李書(shū)曌，楊具瑞

(昆明理工大學(xué) 現(xiàn)代農(nóng)業(yè)工程學(xué)院，云南 昆明 650504)

臺(tái)階式消能方式作為一種古老的泄流方式，在距今兩千多年前已被應(yīng)用于水利工程中。隨著我國(guó)大型水工建筑物的興建，大流量和高水頭等引起的高速大單寬流量水流問(wèn)題已不能單單靠臺(tái)階式消能工來(lái)解決[1]。面對(duì)高速水流沖蝕以及空蝕空化等問(wèn)題，要求水工建筑物不僅要具有較高消能率，還應(yīng)考慮采取有效的摻氣措施用以減小壩面的負(fù)壓。如阿海電站溢流壩面及臺(tái)階部位曾因氣蝕而遭到破壞[2]，寬尾墩+階梯溢流壩+消力池聯(lián)合消能工的使用有效解決了此問(wèn)題[3]。此外寬尾墩+階梯溢流壩+消力池聯(lián)合消能工也被廣泛應(yīng)用在云南的大朝山水電站[4]、貴州的索風(fēng)營(yíng)水電站[5]、廣西的百色水電站[6]中。因此，研究聯(lián)合消能工的水力特性對(duì)改善高速水流沖蝕以及空蝕空化等問(wèn)題具有實(shí)際的指導(dǎo)意義[7]。

在研究聯(lián)合消能工對(duì)水工建筑物的水力特性影響研究方面，Boussinesq J、Plandtl L等人[8-26]利用數(shù)值模擬方式建立紊流模型，采用 VOF 方法來(lái)追蹤自由水面，并將 VOF 方法引入結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的k-ε紊流模型，經(jīng)過(guò)不斷的努力成功地模擬階梯溢流壩面的流場(chǎng)，證明了自由水面的求解在實(shí)際工程中具有重要意義；Michael Pfister、張志昌等人[27-29]對(duì)單一臺(tái)階式溢洪道摻氣發(fā)生點(diǎn)的位置及摻氣變化分區(qū)進(jìn)行了研究，對(duì)臺(tái)階水流進(jìn)行了細(xì)分，得出了臺(tái)階式溢洪道上的壓強(qiáng)分布及其規(guī)律；張靚等[30]通過(guò)數(shù)值模擬針對(duì)前置摻氣坎角度對(duì)溢流壩階梯面消能特性的影響進(jìn)行了研究分析，得出了前置摻氣坎對(duì)溢流壩階梯面消能特性的規(guī)律性；王強(qiáng)等[31]對(duì)不同臺(tái)階數(shù)的過(guò)渡臺(tái)階對(duì)階梯溢流壩面壓強(qiáng)及消能特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，得出了不同臺(tái)階數(shù)在階梯溢流壩消能方面的變化規(guī)律。然而數(shù)值模擬比物理模型更省時(shí)省費(fèi)用的同時(shí)，對(duì)階梯流流壩面的空化、空蝕問(wèn)題很難模擬[32-39]。其中過(guò)渡臺(tái)階部分對(duì)寬尾墩+階梯溢流壩+消力池消能方式中水力特性影響的實(shí)驗(yàn)研究至今鮮有相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道。為此，本文在國(guó)家自然科學(xué)基金“階梯溢流面與WES曲面的銜接方式對(duì)寬尾墩+階梯溢流壩+消力池消能工水力特性的影響研究(51569010)”的支持下，結(jié)合阿海電站水工模型實(shí)驗(yàn)，研究分析過(guò)渡臺(tái)階尺寸變化對(duì)寬尾墩+階梯溢流壩+消力池聯(lián)合消能工整體的水力特性的影響，為進(jìn)一步完善聯(lián)合消能方式具有一定的意義。

1 水工實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

水工模型實(shí)驗(yàn)以阿海電站為研究對(duì)象，采用Y型寬尾墩+階梯溢流壩+消力池的聯(lián)合消能形式，取阿海電站五孔溢流表孔中的兩孔制作單體水工模型。模型采用有機(jī)玻璃制作，根據(jù)水流特性，主要作用力是重力，因此，按照佛汝德準(zhǔn)則建立阿海水利樞紐整體正態(tài)物理模型，模型制作和安裝精度均滿足《水工(常規(guī))模型試驗(yàn)規(guī)程》(SL155-2012)要求，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)條件，模型幾何比尺為1：60[40-41]。 為探究聯(lián)合消能方式的水力特性，同時(shí)還進(jìn)行了水面線、流速、壓強(qiáng)、空腔長(zhǎng)度、摻氣濃度等的測(cè)量。其中：

