王國輝，歐紅光

(中國電建集團中南勘測設(shè)計研究院有限公司，湖南 長沙 410014)

0 引 言

高水頭深孔閘門一般均面臨兩個問題：高速水流下的空化問題和閘門止水問題[1～2]；采用突擴突跌摻氣型式可較好的解決這兩個問題，一方面可以滿足摻氣減蝕的要求，另一方面有利于采用偏心鉸弧門同曲面液壓止水，保證閘門止水的安全可靠和優(yōu)良運行。突擴突跌摻氣減蝕的運行原理是當高壓水流經(jīng)過突擴跌坎下泄時，形成射流，在兩側(cè)突擴的邊壁之間和跌坎下方的底部形成空腔，側(cè)空腔和底空腔相連成為空氣通道，從而達到摻氣減蝕的目的。

鑒于突擴突跌摻氣型式的優(yōu)勢，工程中諸多高水頭深孔閘門多采用此布置方式，例如龍羊峽泄洪底孔、東江二級泄洪放空洞、漫灣泄洪底孔等，突擴突跌摻氣在工程中得到了很好的推廣與應(yīng)用。

1 突擴突跌摻氣減蝕的問題及應(yīng)對措施

根據(jù)水工模型試驗成果及原型觀測試驗，高水頭作用下采用突跌突擴摻氣，泄洪洞側(cè)壁以及底部可以形成穩(wěn)定連通空腔，摻氣減蝕效果較好；但是在低水頭作用下，側(cè)空腔較小，或被水花、水霧、水簾所遮蔽，基本上不能進入空氣或卷入極小量空氣，跌坎下的底空腔也基本被回水充填，或形成橫軸漩滾，類似跌坎面流流態(tài)；另外，在形成完整空腔時的臨界狀態(tài)，時而為較完整的空腔，時而為面流流態(tài)，兩種水流流態(tài)交替反復(fù)。此兩種運行工況下泄洪洞側(cè)壁、底部難以形成穩(wěn)定的連通空腔，通氣不暢，減蝕效果差，并且由于深孔閘門運行水頭高、流速大，摻氣不充分極易發(fā)生空蝕破壞(見表1)。

表1 弧形閘門突擴突跌摻氣減蝕工程實例

根據(jù)工程實踐運行，發(fā)生空蝕破壞的主要原因是由于突擴突跌摻氣型式不能適應(yīng)水力條件的要求，通氣不暢[3- 4]。因此，實際工程應(yīng)用中對弧門突跌突擴摻氣減蝕設(shè)施進行了大量水工模型試驗、原型觀測，并從以下幾個方面進行優(yōu)化：①壓力洞出口頂壓坡；②兩側(cè)突擴寬度；③跌坎高度；④增設(shè)側(cè)摻氣坎(折流器)；⑤選擇合適的通氣孔位置及其尺寸。

本文主要通過江坪河水電站工程泄洪放空洞弧形工作門突擴突跌式門槽水力學(xué)減壓模型試驗，從水流流態(tài)、動水壓力以及水流空化特性等方面，對比分析折流器體型對突擴突跌式摻氣減蝕的影響。

2 折流器對突擴突跌摻氣減蝕的影響

江坪河水電站位于溇水上游河段，地處湖北省鶴峰縣走馬鎮(zhèn)，電站總裝機容量為450 MW，多年平均年發(fā)電量9.64億kW·h，年利用小時數(shù)2 142 h。樞紐工程由混凝土面板堆石壩、右岸泄水建筑物(包括2條進口開敞式溢洪隧洞和1條泄洪放空洞)、左岸引水發(fā)電系統(tǒng)等建筑物組成。泄洪放空洞由進水塔、有壓洞段、閘門豎井、無壓洞段及出口挑坎組成；有壓洞出口設(shè)置弧形工作弧門，工作弧門最大工作水頭105.14 m，最大泄量1 329 m3/s，出口流速高達33 m/s，運行水頭和弧門后水流流速較高。

2.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

泄洪放空洞減壓模型按照重力相似準則設(shè)計，減壓模型幾何比尺選為1∶30。泄洪放空洞有壓段出口頂板壓坡為1∶10.329，工作閘門孔口尺寸為6.0 m×6.0 m，其門座兩側(cè)突擴0.5 m，門槽側(cè)擴比Δb/b(孔寬)約為0.08，底部突跌1.2 m；折流器體型的寬度為0.3m，水平長度為5.452 m，相應(yīng)高度為4.8 m。

泄洪放空洞閘門豎井突擴突跌式摻氣型式布置見圖1。

圖1 閘門豎井突擴突跌式摻氣形式布置(單位：mm)

2.2 試驗結(jié)果及分析

2.2.1水流流態(tài)

