射流出口末端折流板压力特性试验研究

乔 丹，李龙国，李乃稳，b，刘 超

（四川大学a.水利水电学院；b.水力学与山区河流开发保护国家重点实验室，成都 610065）

射流出口末端折流板压力特性试验研究

乔 丹a，李龙国a，李乃稳a，b，刘 超a

（四川大学a.水利水电学院；b.水力学与山区河流开发保护国家重点实验室，成都 610065）

高坝工程坝身孔口射流多呈横向扩散下泄，但狭窄河谷中的高坝工程因泄流宽度不足而受到限制。在坝身孔口出流末端设置横向收缩折流板，可获得竖向及纵向扩散良好的窄长水舌流态，从而充分利用河道纵向空间泄洪消能。但折流板两侧因射流冲击而压力剧增，这对折流板的结构设计不利。通过模型试验的方法，对收缩射流折流板不同体型参数（收缩比β、相对收缩段长度δ以及出口倾角γ）和深孔进口水头变化对其所受冲击压力的影响进行了研究。结果表明：射流冲击使得折流板上所受压力剧增，且压力最大值出现在始折点（突扩侧墙与折流板相接处，即折流板的始端）上，折流板面上无负压出现；折流板最大冲击压力随收缩比的增大而减小，随相对收缩段长度的增加而减小，随出口倾角的增大而增大，随深孔进口的水头增加而增大。

高坝工程；高速射流；泄洪消能；折流板；压力特性

2015，32（01）：70－74

1 研究背景

高山峡谷中的高坝工程具有高水头、窄河谷及大流量的特点［1］，坝身下泄高速水流对下游的冲击和冲刷以及泄洪雾化问题尤为突出。目前，我国高坝工程坝身泄洪多采用“表、深孔水舌空中碰撞＋下游水垫塘”的消能方式［2］。表孔水流与深孔水流在单独泄洪时横向扩散，纵向分层分区入水；但当表、深孔联合泄洪时，表、深孔水流先在空中相互碰撞，然后再落入下游水垫塘，此种消能方式可取得较好的消能效果。二滩工程的实践［3］也充分表明水流空中碰撞能达到很好的消能效果。但水流空中碰撞会造成更为严重的泄洪雾化问题，使得泄洪雾化引起的降雨强度大大增加，对水利枢纽的正常运行及下游岸坡的稳定均可能造成严重危害。

高坝表、深孔水流空中碰撞消能所产生的泄洪雾化问题可通过实现表深孔水流无碰撞消能来解决。实现表、深孔水流无碰撞消能有2种方式：一种是表、深孔仍采用常规出口体型，在平面布置上各孔横向尽量相互拉开，但受到工程所处河谷狭窄的限制而很难实现；另一种方式则是表、深孔采用收缩式消能工，如宽尾墩、窄缝挑坎［4－6］，利用收缩式消能工收缩水流的特性获得窄长的下泄水舌流态，使各股水流从相互间隙穿插下落，从而实现表、深孔水流无碰撞消能。李乃稳、许唯临等［7］在锦屏一级水力学模型上将宽尾墩、窄缝挑坎收缩式消能工分别应用于拱坝坝身表孔和深孔，通过一系列不同的表、深孔体型组合试验研究，获得了良好的纵向扩散的窄长水流，实现了高拱坝表、深孔水流空中无碰撞消能的目的，并且泄洪雾化的强度相对于表、深孔碰撞消能而言大大降低［8］。

除了宽尾墩、窄缝挑坎收缩式消能工可横向收缩射流而获得纵向拉长的窄长水流外，在射流出射过程中两侧设置横向折流板，利用水的流态可控制性，也可获得纵向拉长的窄长水流。但折流板应用于射流出口末端后，其射流流态如何，折流板面因水流横向折转而所受的冲击动压特性如何，压力变化与哪些体型参数有关，这些都是需要研究的问题。本文结合水力学模型试验对上述问题进行了研究。