水面線的測(cè)量：采用精度為0.1 mm的測(cè)針，測(cè)量范圍為消力池部位12個(gè)斷面(樁號(hào)0+105.76 m～0+256.97 m)。

壓強(qiáng)的測(cè)量分為時(shí)均壓強(qiáng)的測(cè)量和臺(tái)階負(fù)壓的測(cè)量，其中：

時(shí)均壓強(qiáng)的測(cè)量：采用內(nèi)徑1.5 mm的紫銅管和內(nèi)徑12 mm的玻璃管進(jìn)行測(cè)量，精度為1 mm，溢流表孔中心線壓強(qiáng)測(cè)量范圍為溢流壩段(樁號(hào)0+2.18 m～0+105.76 m)以及消力池段(樁號(hào)0+105.76 m～0+256.97 m)共36個(gè)斷面，模型中軸線壓強(qiáng)測(cè)量范圍為階梯溢流壩臺(tái)階部位(樁號(hào)0+44.53 m～0+64.14 m)、反弧段(樁號(hào)0+64.14 m～0+105.76 m)以及消力池段(樁號(hào)0+105.76 m～0+256.97 m)共28個(gè)斷面。水工模型時(shí)均壓強(qiáng)測(cè)點(diǎn)位置如圖1。

臺(tái)階負(fù)壓的測(cè)量：采用精度為0.1%的CY200數(shù)字壓力傳感器測(cè)量，其量程為0～50 kPa，測(cè)量部位在第一臺(tái)階垂直固壁面、水平固壁面和第二臺(tái)階垂直固壁面的上、中、下共9個(gè)位置。水工模型臺(tái)階負(fù)壓測(cè)點(diǎn)位置如圖2。摻氣濃度的測(cè)量：采用環(huán)形桿式CQ6-2005型摻氣濃度傳感器進(jìn)行測(cè)量。實(shí)驗(yàn)采用5 000年一遇(P=0.02%)的校核洪水位進(jìn)行研究。

1.2 實(shí)驗(yàn)方案

為探討過(guò)渡臺(tái)階高度、寬度共同作用下對(duì)寬尾墩+階梯溢流壩+消力池一體化消能方式消能和摻氣的影響，本文在阿海電站的基礎(chǔ)上，方案一將前6個(gè)16.7 mm×12.5 mm均勻臺(tái)階設(shè)為過(guò)渡臺(tái)階，方案二、方案三、方案四對(duì)過(guò)渡臺(tái)階的寬度和高度同時(shí)進(jìn)行了同比例改變，即方案二將方案一的過(guò)渡臺(tái)階同比例縮小1倍，修改為8.33 mm×6.25 mm的臺(tái)階；方案三將方案一的過(guò)渡臺(tái)階同比例放大1.5倍，修改為25 mm×18.75 mm的臺(tái)階，為保證整體臺(tái)階坡度不變，在過(guò)渡臺(tái)階區(qū)域形成比方案一放大1.5倍的組合式臺(tái)階；方案四將方案一的過(guò)渡臺(tái)階同比例放大2倍，修改為33.3 mm×25 mm的臺(tái)階。四種過(guò)渡臺(tái)階實(shí)驗(yàn)方案見(jiàn)圖3。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 過(guò)渡臺(tái)階數(shù)對(duì)臺(tái)階部位摻氣狀況的影響

根據(jù)實(shí)驗(yàn)觀察，經(jīng)寬尾墩束窄作用，水流形成片狀水舌挑向空中，在空中進(jìn)行撞擊、摩擦，在此過(guò)程中耗散大量能量，進(jìn)而跌落至階梯溢流壩面。同時(shí)在寬尾墩后形成局部空腔，有利于從水舌底部向階梯溢流壩面進(jìn)行摻氣。在階梯段水流受臺(tái)階作用而產(chǎn)生較大的紊動(dòng)，摻氣較充分。跌落的水流形成滑行水流，在階梯上形成水墊，減小沖擊壓力。各實(shí)驗(yàn)方案下?lián)綒饪涨婚L(zhǎng)度、單位空腔面積以及過(guò)渡臺(tái)階平均摻氣濃度等過(guò)渡臺(tái)階摻氣狀況實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1 各方案摻氣狀況Tab.1 The aeration status of transitional step

