環(huán)形堰豎井的消能由以下幾部分構成：進口水流對沖局部消能；水流與井壁、空氣摩擦沿程消能；跌進消力井的水流與井底水體相互撞擊形成漩滾集中消能。

消能率計算的控制斷面取退水隧洞無壓段的樁號X0+050.000處，此處的底板高程為206 m。豎井段的消能率采用下述公式估算［20］：

η=1－h(huán)+v22g/H′（8）

式中：η為豎井消能率，%；h為控制斷面水深，m；v為控制斷面的平均流速，m/s；g為重力加速度，取9.81 m/s2；H′為上游水位與控制斷面的底板高程差，m。

根據各特征工況下的豎井泄洪洞相關參數所計算的消能率結果見表2，設計工況下得到豎井泄洪洞的試驗消能率為86.81%，數值模擬得到的消能率為87.60%。除設計工況外，本文還對比了其他工況下的消能率。在2 000 a一遇、200 a一遇及100 a一遇工況下，消能率為84.47%～90.00%，豎井消能率隨流量減小具有較為明顯上升趨勢，表明寬式防旋墩環(huán)形堰豎井具有較高的消能率。

4 取消通氣管的探索研究

鑒于寬式防旋墩后可形成通暢的進氣通道、豎井內核心主流區(qū)遠離井壁的水氣特性，開展了取消環(huán)形堰與豎井銜接突擴段通氣管的探索研究。

將數學模型突擴段的環(huán)形通氣孔由壓力進口邊界改為固壁邊界，取消其對豎井通氣，又在此基礎上以突擴起始斷面直徑D′作為新豎井直徑，將豎井原直徑D束窄到5.15 m，取消原環(huán)形堰與豎井之間銜接段突擴設計。

在設計、校核工況下，對取消通氣管及突擴段的新體型進行數值模擬，其流態(tài)、水氣分布如圖10～12所示。對比前文流態(tài)可知，取消通氣管后，豎井內水氣流態(tài)基本無變化，在校核流量下，雖然豎井內水相比例增加，空腔體積縮小，但新體型仍然能夠保證水股主體的脫壁流流態(tài)，通氣空腔沿程依舊清晰、通暢，這說明寬式防旋墩尾部的進氣通道即可滿足維持豎井內流態(tài)穩(wěn)定的通氣需求。

對豎井壁面壓力、泄流能力及消能率等進行對比分析（表3～4），發(fā)現(xiàn)消力井水墊層以上的豎井段壁面壓力值始終在零壓附近變化，驗證了上述的脫壁流態(tài)。泄流能力、消能率較原體型略有減小，表明新體型下取消環(huán)形通氣坎及突擴段對這些水力參數影響甚微。

5 結 語

寬式防旋墩在保證水流平順進入豎井的同時在防旋墩后形成了通暢的進氣通道，可使空氣順暢進入豎井以保持井內的壓力穩(wěn)定，這種布置一方面可避免不可控旋流導致的嗆水現(xiàn)象，另一方面可形成脫壁流動，從而減免豎井壁面空化空蝕問題。在墩厚超過一定值后，墩尾進氣通道滿足豎井內壓力、流態(tài)穩(wěn)定通氣需求時，可考慮取消豎井與環(huán)形堰銜接段的通氣設施，簡化工程布置，減小工程投資。特征工況下寬防旋墩環(huán)形堰豎井消能率超過85%，消能效果良好。本文環(huán)形堰豎井的體型可供同類工程設計借鑒。

參考文獻：

［1］ 鄧小玲.適合高山峽谷高壩泄流的渦流式豎井溢洪道［J］.四川水利，1996（1）：12-17.

［2］ 牛晉蜀.渦流豎井消能初步研究［J］.水電站設計，1996（2）：68-73.

［3］ 郭雷，張宗孝，馬斌，等.豎井溢洪道水力特性試驗研究［J］.人民長江，2007，38（6）：110-112.

［4］ 高季章，董興林，劉繼廣.生態(tài)環(huán)境友好的消能技術：內消能的研究與應用［J］.水利學報，2008，（10）：1176-1182，1188.

［5］ 陽洲.貴州某水庫豎井旋流泄洪洞水力特性研究［D］.楊凌：西北農林科技大學，2022.

［6］ 施春蓉.環(huán)境友好型內消能工：旋流環(huán)形堰豎井泄洪洞的數值模擬［D］.邯鄲：河北工程大學，2015.