工作弧門出口未設(shè)置折流器，在弧門全開工況下，閘孔自由出流水舌經(jīng)突擴式門槽后逐漸向邊墻擴散，在閘后底板和邊墻形成“三維”摻氣水流。庫水位400.00 m時，側(cè)空腔長度僅4.4 m；當庫水位逐步升高至設(shè)計水位471.90 m時，側(cè)空腔長度逐步增大至8.3 m；側(cè)空腔后邊墻主流摻氣不明顯，存在清水帶形摻氣盲區(qū)，同時在邊墻產(chǎn)生爬升水翅現(xiàn)象。庫水位為471.90 m時，水流挑距約14.3 m；底部跌坎后可形成穩(wěn)定空腔，但空腔內(nèi)存在較嚴重的積水現(xiàn)象，且回水頻繁回溯至通氣孔內(nèi)造成部分堵塞，通氣不暢；當庫水位降低至汛限水位459.70 m時，突跌坎后水舌挑距降至12.5 m以下，底坎水舌回落區(qū)開始逐步向上游前移，由于水舌交匯入射角較大，底空腔內(nèi)回水嚴重，通氣孔基本被回溯水體堵塞，不能形成穩(wěn)定而有效的摻氣底空腔，底部突跌摻氣坎不能正常運行；庫水位進一步降低至427.00 m及400.00 m時，在跌坎后開始形成漩滾淹沒流，門槽突跌底坎已喪失通氣和摻氣功能。

弧門出口加設(shè)折流器后，庫水位較低為400.00 m時，側(cè)空腔長度為7.4 m，增幅68.18%；庫水位從400.00 m升高至設(shè)計水位475.14 m時，邊墻側(cè)空腔平均長度從7.4 m逐步增大至15.2 m左右，與未加設(shè)折流器的設(shè)計體型相比，側(cè)空腔明顯變長，不同庫水位下增大幅度在3.0 m至7.0 m之間，且側(cè)空腔與邊墻交匯軌跡呈拋物線型，邊墻清水區(qū)范圍也明顯減小。庫水位高于450.00 m時，弧門跌坎后水舌挑距達約17.1～20.7 m，底空腔長度增大4.6～6.4 m，跌坎底空腔穩(wěn)定而基本無回水，通氣通暢；庫水位降低到450.00 m附近時，跌坎后水舌挑距近15.5 m，底空腔僅開始出現(xiàn)少量回水；與未加折流器體型相比，在邊墻折流器的收縮約束下，孔口底部出流水舌挑距也呈加長趨勢，底空腔長度明顯增大，回水幅度明顯減輕。

折流器對弧門門槽突擴突跌后底空腔及側(cè)空腔長度的影響見表2。

表2 弧門門槽突擴突跌后底、側(cè)空腔長度

2.2.2動水壓力

2.2.2.1 底板壓強分布

不同庫水位泄流時底板中心線上的壓力沿程變化規(guī)律基本相同，弧門跌坎后水舌回落底板形成沖擊區(qū)，動水壓力突然增大形成壓力峰值區(qū)，沖擊區(qū)下游壓力沿程變化逐漸平緩穩(wěn)定。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門跌坎后水流沖擊區(qū)的最大壓強分別為102.86、148.71 kPa和127.50 kPa，距離跌坎距離分別為11.45、14.30、16.55 m，水流回落區(qū)最大壓強發(fā)生的位置隨著庫水位升高而逐步向下游移動。不同特征水位下，沖擊區(qū)下游底板壓力均穩(wěn)定分布在32.82～55.32 kPa之間；庫水位為459.70 m和471.90 m時空腔內(nèi)距跌坎7.4 m處底部壓強在11.51～16.81 kPa之間，底空腔內(nèi)回水嚴重。

弧門出口加設(shè)折流器后，泄流時底板中心線上的壓力沿程變化規(guī)律與未加設(shè)折流器相同。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門突跌坎后水流沖擊區(qū)的最大壓強分別為86.76、84.62 kPa和77.04 kPa，距離跌坎距離分別為14.30、21.05、27.60 m。因此，弧門出口加設(shè)折流器后，跌坎水舌挑距增大，回落水舌與底板入射角減小，相同泄流工況下水流回落區(qū)的最大壓強比未設(shè)置折流器時均有所減小，見圖2～4。

圖2 泄洪洞底板壓強(庫水位471.90 m)

圖3 泄洪洞底板壓強(庫水位459.70 m)

圖4 泄洪洞底板壓強(庫水位427.00 m)

