竖井旋流式泄洪洞水力特性试验研究

王远明,赵惠新

(1.黑龙江省水利工程建设局,哈尔滨 150040;2.黑龙江大学 水利电力学院,哈尔滨 150080)

0 引 言

近些年来,把完成导流任务的导流洞改建为多用途洞被水利界广泛关注,据 《世界大坝导流洞兼用实例汇编》收集的116例导流洞兼用实例,50%以上的导流洞改建成了泄洪洞,20%改建成为发电引水洞或尾水洞,另外还有的改建为灌溉洞和放空洞等其他用途隧洞[1]。

鉴于导流洞改建的经济效益和泄洪洞在水利工程中的重要作用,泄洪洞逐渐成为导流洞改建的首选,但由于泄水建筑物水头较大,造成泄洪洞内流速较高,这样的高速水流不仅会带来诸如脉动、振动、空化、空蚀等水流现象,还会产生消能是否充分的问题,因为消能不充分会导致高速水流对下游河岸造成严重的冲刷破坏,因此需要选用一种消能率高和水流条件好的体型用于导流洞的改建,而竖井旋流式泄洪洞作为一种内消能工近年来被广泛研究,国内先后对瓦屋山、拉西瓦、公伯峡、洪家渡、溪洛渡、大梁、吉灵台和冶勒等水利工程进行了导流洞改建为竖井旋流式泄洪洞的水工模型试验研究[2-5]。这些研究为竖井旋流式泄洪洞作为导流洞改建体型应用到实际工程中起到了重要的作用,为进一步研究奠定了坚实的基础。

本文针对一座具有抛物线式引水道的竖井旋流式泄洪洞进行水力学特性试验研究,并分析实际应用的可行性,为竖井旋流式泄洪洞作为导流洞改建体型应用到实际工程中提供依据。

1 模型试验的设计

模型按重力相似准则设计,正态模型,模型几何比尺为λL=30。其它物理量比尺按照弗氏相似准则换算,见表1。

表1 模型比尺换算表Table1 Model scale conversion

为了便于观测,整个模型全部采用有机玻璃制作,其模型糙率为0.008时,根据曼宁公式按模型比尺换算得到原型糙率为0.014 1,与混凝土表面糙率0.014接近,基本满足糙率相似条件。模型设计与测压点编号见图1。(注:括号中的编号为位置相同的后面测点)

图1 模型设计及测压点编号图(单位为cm)Fig.1 Pattern layout and numbers of pressure measurement point(Units:cm)

2 流态的观测与分析

在试验工况范围内,进水口处的流速在26～36 m/s内变化,随着水头的增加流速逐渐增大,泄洪洞中流态变化突出呈现高速水流的流态特点。

在设计水位的试验工况下,闸井段末端跌坎处补气充分回流很小,起到了稳定掺气的作用,下游引水道内清晰可见白色水流高速流过,极大地降低了高速水流诱发空化的危害。涡室进水口处有壅水现象,产生的界面水跃把引水道和涡室阻隔,且界面水跃的跃头向上游蔓延,这种现象的产生是涡室中的水流经过旋转一周与涡室进水口的进流碰撞的结果。尽管界面水跃把引水道和涡室阻隔,但由于引水道内为无压流且底部掺气充分,另一方面,涡室顶部设有通气井向涡室内补气,因此没有产生涡室内通气不畅的现象。涡室内水流旋转充分,进入涡室的水流由于受离心力的作用和边界的突变影响产生了扇形的扩散面,可以看到水流向上爬升到涡室顶部但未堵塞通气井;涡室内形成稳定的空腔,其中心位置与竖井空腔中心偏离不大,从上向下可直接看到底部;由于水流的旋转和压力分布不甚均匀,涡室有明显的振动,但考虑到岩石的固有频率很高且有混凝土护砌,产生共振的几率很小,因此振动对结构安全不会有太大影响。竖井段空腔稳定且始端没有发生 “呛水”现象,旋转水流射入竖井底部的消力井中,形成稳定的水垫,透过有机玻璃可看见明显的环状水跃。原导流洞中水流有波动,这是由竖井中旋转水流的扰动引发的,虽然一直蔓延到泄洪洞出口,但由于流速低且掺气充分并未诱发空化,也未出现翻水现象。见图2。