由表1可看出，同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸，單個(gè)臺(tái)階長(zhǎng)度 以及臺(tái)階處與空氣接觸面積發(fā)生了變化。水流經(jīng)過(guò)過(guò)渡臺(tái)階時(shí)，同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸，使得產(chǎn)生的摻氣空腔長(zhǎng)度、單位空腔面積以及過(guò)渡臺(tái)階平均摻氣濃度均發(fā)生了改變。對(duì)比方案一、方案二、方案三及方案四的摻氣空腔長(zhǎng)度、單位空腔面積以及過(guò)渡臺(tái)階平均摻氣濃度可發(fā)現(xiàn)，方案二(過(guò)渡臺(tái)階尺寸同比例縮小1倍)的摻氣空腔長(zhǎng)度從方案一的13.75 m減小到4.16 m，其單位空腔面積由方案一的8.25 m2減小到2.50 m2，平均摻氣濃度從方案一的79.87%減小到73.65%；方案三(過(guò)渡臺(tái)階尺寸同比例放大1.5倍)的摻氣空腔長(zhǎng)度從方案一從13.75 m減小到12.50 m，其單位空腔面積由方案一的8.25 m2減小到7.50 m2，平均摻氣濃度從方案一的79.87%減小到76.77%；而方案四(過(guò)渡臺(tái)階尺寸同比例放大2倍)的摻氣空腔長(zhǎng)度從方案一從13.75 m減小到8.75 m，其單位空腔面積由方案一的8.25 m2增加到12.00 m2，平均摻氣濃度從方案一的79.87%增加到83.23%?？梢钥闯?，從方案一到方案四，水流與階梯溢流壩面之間形成的摻氣空腔越過(guò)的階梯數(shù)并未逐漸增加，這與后小霞等人的研究：摻氣空腔長(zhǎng)度增大時(shí)，階梯摻氣更加充分略有不同[42]。主要是過(guò)渡臺(tái)階同比例變化時(shí)，單個(gè)臺(tái)階長(zhǎng)度以及臺(tái)階處與空氣接觸面積發(fā)生了變化，同時(shí)為保證整體臺(tái)階坡度不變，方案三中與寬尾墩相銜接處尺寸較小，不能充分摻氣。從表1可知，在單個(gè)臺(tái)階長(zhǎng)度不同時(shí)，單位空腔面積越大，平均摻氣濃度亦逐漸增大，摻氣越充分。此外，通過(guò)對(duì)比四種實(shí)驗(yàn)方案發(fā)現(xiàn)，隨著過(guò)渡臺(tái)階尺寸同比例增長(zhǎng)，摻氣越充分，越有利于改善壩面空蝕空化現(xiàn)象。

圖1 水工模型時(shí)均壓強(qiáng)測(cè)點(diǎn)位置Fig.1 The mean pressure measurement point position of the hydraulic model

圖2 臺(tái)階負(fù)壓測(cè)點(diǎn)位置Fig.2 The measurement point position of the negative pressure

圖3 實(shí)驗(yàn)方案Fig.3 The experimental schemes

2.2 過(guò)渡臺(tái)階數(shù)對(duì)聯(lián)合消能方式中壓強(qiáng)的影響

2.2.1 時(shí)均壓強(qiáng)

根據(jù)實(shí)驗(yàn)觀察，各實(shí)驗(yàn)方案WES曲線段時(shí)均壓強(qiáng)(時(shí)均壓強(qiáng)變化如圖4)變化基本一致，呈現(xiàn)先下降后上升、最后由于水流下泄又降低的發(fā)展趨勢(shì)，實(shí)測(cè)數(shù)值十分穩(wěn)定。在相同的流量與庫(kù)水位下，同時(shí)同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸對(duì)WES曲線段時(shí)均壓強(qiáng)的影響并不明顯。因此將時(shí)均壓強(qiáng)分析進(jìn)行簡(jiǎn)化，沿程時(shí)均壓強(qiáng)如圖5。

圖4 WES曲線段時(shí)均壓強(qiáng)變化圖Fig.4 The variations of the mean pressures of the WES curve segment