2 模型布置及试验工况

2.1 试验模型

本试验在某水电站整体水工模型3＃深孔上进行，模型比尺为100。深孔进口高度9.2 cm，出口采用压坡段，高度变为6 cm，孔宽5 cm。深孔弧形工作闸门位于其出口末端，为避免出射水流冲击弧形闸门边墩，方便弧形闸门安装与安全运行，将出口两侧各突扩0.5 cm，即两侧壁间宽6 cm，如图1（b）所示。同时，深孔高速水流自由出射后，经侧墙突扩可利于水流掺气，减免空蚀破坏。将深孔底部采用45°大坡度底板与两侧壁作为支撑结构，水舌在出射过程中不接触底板。深孔进水孔底距模型顶94.5 cm。试验模型的布置见图1（a），图1（b）是深孔的平面与剖面示意图。

图1 模型布置图Fig.1 Layout ofmodel

2.2 收缩折流板体型参数及试验工况

2.2.1 折流板体型参数

深孔出口末端增设横向折转的折流板后，其板面受高速射流的冲击，势必会造成极大的冲击压力。因此，在获得合适纵向拉长的窄长水流的情况下，应合理选择折流板的设计参数，以尽可能减小板面受到的冲击压力。表征折流板体型的主要参数有：收缩比β、相对收缩段长度δ、折流板出口倾角γ。

收缩比β＝b/B，如图1（b）所示：b是收缩折流板的出口横向宽度，单位为cm；B是收缩折流板的进口宽度，B＝6 cm。

相对收缩段长度δ＝L/B，L是收缩折流板的长度，单位为cm（图1（b））。

倾角γ为折流板出口外缘线与水平线的夹角，如图1所示。

2.2.2 试验工况

试验中，针对折流板的体型参数，即收缩比β、相对收缩段长度δ以及出口倾角γ进行了研究。β＝0.75，0.8，0.85，0.9，0.95；δ＝0.5，0.67，0.75，1.0；γ＝30°，45°，60°，90°。同时，折流板所受冲击压力还与深孔出射流速v密切相关，而深孔射流流速v与深孔进口水头H有关。试验中设定了不同的深孔进口水头，H＝76，83，91，93 cm。

3 折流收缩段水流流态分析

深孔水流出射后，成为有压孔口射流。如图2（a）所示，在随后的横向突扩流道内，首先因两侧墙横向突扩而形成自由射流，其除了向前高速运动外，还存在周围空气剪切作用下的横向自然扩散。后扩散至两侧壁，形成附壁射流。在射流与突扩边壁间形成侧空腔。射流进入横向收缩折流段后，由于折流板的横向急剧收缩而产生急流冲击波，在射流的上方存在2条特征水面线，即中线水面线和边墙水面线（图2（b））。急流冲击波交汇点前边墙水深大于中线水深，水面呈“∪”形。对于深孔末端设置的折流板，一般δ值较小，冲击波交汇点在折流板之外，故整个折流板段内，射流上水面呈“∪”形。在交汇点之后，水舌主体以上形成水冠。

图2 折流收缩段内水面线形态Fig.2 W ater surface patterns in baffle contraction segm ent

折流板下方设置了大坡度底板，其对射流无影响，仅对两侧折流板起结构支撑作用。同样受折流板横向急转影响，射流下方存在2条特征水面线。如图2（b），一条为受折流板横向收缩挤压作用而产生的沿边墙运动的边墙水面线；一条为原射流的中线水面线。在两侧墙水流交汇之前，两侧墙水面线低于中线水面线，水面呈“∩”形。同样，由于射流出口附近水流横向运动速度远大于水流因重力影响而产生的向下运动速度，两侧墙水深在向下运动中交汇，产生类似急流冲击波的现象。中线水面低于两侧水面，形成水翅而落入下游。由于两横向收缩折流板的挤压，射流在竖向扩散，纵向拉长，呈窄长水流状态流入下游（见图1（a））。

深孔射流在侧墙突扩处脱壁，左右各形成一个近似三角形的侧空腔。同时，射流主体不受大坡度支撑底板约束，在射流与底板间形成底空腔。两侧空腔与底空腔贯通形成空气通道，射流在高速运动中因强烈紊动而掺气，这对防止折流板面附壁射流区的空蚀破坏是极为有利的。

4 收缩折流板压力分布特性

4.1 折流板面压力分布

折流板应用于射流出口末端可获得纵向拉长的窄长水舌流态，但在折流板面上的射流附壁区压力分布状况，如是否存在负压而造成板面的空蚀破坏，侧墙折转处因水流冲击而压力过大，造成结构破坏，这些是其应用中应重点关注的问题。