3 泄流能力校核

从竖井旋流式泄洪洞的体型分析可知,通过整个系统的流量主要由3个位置控制,即闸井段、涡室进水口处和涡室渐变段末端的喉管处,要想使泄量通过整个系统必须保证下游控制段比上游控制段的过流能力大,即涡室进水口和涡室渐变段末端的喉管处的过流能力要不小于闸井段的过流能力。

涡室进水口处由于产生壅水现象,界面水跃的跃头向闸井段出口蔓延,跃头距离闸井段出口越近影响出流就越严重,特别情况下还会导致引水道满流形成有压管道大大影响泄流量,但试验结果显示,到设计水位时跃头离闸井段出口处尚有25.5 m的距离,对闸井段出流影响不大可忽略;渐缩段与竖井段连接处的喉管是闸井段过流量能否顺利通过的最主要的 “瓶颈”,其主要表现在旋流空腔的大小是否满足通气要求,根据董兴林[2]总结以往资料提出的公式,即若r/R≥0.4(R和r分别为竖井和空腔的半径),则涡室收缩断面处便不会发生呛水现象,而从试验中测得设计水位下旋流空腔的平均半径为1.8 m(竖井的半径为4 m),由此可知r/R=0.45＞0.4,满足不发生呛水的条件,保证了通过设计泄量的过流能力。水位～流量、水位～流量系数关系曲线见图3、图4。

图2 水流流态组图Fig.2 Picture group of fluid state

图3 水位～流量关系曲线Fig.3 Curve of water level and discharge

竖井旋流式泄洪洞闸井段的过流能力可按下式计算:

图4 水位～流量系数关系曲线Fig.4 Curve of modulus between water level and discharge

式中B为闸井段出口宽(4 m);a为闸井段出口高(5 m);H为闸井底板上水头(设计水头62 m)。

测得设计水位流量为 464.1 m3/s,经计算,设计工况下流量系数为0.877,而根据以往资料总结出的满足过流条件的流量系数为0.87,这表明闸井段的过流能力可以满足要求。

4 压力分布规律

在该泄洪洞的闸井段、引水道段、涡室段、渐缩段、竖井段、压坡出口段及原导流洞段共布置了63个压力测点,各测点编号及布置见图1。

上游水位752.0 m的设计工况下泄流,实测泄洪洞各点压力特征值见表2。可以看出,泄洪洞闸井段短压力进水口的压力均为正值,进口压力均方差值小,表明进口压力平稳,水流波动小。引水道空腔稳定有一定负压,空腔内实测最小压力值为-3.02 kPa(压力测点11)。受水跃的影响,涡室进口前引水道边墙的压力均方差较大,压力波动强烈。受离心力影响,边墙压力在引水道椭圆曲线段迅速增大,并在椭圆曲线和涡室圆弧相交点附近达到极值,进入涡室后,边壁压力稍有减小,压力波动很快降低。在引水道左侧底板下缘,由于水流交汇掺混回旋剧烈,压力波动较大,但压力值为正,该部位(压力测点28)实测压力均方差值为68.42 kPa,实测时均压力为190.20 kPa。在引水道右侧底板下缘,由于水流分离作用,压力较小,有时存在负压,实测该部位(压力测点29)最小压力值为-0.15 kPa。竖井段内压力沿井深呈增大趋势,竖井段接近消力池底部的压力均方差值大,水流冲击振荡剧烈,竖井段实测最大压力均方差值为52.48 kPa(压力测点45)、62.84 kPa(压力测点47)和49.51 kPa(压力测点48);竖井段实测最大压力值(压力测点48)为487.10 kPa。竖井出口压坡顶部压力较小,且存在一定负压,实测顶板最小压力值为:-0.27 kPa(压力测点51)。受竖井段内水流强烈旋转作用的影响,出口两侧靠近涡室部位的压力不对称,迎水流旋转侧压力明显较大,实测两侧最大压差达57 kPa。受水舌跌落影响,深孔泄洪洞段靠近竖井出口部位的底板压力较大,波动也明显,在其下游部位,水流流态趋于平缓,底板压力及其波动值均迅速减小。

从压力分布来看,各段局部压力相对均匀,平均压力最大的部位是竖井段底部,平均压力最小的部位是原导流洞段,局部最大平均压力和脉动压力均满足承载力要求不会对结构产生破坏,局部最小压力处负压很小,诱发空化的可能性不大,但在施工中应注意减小糙率增加光滑度。