對(duì)比四種實(shí)驗(yàn)方案的沿程時(shí)均壓強(qiáng)變化可看出，時(shí)均壓強(qiáng)的總體變化基本一致。壩體臺(tái)階部分時(shí)均壓強(qiáng)數(shù)值均較小，沒(méi)有一定的規(guī)律性，隨著水舌在臺(tái)階內(nèi)部含氣旋滾，時(shí)均壓強(qiáng)略微有所增大；高速水流經(jīng)臺(tái)階段流入反弧段后，在高速水流、靜水深度以及回流的共同影響下，促使反弧段時(shí)均壓強(qiáng)急劇增加；流入消力池后，因回流、底流消能作用及消力池尾坎雍水作用，時(shí)均壓強(qiáng)略有降低后緩慢增加。其中，方案二的反弧段時(shí)均壓強(qiáng)值最大，產(chǎn)生在樁號(hào)0 + 92.00 m處，數(shù)值為461.48 kPa，比方案一增加了2.2%；方案三的反弧段最大的時(shí)均壓強(qiáng)值，產(chǎn)生在樁號(hào)0 + 92.00 m處，數(shù)值為430.32 kPa，比方案一降低4.68%；方案四的反弧段最大的時(shí)均壓強(qiáng)值，產(chǎn)生在樁號(hào)0 + 92.00 m處，數(shù)值為427.38 kPa，比方案一降低5.34%。說(shuō)明同比例增大過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案三、方案四)有利于水流能量的耗散、減小高速水流對(duì)反弧段的沖刷，而減小過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案二)不利于水流能量的耗散。通過(guò)圖5(a)以及圖5(b)之間的對(duì)比可知，壩體中心線與溢流表孔時(shí)均壓強(qiáng)相比，最大值由454.54 kPa增大到461.48 kPa，增大了約1.5%。其主要原因是兩個(gè)溢流表孔的高速水流經(jīng)反弧段匯流后，壩體中心線水深略大于溢流表孔中心線水深，溢流表孔匯流后對(duì)時(shí)均壓強(qiáng)的影響要大于溢流表孔中心線處下泄水流與消力池產(chǎn)生的回流的共同作用對(duì)時(shí)均壓強(qiáng)的影響。

