掺气坎体型设计对溢洪道水力特性影响研究

程华进，王亚妮，徐 静，樊 鑫

（1.淮安市水利勘测设计研究院有限公司，江苏 淮安 223005；2.嘉禾项目管理淮安有限公司，江苏 淮安 223001）

1 引言

溢洪道作为水工建筑中代表性泄流建筑[1,2]，其设计不仅需要考虑结构静力状态，也不仅仅需要综合考虑溢洪道动力响应特征，溢洪道发挥水利功能的关键离不开防蚀消能，因而防蚀降冲设计较为重要。王康柱[3]、黄桂兵 等[4]为探讨溢洪道结构设计可靠性，采用CFD 等三维流场计算平台，研究了溢洪道断面上流速、压强以及水面线等水力特征变化，从掺气坎高度、挑角等因素开展设计研究对比。模型试验不仅可以在渗流场分析中得到应用，也可有助于溢洪道结构体型设计，何志亚 等[5]借助水工物理模型试验方法，开展溢洪道溢流阶梯设计工艺、挑坎增设以及宽尾墩设计等试验分析，从水工模型试验结果研判溢洪道防蚀消能的设计合理性。本文为研究蓄能电站溢洪道防蚀消能构件的布设方式，采用水工模型试验方法开展了掺气坎布设方案下溢洪道沿程气相分布、压强特征分析，为溢洪道掺气坎截面体型设计提供依据。

2 模型试验介绍

2.1 工程概况

西北清河抽水蓄能电站位于中国第一阶梯与第二阶梯交界位置，降水丰富，地表发育较多植被，水沙防护效果较佳。该抽水蓄能电站包括有拦水主坝、拦沙坝、泄洪洞以及溢洪道等水工建筑，图1 为该蓄能电站溢洪道几何设计剖面、平面图。该溢洪道上游采用弧形压杆式钢闸门，占据主轴30 m，溢洪道全轴长为203.6 m，引水段与出水段高程差达56 m，溢流阶梯坡度为25.94%，泄槽段均为均匀式台阶设计，尾渠段坡度较高，达40%，占据轴长58.6 m，进水口引渠段为30 m，敞口式体型，过渡段首级阶梯未增设前置掺气坎，在下游设置有挑流鼻坎构件，利于下游消力池的防冲降能。作为清河抽水蓄能电站的关键工程，溢洪道安全运营离不开消能防蚀设计，工程管理部门考虑对该蓄能电站溢洪道的降能防蚀设计开展模型试验研究。

图1 溢洪道几何设计剖面、平面图

2.2 模型试验

从蓄能电站溢洪道消能防蚀设计入手，上、下游河道高程分别设定至950 m、875 m，相似比尺为50，建立的室内溢洪道物理模型如图2 所示。按照模型试验理论[2,5]，本试验中流量比尺为8 000，所模拟的消力池主轴全长为20 m，宽度为2.8 m，池内坡度1/0.45。

图2 溢洪道物理模型

本模型试验中主要研究溢洪道的降能防蚀体型设计，依据同类型溢洪道设计[6]，本试验中共在溢流面上设置有四种不同的掺气坎布设方式：A 方案为挑角10°、挑高为0.8 m 的掺气坎布设在泄槽溢流段与尾渠段交界处；B 方案仅在A 方案的基础上，改变了掺气坎的挑高，为0.4 m；C 方案的掺气坎设计为凸体截面，中部高度为0.8 m，两端高度为0.4 m，使之体型为凸起坎；D 方案在B 方案的基础，降低挑角为8°，且在坎底部设置槽深0.6 m，槽底为水平，长度为1.6 m，槽末端与溢流面底坡为圆弧相接；B～D三种设计方案如图3 所示。各方案中溢流段台阶尺寸均为25 mm×16.67 mm，阶梯数量为26，各方案中仅掺气坎的布设方式有所区别。不仅于此，本试验按照泄流量限值13 000 m3/s 的要求，分别设定研究方案中泄流量为4 000 m3/s、13 000 m3/s，试验中基于模型试验流量比尺进行相应的换算。