表2 实测泄洪洞各点压力特征值Table 2 Measured pressure points eigenvalue of spillway /kPa

续表2Continue table 2 /kPa

5 消能率

旋流式竖井的消能机理主要体现在:①水流旋转产生离心力使壁面的压力加大进而增加了摩擦阻力,同时由于水流旋转形成螺旋轨迹使行程变长进一步使沿程水头损失增加;②由于急剧的转弯使水流为急变流状态造成了一定程度上的局部水头损失(即弯道效应);③水流掺气后急剧的紊动加之水流旋转产生很大的流速梯度导致流层间的剪切和旋涡以及水流射入水垫塘中所产生的剪切、旋滚和碰撞等各种能量耗散。

设计水位下,各水力要素见表3。图1中1-1断面处平均流速可按式(2)计算:

式中V为1-1断面的平均流速;Q为流量;A为1-1断面处的过水断面面积A=π|R2-(R-d)2|,其中R为竖井半径(4 m),d为1-1断面处平均水层厚度。

表3 设计工况水力要素表Table 3 Hydraulic elements of design conditions

根据式(3)和式(4),可求出各段的水头损失,继而求出各段消能率,见表4。

式中H为进水口底板水头,设计工况下H=62 m;ΔHi为进水口底板到各断面水面的高差;vi为各断面上的平均流速;hi为各断面以上的总能量损失,其中i=1,2,3分别表示1-1断面,2-2断面和3-3断面。g为9.81 m/s2。

表4 消能率分布表Table 4 Distribution of energy dissipation rate

由表4可见,1-1断面以上的水头损失为70.4 m,其中包括闸井段的局部水头损失、引水道的沿程水头损失以及涡室和竖井段的沿程水头损失和局部水头损失,消能率为61%;2-2断面以上的水头损失为97.5 m,除去1-1断面以上的水头损失即为消力井中的水头损失27.1 m,其消能率为23%;2-2断面与3-3断面之间为原导流洞段,水头损失为6.8 m,消能率为7%。整个系统的总消能率达到了90%,出口流速接近15 m/s,说明该具有抛物线式引水道的竖井旋流式泄洪洞的消能作用十分明显,为竖井旋流式泄洪洞作为改建导流洞的合理体型创造了条件。

6 结 论

从模型试验的角度研究分析具有抛物线式引水道的竖井旋流式泄洪洞的水力特性,结果表明:流态满足结构安全运行的要求;过流能力也能够达到泄流的标准;压力分布相对比较均匀,个别处脉动压力时均值稍大但不会引起共振,而个别负压区绝对值较小诱发空化的概率不大;从试验过程观察通气较正常不影响过流;总消能率达到了90%,在相同条件下比其它形式内消能工的总消能率高,如黄河小浪底泄洪洞设置了4级孔板消能,其内部总消能率为65%,出口流速＞30 m/s[6],而消力井式内消能工当上游库水位较高进口被淹没时,消能率仅为30%～50%。综上所述,具有抛物线式引水道的竖井旋流式泄洪洞具备改建导流洞的条件,可以在实际工程中应用,但在运行初期应使流量控制在一个较小的范围内并做好监测工作,同时进行原型观测,将得到的数据与模型试验中的数据对比分析,再判断设计流量工况下运行的可靠性。

[1]安盛勋,王君利.水平旋流消能泄洪洞设计与研究[M].北京:中国水利水电出版社,2008:4-5.

[2]董兴林,高季章.导流洞改建旋涡式竖井溢洪道综合研究报告[R].北京:中国水利水电科学研究院水力学所,1994.

[3]孙双科,刘之平.小湾工程大型导流洞改建为泄洪洞的关键技术研究[R].北京:中国水利水电科学研究院水力学所,1999.

[4]董兴林.溪洛渡工程大型导流洞改建为泄洪洞的关键技术研究 [R].北京:中国水利水电科学研究院, 1993.

[5]董兴林,高季章.沙牌水电站导流洞改建旋涡式竖井溢洪道水工试验研究报告 [R].北京:中国水利水电科学研究院,1995.

[6]董兴林,郭 军,杨开林,等.高水头大流量泄洪洞内消能工研究进展[J].中国水利水电科学研究院学报,2003,3(3):21-25.