圖5 沿程時(shí)均壓強(qiáng)變化圖Fig.5 The variations of the mean pressures along the dam

2.2.2 臺(tái)階負(fù)壓

根據(jù)水工模型實(shí)驗(yàn)觀察可知，四種實(shí)驗(yàn)方案的過(guò)渡臺(tái)階內(nèi)部均產(chǎn)生了部分負(fù)壓，主要分布在第一臺(tái)階和第二臺(tái)階的垂直面上，第一臺(tái)階的水平固壁面也略微分布。為了探索過(guò)渡臺(tái)階負(fù)壓分布規(guī)律，對(duì)不同實(shí)驗(yàn)方案第一臺(tái)階和第二臺(tái)階垂直面負(fù)壓分布和第一臺(tái)階水平固壁面負(fù)壓分布進(jìn)行了分析和比較，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)如表2。表2給出了過(guò)渡臺(tái)階負(fù)壓實(shí)測(cè)值。從表2可以看出，過(guò)渡臺(tái)階的負(fù)壓分布規(guī)律基本一致，臺(tái)階負(fù)壓主要分布在臺(tái)階垂直固壁面上，沿著第一臺(tái)階的垂直面和第二臺(tái)階的垂直面逐漸增加，最大負(fù)壓基本都出現(xiàn)在臺(tái)階豎直垂直固壁面底部測(cè)點(diǎn)處，其主要原因是臺(tái)階內(nèi)表面水流渦旋的形成，使得當(dāng)部分水流下泄時(shí)從臺(tái)階底部帶走空氣，進(jìn)而部分水流離開(kāi)臺(tái)階垂直壁面和臺(tái)階水平固壁面內(nèi)部，轉(zhuǎn)向主流方向。其中實(shí)驗(yàn)方案三略有不同，主要是方案三(同比例增大過(guò)渡臺(tái)階1.5倍)過(guò)渡臺(tái)階與WES曲線相銜接處高度尺寸過(guò)小、寬度尺寸過(guò)大，促使水流流經(jīng)第一級(jí)臺(tái)階水平固壁面匯入主流時(shí)間增長(zhǎng)，使臺(tái)階內(nèi)部水平固壁面產(chǎn)生較大負(fù)壓。對(duì)比四種實(shí)驗(yàn)方案發(fā)現(xiàn)，方案一最大負(fù)壓為-57.14 kPa；方案二產(chǎn)生的負(fù)壓最大，為-86.19 kPa；方案三的最大負(fù)壓為-48.16 kPa；方案四的最大負(fù)壓為38.86 kPa。同比例擴(kuò)大過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案三、方案四)有利于進(jìn)一步降低臺(tái)階壁面發(fā)生空蝕破壞的風(fēng)險(xiǎn)；反之，同比例減小過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案二)不利于壩體臺(tái)階部位工程安全。此外，對(duì)比各實(shí)驗(yàn)方案下第二級(jí)階梯垂直固壁面上負(fù)壓與第一級(jí)階梯垂直固壁面上負(fù)壓可看出，隨著臺(tái)階同比例尺寸的增大，階梯溢流壩第二級(jí)階梯垂直固壁面上的負(fù)壓逐漸增大，但最大負(fù)壓仍在第一級(jí)臺(tái)階處。主要原因是隨著水流下泄及臺(tái)階尺寸的同比例增大，階梯空腔摻氣面積增大，第一級(jí)臺(tái)階負(fù)壓降低并有向下分配趨勢(shì)，但仍由第一節(jié)臺(tái)階主要承擔(dān)臺(tái)階負(fù)壓。同時(shí)，由表4.2可知，過(guò)渡臺(tái)階的第一級(jí)臺(tái)階水平固壁面負(fù)壓分布規(guī)律基本一致，均在臺(tái)階水平固壁面內(nèi)部測(cè)點(diǎn)處負(fù)壓達(dá)最大，其中，方案三產(chǎn)生的最大負(fù)壓為-48.16 kPa，方案二產(chǎn)生的最大負(fù)壓為-41.67 kPa，方案一為-7.64 kPa，方案四水平固壁面未產(chǎn)生負(fù)壓，主要是方案三的過(guò)渡臺(tái)階寬度增加，使水流匯入主流時(shí)間增長(zhǎng)，使臺(tái)階內(nèi)部水平固壁面產(chǎn)生較大負(fù)壓，容易發(fā)生空蝕破壞；其次，方案一尺寸過(guò)小，水舌下方摻氣空腔無(wú)法充分摻氣，導(dǎo)致臺(tái)階部位整體負(fù)壓均偏大。實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象表明，同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸對(duì)臺(tái)階部位負(fù)壓有影響，其中同比例縮小改變過(guò)渡臺(tái)階(方案二)不利于降低過(guò)渡臺(tái)階部位的空蝕空化；同比例擴(kuò)大改變過(guò)渡臺(tái)階(方案四)可以有效地進(jìn)一步降低臺(tái)階壁面發(fā)生空蝕破壞的風(fēng)險(xiǎn)。同時(shí)根據(jù)方案三可知，在同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸時(shí)，也要考慮過(guò)渡臺(tái)階與WES曲線相銜接處尺寸變化，不宜采用尺寸過(guò)小或高度過(guò)小、寬度過(guò)大的臺(tái)階與之相銜接。當(dāng)過(guò)渡臺(tái)階與WES曲線相銜接處尺寸過(guò)小時(shí)，水流下泄不宜進(jìn)行摻氣，易造成臺(tái)階負(fù)壓增大；過(guò)渡臺(tái)階高度過(guò)小、寬度過(guò)大時(shí)，促使水流流經(jīng)第一級(jí)臺(tái)階水平固壁面匯入主流時(shí)間增長(zhǎng)，使臺(tái)階內(nèi)部水平固壁面產(chǎn)生較大負(fù)壓。

表2 各方案臺(tái)階負(fù)壓值 kPaTab.2 The measured values of transitional step negative pressure

2.3 過(guò)渡臺(tái)階數(shù)對(duì)聯(lián)合消能工消能率的影響

水流在消能過(guò)程中，經(jīng)階梯面作用加強(qiáng)對(duì)水流的旋滾破碎，過(guò)渡臺(tái)階數(shù)在此過(guò)程中將影響泄流的能量耗散。為了計(jì)算能量在消能過(guò)程中的耗散情況，對(duì)上游進(jìn)口斷面和下游出口斷面建立能量方程來(lái)計(jì)算聯(lián)合消能方式中消能率的變化，用兩個(gè)位置上能量的差值與進(jìn)口斷面能量之比作為消能率。即公式：