［7］ 孫雙科，徐體兵，孫高升，等.導流洞改建為跌流式豎井溢洪道的試驗研究［J］.水利水電科技進展，2009，29（6）：5-8.

［8］ 郭雷，張宗孝，馬斌，等.豎井溢洪道水力特性試驗研究［J］.人民長江，2007，37（6）：110-112.

［9］ 施春蓉，郭新蕾，楊開林，等.旋流環(huán)形堰豎井泄洪洞三維流場數值模擬［J］.南水北調與水利科技，2015，13（5）：910-914.

［10］郭新蕾，夏慶福，付輝，等.新型豎井泄洪洞自調流機理和特性研究［J］.水動力學研究與進展（A輯），2016，31（6）：745-750.

［11］董興林，楊開林，郭新蕾，等.旋流喇叭形豎井泄洪洞水力學機理及應用［J］.水利學報，2011，42（1）：14-18.

［12］郭新蕾，夏慶福，付輝，等.新型旋流環(huán)形堰豎井泄洪洞數值模擬和特性分析［J］.水利學報，2016，47（6）：733-741，751.

［13］孫雙科，徐體兵，孫高升，等.導流洞改建為跌流式豎井溢洪道的試驗研究［J］.水利水電科技進展，2009，29（6）：5-8.

［14］葉祥飛，宿生，周琦，等.豎井式溢洪道進水口體形優(yōu)化設計與研究［J］.水力發(fā)電，2019，45（1）：48-52.

［15］王麗娟，張曉朋，賀一軒，等.通氣系統(tǒng)對豎井式溢洪道水力特性影響研究［J］.人民長江，2023，54（10）：177-182.

［16］王福軍.計算流體動力學分析：CFD 軟件原理與應用［M］.北京：清華大學出版社有限公司，2004.

［17］陽洲，尹進步，盧洋亮，等.豎井旋流段流速及壓強分布特性［J］.人民黃河，2022，44（11）：100-105.

［18］蔡守允，張曉紅.水利工程模型試驗量測技術的發(fā)展［J］.水資源與水工程學報，2009，20（1）：78-80.

［19］陳誠，賈寧一，蔡守允.模型試驗測量技術的研究應用現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢［J］.水利水運工程學報，2011（4）：154-158.

［20］廖常德，周力.具有消能井的豎井溢洪道及其消能率計算［J］.西北水電，1996（3）：46-52.

（編輯：胡旭東）

Analysis of hydraulic characteristics in circular weir vertical shaft with wide anti-rotation pier

JIANG Zhibing1，JIANG Zheyu1，HAN Songlin1，YANG Xiaohong2

（1.Hydraulics Department，Changjiang River Scientific Research Institute，Wuhan，430010，China； 2.Changjiang Survey Planning and Design Research Co.，Ltd.，Wuhan，430010，China

Abstract：

At present，many planned pumping and storage projects have installed new wide anti-rotation piers at the entrance of circular weir vertical shafts of the spillway tunnels to eliminate adverse flow patterns such as choking caused by uncontrollable swirling flow at the throat.The water and air characteristics in the circular weir vertical shafts with wide anti-rotation pier are significantly different from the previous vertical shafts using starting rotation piers and narrow anti-rotation piers.The vertical shaft of the spillway tunnel in the lower reservoir of the Shitai Pumped Storage Power Station was taken as the research object，and hydraulic evaluation indicators such as flow state，flow velocity，pressure，and energy dissipation rate were used to conduct research using a combination of physical model experiments and numerical simulations.The research results showed that the wide anti-rotation pier guided the water flow smoothly into the vertical shaft to form a detached flow，and a smooth ventilation channel could be formed at the tail.Air can fully enter the vertical shaft through this channel to maintain the stability of the flow state and pressure inside the well.The over current capacity of the vertical shaft met the requirements，the flow velocity and pressure distribution in various parts were normal，and the total energy dissipation rate of the vertical shaft was over 85%.The wide anti-rotation pier can eliminate the choking phenomenon caused by uncontrollable swirling flow and guide the water flow to form a detached flow state in the vertical shaft，preventing the wall surface of the vertical shaft from being damaged by cavitation.When the ventilation capacity at the end of the pier was sufficient，the traditional design of the ventilation pipe and the sudden expansion shape at the junction of the circular weir and the vertical shaft can be canceled，simplifying the engineering layout.This experience can be a reference for the similar projects.

Key words：

wide anti-rotation pier； circular weir vertical shaft； shedding wall flow； hydraulic characteristics； energy dissipation rate； Shitai Pumped Storage Power Station