2.2.2.2 邊墻壓強分布

不同特征水位泄流工況下弧門突擴式門槽下游邊墻均存在穩(wěn)定的側(cè)空腔，從圖5～7可以看出，距底板4.2 m處側(cè)墻側(cè)擴水舌與邊墻交匯區(qū)由于沖擊作用其壓力也明顯增大，側(cè)空腔后邊墻壓力則急劇降低并沿程呈小幅度波動狀。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門突擴后側(cè)墻水流沖擊區(qū)的最大壓強分別為41.29、37.56 kPa和54.03 kPa，距離跌坎距離分別為4.13、5.33、5.33 m。

在弧門出口布置寬0.3 m的折流器后，在突擴式門槽下游邊墻形成上短下長的側(cè)空腔，不同特征水位泄流工況下，側(cè)擴水舌與邊墻交匯區(qū)由于沖擊作用其壓力也明顯增大，側(cè)空腔后邊墻壓力則逐步降低并趨于穩(wěn)定。與未設(shè)置折流器體型相比，邊墻交匯區(qū)的沖擊壓力幅度均有所降低。庫水位分別為427.00、459.70 m和471.90 m泄流時，弧門突擴后側(cè)墻水流沖擊區(qū)的最大壓強分別為17.00、10.38 kPa和20.27 kPa，降幅為58.83%、72.36%、62.48%；距離跌坎距離分別為5.33、9.53、9.53 m。

圖5 泄洪洞側(cè)墻壓強(庫水位471.90 m)

圖6 泄洪洞側(cè)墻壓強(庫水位459.70 m)

圖7 泄洪洞側(cè)墻壓強(庫水位427.00 m)

2.2.3水流空化特性

試驗采用水流噪聲在高頻段的聲壓級增量(ΔSPL)及水流噪聲能量比值E/E0兩種水流噪聲的監(jiān)測和分析方式作為水流是否發(fā)生空化的判斷標準。根據(jù)試驗情況，選取跌坎下游約10 m處測點分析折流器對突擴突跌式摻氣型式水流空化特性的影響。

未加設(shè)折流器，當庫水位為400.00 m時，測點在相似真空度狀態(tài)下的水流噪聲與背景噪聲比較，大于30 kHz高頻段的最大聲壓級增量為3.6 dB，小于非摻氣水流空化初生臨界判別下限值5.0 dB；當庫水位升高至死水位427.00 m時，測點水流噪聲最大聲壓級增量升高至5.2 dB，開始超過水流初生空化臨界判別下限值；庫水位繼續(xù)升高至450.00 m，測點水流噪聲最大聲壓級增量升高至6.1 dB，水流噪聲能量比值2.98，均超過水流產(chǎn)生初生空化標準。因此在較高庫水位工況下弧門突跌坎后仍不能形成有效的空腔，水流無法進行正常摻氣，綜合水流流態(tài)及噪聲結(jié)果判斷該測點附近存在初生狀態(tài)的空化水流。

加設(shè)折流器后，庫水位為427.00 m時，測點水流空化最大噪聲聲壓級差降低至4.5 dB，降幅為13.5%；庫水位上升至450.00～475.14 m，水流噪聲最大聲壓級增量4.5～4.8 m，最大降幅25%；水流噪聲能量比值1.91～1.93，最大降幅30.55%。因此，在弧門出口加設(shè)折流器后，水流空化噪聲聲壓級差、水流噪聲相對能量比值在水流產(chǎn)生初生空化范圍以內(nèi)，側(cè)向折流器可顯著改善突擴突跌設(shè)施摻氣減蝕作用，弧門跌坎后底空腔內(nèi)基本無回水或回水較少，通氣孔補氣順暢，弧門附近水流沒有發(fā)生空化。

加設(shè)折流器與未加設(shè)折流器水流空化噪聲聲壓級差(ΔSPL)對比見表3。 相似真空度下水流噪聲相對能量比值見表4。

表3 水流空化噪聲聲壓級差(ΔSPL)對比

表4 相似真空度下水流噪聲相對能量比值(Em /E0)

3 結(jié) 論

對于高水頭深孔閘門，采用突擴突跌式摻氣減蝕設(shè)施可較好的解決高速水流下的空化問題和閘門止水問題[5- 6]；加設(shè)折流器后，可明顯增加弧門后底空腔及側(cè)空腔長度，減小水流對底板、側(cè)墻的沖擊；改善通氣條件，降低發(fā)生水流空化的可能性。但由于泄洪深孔水頭較高，流速大，工程安全隱患相對較大；因此采用突擴突跌摻氣減蝕設(shè)施時，需謹慎對待。泄洪深孔的摻氣減蝕措施應(yīng)通過水工模型試驗深入研究，充分論證；同時借鑒原型運行成功經(jīng)驗，使之建立在可靠的基礎(chǔ)之上。