试验中，在一侧折流板面上射流冲击区布置了32个测压点，测量了折流板面上过流时的压力分布，见图3（a），图3（b）为紊流数值模拟计算的折流板面压力分布［5］。

图3 β＝0.67，δ＝0.67，γ＝45°，H＝88 cm折流板面压力分布Fig.3 Pressure distribution on the baffle p late when β＝0.67，δ＝0.67，γ＝45°，and H＝88 cm

在高速射流出口末端设置折流板时，先横向突扩，再横向折转收缩射流从而获得窄长水流。因射流与空气贯通而没有在射流附壁区出现负压，避免了折流板面的高速水流空化空蚀破坏。但受射流冲击的影响，折流板冲击区压力剧增对其工程结构设计是极为不利的。显然，折流板射流冲击区的Pmax是折流板结构设计的主要依据，应尤为关注。

试验发现，折流板面压力分布形状及Pmax值的大小与折流板设计参数，如收缩比β、相对收缩段长度δ、折流板出口倾角γ及射流出口末端流速v有关。在工程应用时，应合理选择上述折流板设计参数，在获得合适纵向拉长窄长水流的同时，尽可能使Pmax最小，从而减小折流板结构设计的难度。

4.2 折流板冲击区压力最大值变化规律

表征横向收缩折流板的体型设计参数有进出口收缩比β，相对收缩段长度δ及出口倾角γ。同时，深孔进口上游水位H也将会影响射流出口末端流速v，进而影响折流板冲击区压力最大值Pmax。本文对上述参数变化对折流板射流冲击区压力最大值的影响规律进行了研究。

试验中，固定收缩比β、相对收缩段长度δ、折流板出口倾角γ及深孔进口底板以上水头H这4个影响参数中的3个，实测Pmax值，其随β，δ，γ及H的变化规律见图4。

图4 Pmax随β，δ，H，γ的变化Fig.4 Variation of Pmaxw ithβ，δ，H，γrespectively

由图4可知，随着折流板体型设计参数及深孔上游水头H的变化，折流板面上最大冲击压力Pmax呈现较有规律的变化，即Pmax随着折流板段进出口收缩比β的增大而减小，随着相对收缩段长度δ的增加而减小，随着折流板出口倾角γ的增大而增大，随着深孔进口底板以上水头H的增加而增大。

图5为折流板段水力计算分析示意图，射流流速为v，折流板前段宽为B，出口宽为b，折转处至出口的距离为L，则由前面的表述可知，折流板收缩比β＝b/B，折流板相对收缩段长度为δ＝L/B。

为方便对射流在折流板内进行水力分析，将折流板按照出口倾角γ＝90°（图5（a））和γ≠90°（图5（b））进行分析。

半个上午过去，恐惧感慢慢消逝，我甚至感到很刺激，很好玩。中间几乎没有休息，小解时，他们背对着巷子里的行人，朝着新楼 尿。我是学生，讲文明，不好意思站在脚手架上撒野，我撤下来。巷子里有人来往，我抹不开这个脸，向我们的住所飞奔。脚手架上传来唏嘘声，他们一定在说我“懒驴上磨屎尿多”。我把他们的声音扔在身后。

进入折流板段的射流流速为v，有

图5 折流板水力分析示意图Fig.5 Hydraulic analysis of baffle p late

式中：φ为深孔出流的流速系数，其值与深孔进口形式、深孔过流段长度等有关；g为重力加速度；H为深孔进口底板以上的水头。

首先考虑γ＝90°的情况，如图5（a）所示，将射流流速沿折流板矢量分解成与折流板平行的流速v1和与折流板垂直的流速v2，则有：

式中θ为折流板收缩角，根据图5几何关系，有

根据动量定理，折流板上冲击压力P应等于折流板单位面积上的水流的动量变化，即

式中：ρ为水的密度；q为折流板单位面积的流量；α为动量修正系数；v′2为水流冲击折流板后垂直于板面的速度，可以约等于0。

压力P的方向垂直于折流板，因v1平行于折流板，故不对折流板产生压力。

当折流板出口倾角γ≠90°时，如图5（b）所示，射流流速v′与折流板出口间不再垂直，而是存在一个夹角γ。将流速v′分解成与折流板出口断面平行的流速v3和与折流板出口断面垂直的流速v4，则有：