图3 B～D 三种典型设计方案

3 水工模型试验结果分析

3.1 气相分布特征

为探讨不同掺气坎布设方式下溢洪道水力特征，基于模型试验监测结果，经处理后获得四种不同掺气坎布设方式下溢洪道沿程断面气相分布特征，如图4 所示。

由图4 气相分布参数掺气浓度值变化可知，D方案中掺气浓度值水平最高，而A 方案下为最低；在泄流量4 000 m3/s 工况下，以断面3 m 处为例，A方案中掺气浓度值为14.5%，而B、C、D 三个改良方案下掺气浓度值较之未改良前分别增大了71.1%、54%、121.6%，尤以D 方案下掺气浓度值水平增长最为显著。根据沿程断面掺气浓度值计算，获得A 方案中掺气浓度均值为15.77%，而B、C、D 方案下浓度均值分别为26.1%、23.1%、32%。当泄流量增大至13 000 m3/s 后，四种方案中掺气浓度值均有减小，如A 方案下浓度均值减少了72.7%，而B～D 三个方案中掺气浓度均值分别减少了31.2%、34.9%、28.3%，即以A 方案下掺气浓度值受泄流量影响更为显著，泄流量的变化，在A 方案中更易于造成水工建筑空蚀破坏。不仅于此，在泄流量达到设计限值13 000 m3/s 后，B～D 三个方案中的浓度均值较之A方案下分别增大了3.2 倍、2.5 倍、4.2 倍，较之泄流量较低工况中，B～D 方案掺气浓度与A 方案的差幅亦得到了增大，不同方案间气相分布差异性加大。

图4 溢洪道沿程断面气相分布特征

进一步分析气相分布变化可知，不论是泄流量较低或较高时，在A 方案掺气坎布设方案中，沿程断面上掺气浓度值均呈持续缓增变化，两泄流量工况下断面间平均增幅为4.7%、21.9%；而在B、C 方案中，沿程断面掺气浓度值呈“缓增-稳定”两阶段变化，此两类方案在断面6 m 后趋于气相分布稳定；相比前三者方案，D 方案中沿程断面掺气浓度值具有“递增-递减-稳定”的三阶段特征，在溢洪道尾渠处呈气相稳定，且是从一个递减的过程演化得到，水力势能的释放更具平稳性，对溢洪道的防蚀保护更为有利[7]。当改变泄流量后，四种方案掺气浓度值变化特征均未改变，表明泄流量不会影响掺气坎布设方式下气相变化特征。

3.2 压强分布特征

图5 为不同掺气坎布设方式下沿程断面时均压强分布变化。分析图中压强变化可知，掺气坎在溢洪道的布设方式差异，其沿程断面时均压强变化特征也有各异，但整体上压强水平以A 方案为最高，而D 方案为最低；在泄流量4 000 m3/s 工况下，两方案断面间压强差幅分布为0.71～1.83 倍，而断面压强均值差幅为1.13 倍，而B、C 方案断面平均压强较之A 方案的差幅为26.7%、67.4%。对比四种方案的压强变化可知，A、B 方案沿程断面压强变化具有一致性，呈稳定递增状态，在图7（a）中两断面间压强平均增幅分别为6.2%、4.8%；C 方案断面压强呈“递增-递减“变化，峰值压强位于断面5 m 处，达192.9 kPa；D 方案中断面压强变化较之C 方案多了一个稳定段，在断面8～10 m 区内压强呈稳定状态，而同样在断面5 m 处具有峰值断面，达158.7 kPa。从四种方案下压强分布可知，D 方案下不仅压强量值水平较低，且压强分布变化对下游水工建筑的消能降冲更具可靠性，动水冲击势能更弱[4]。

图5 沿程断面时均压强分布变化

当泄流量增大至13 000 m3/s 时，四种方案下时均压强量值对比上仍保持较为一致，以A、D 方案下为最高、最低，总体上各方案的压强量值较之前一泄流量工况下均有提高，A～D 四个方案中压强均值分别提高了51.8%、36%、30.5%、23.3%。另一方面，主要差异在于沿程断面压强分布变化：B 方案中沿程断面压强呈“递增-稳定”状态，而 C 方案出现了“双增幅”段特征，D 方案下压强分布变化仍与泄流量4 000 m3/s 工况下保持一致。分析认为，泄流量增大，A～C 三种掺气坎布设方案下时均压强分布变化都发生了改变，而D 方案下掺气坎布设有助于增大空腔，减缓水力势能的冲击，其时均压强分布变化在高泄流量工况中仍保持一致。综合分析可知，四种掺气坎布设方案中，D 方案开挖深槽、降低挑角，对该溢洪道的水工消能防蚀更有优势。

4 结论

（1）A、D 方案分别为掺气浓度值最低、最高，增大泄流量后，A 方案气相分布变化受影响更显著；四种掺气坎布设方案下沿程断面掺气浓度值变化具有差异性，以D 方案掺气浓度值变化更为契合消能防蚀；泄流量改变，同一方案下气相分布变化特征不变。

（2）A、D 方案的时均压强分别为最高、最低，在泄流量4 000 m3/s 工况下，两方案断面压强均值差幅为0.71～1.83 倍；D 方案下沿程压强在断面8～10 m具有稳定状态，减弱动水冲击效果更好；泄流量增大，A～C 三种方案沿程压强分布变化均与低泄流量下有所差异，而D 方案下保持一致。

（3）综合考虑四种方案下模型试验结果，认为D方案坎槽式设计对水工消能防空蚀更有优势。