经过对射流流速v′进行如此的矢量分析后，v4与折流板出口断面垂直，此时，v4与图5（a）中所示水力分析一致，即为图5（a）中射流流速v，将v4代入式（4）得

对于折流板体型参数，即收缩比β＝b/B、相对收缩段长度δ＝L/B以及折流板出口倾角γ，收缩比β和相对收缩段长度δ的变化影响了折流板横向收缩角θ的变化，即β增大，θ减小；δ增大，θ减小。则由式（7）可知，在其他条件一定的情况下，折流板面最大压力Pmax随β增大而减小；随δ增大而减小。

同时，由式（7）可知，在其他条件一定的情况下，折流板出口倾角γ增大，则最大压力Pmax增大。

当折流板各体型参数一定时，深孔进口底板以上水头H增加，则射流流速v′增加，由式（7）可知，折流板面最大压力Pmax增大。

5 结 论

通过将横向收缩折流板应用于高速射流出口末端的一系列试验研究，分析研究成果得出以下结论：

（1）折流板横向收缩可获得竖向及纵向扩散良好的窄长水舌流态。合适控制折流板体型参数，如收缩比β＝b/B、相对收缩段长度δ＝L/B，以及折流板出口倾角γ，可控制射流水舌流态。

（2）折流板段先突扩后横向折转收缩，底板采用大坡度底板，仅对折流板起结构支撑作用而对射流无约束。因突扩造成的左右侧空腔与底空腔贯通并与空气连通，使射流掺气，射流附壁区无负压产生，这对防止折流板空蚀破坏有利。

（3）受射流冲击，在折流板面上压力分布存在峰值区，且折流板面最大冲击压力Pmax随着折流板收缩比β的增大而减小，随着相对收缩段长度δ的增大而减小，随着折流板出口倾角γ的增大而增大，随着深孔进口底板以上水头H的增加而增大。

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（编辑：刘运飞）

Characteristics of Pressure on Baffle Plate at the End of Jet Outlet

QIAO Dan1，LILong-guo1，LINai-wen1，2，LIU Chao1
（1.School of Hydraulic＆Hydroelectric Engineering，Sichuan University，Chengdu 610065，China；2.State Key Laboratory of Hydraulics and Mountain River Engineering，Sichuan University，Chengdu 610065，China）

Flow from the orifice of high dam usually fallwith full diffusion in horizontal direction，but in narrow valley it is limited by thewidth of river.By setting transverse shrinkage baffle plates at the end of the dam orifice，the flow jet becomes narrow and long spreadingwell in vertical and longitudinal directions，which gives full play to the longitudinal space of river for flood discharge and energy dissipation.However in this case，the pressure on the baffle plate surged due to jet impact，which is detrimental to the structure design of the baffle plate.In this paper，the impact pressure on the baffle platewas researched by changing the shape parameters of baffle plate（contraction ratioβ，relative contract lengthδand outletangleγ）aswell aswater head at the entrance of orifice.Research results revealed that themaximum pressure on the baffle plate was at the beginning point（which is at the joint between suddenly-enlarged side-wall and baffle plate），while no negative pressure was found on the baffle plate which is beneficial to alleviating cavitation of the plate.Themaximum impact pressure reduced with the increase of contraction ratio and relative contract length，while increased with the increase of outlet angle and water head at the entrance of orifice.

high dam project；high-velocity jet flow；flood discharge and energy dissipation；baffle plate；pressure characteristic

TV135.2

A

1001－5485（2015）01－0070－05

10.3969/j.issn.1001－5485.2015.01.014

2013－11－25；

2013－12－27

国家自然科学基金青年科学基金项目（50909067，51009102，51179113）；新世纪优秀人才支持计划（2011SCU－NCET－10－0589）

乔 丹（1989－），女，陕西宝鸡人，硕士研究生，主要从事水工建筑物安全评价及病害整治方面的研究，（电话）13558873826（电子信箱）qiaodan1024＠126.com。

刘 超（1975－），男，四川南充人，副教授，博士，主要从事水工建筑物方面的研究，（电话）13808095407（电子信箱）liuchaogood＠21cn.com。