(4)

(5)

(6)

式中：E1和E2分別為上、下游總能量；Z1和Z2分別為上下游斷面相對(duì)于消力池底板的高度；H1和H2分別為上下游斷面水深；v1和v2分別為上下游斷面水流的平均速度；α1和α2分別為流速系數(shù)，其數(shù)值均取為1。

四種實(shí)驗(yàn)方案的消能率見(jiàn)表3。從表3可以看出，方案二消能率最低，為58.44%；方案一消能率為59.48%；方案四消能率其次，為59.81%；方案三消能率最高，為60.11%。分析表4.4可見(jiàn)，從方案一到方案二，過(guò)渡臺(tái)階對(duì)均勻臺(tái)階尺寸進(jìn)行了同比例減小時(shí)，整體消能率由59.48%降低到了58.44%，說(shuō)明同比例減小過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案二)不利于通過(guò)聯(lián)合消能方式進(jìn)行能量的耗散；通過(guò)方案三、方案四與方案一的對(duì)比，同比例增大過(guò)渡臺(tái)階尺寸時(shí)，整體消能率有所增長(zhǎng)，說(shuō)明可通過(guò)同比例增大過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案三、方案四)適當(dāng)提高聯(lián)合消能方式的消能效果。然而，各實(shí)驗(yàn)方案整體消能效果的增加或降低并不明顯。從中可以看出，通過(guò)同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸來(lái)大幅度改變消能率較難。

表3 各方案消能率的比較Tab.3 The energy dissipation rate of schemes

3 結(jié) 論

本文為探討同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸對(duì)寬尾墩+階梯溢流壩+消力池一體化消能方式消能和摻氣的影響。本章在阿海電站的基礎(chǔ)上，對(duì)過(guò)渡臺(tái)階的寬度及高度同時(shí)進(jìn)行了改變，通過(guò)幾何比尺為1：60的水工模型實(shí)驗(yàn)，首先分析了同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸后的水流特性，包括水流流態(tài)，水面線等；然后將同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸后的摻氣狀況進(jìn)行了對(duì)比；再依據(jù)同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸后壩體的時(shí)均壓強(qiáng)以及臺(tái)階的負(fù)壓推求其壓強(qiáng)變化規(guī)律；通過(guò)基礎(chǔ)消能率公式，分析同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸對(duì)消能效果的影響。經(jīng)過(guò)研究分析得到一些初步研究成果，現(xiàn)歸納如下：

(1)通過(guò)實(shí)驗(yàn)得知，單個(gè)臺(tái)階長(zhǎng)度以及臺(tái)階處與空氣接觸面積不同時(shí)，單位空腔面積越大，平均摻氣濃度亦逐漸增大，摻氣越充分。此外，通過(guò)對(duì)比四種實(shí)驗(yàn)方案發(fā)現(xiàn)，隨著過(guò)渡臺(tái)階尺寸同比例增長(zhǎng)，摻氣越充分，越有利于改善壩面空蝕空化現(xiàn)象。

(2)各實(shí)驗(yàn)方案沿程時(shí)均壓強(qiáng)總體變化基本一致。同比例增大過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案三、方案四)有利于水流能量的耗散、減小高速水流對(duì)反弧段的沖刷，而減小過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案二)不利于水流能量的耗散。同時(shí)溢流表孔匯流后對(duì)時(shí)均壓強(qiáng)的影響要大于溢流表孔中心線處下泄水流與消力池產(chǎn)生的回流的共同作用對(duì)時(shí)均壓強(qiáng)的影響。

(3)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象表明，同比例擴(kuò)大過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案四)可以有效地進(jìn)一步降低臺(tái)階壁面發(fā)生空蝕破壞的風(fēng)險(xiǎn)；反之，同比例縮小改變過(guò)渡臺(tái)階(方案二)不利于降低過(guò)渡臺(tái)階部位的空蝕空化。

(4)在同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸時(shí)，也要考慮過(guò)渡臺(tái)階與WES曲線相銜接處尺寸變化，不宜采用尺寸過(guò)小的臺(tái)階與之相銜接。

(5)通過(guò)四種實(shí)驗(yàn)方案的對(duì)比可知，同比例增大過(guò)渡臺(tái)階尺寸時(shí)，整體消能率有所增長(zhǎng)；同比例減小過(guò)渡臺(tái)階尺寸時(shí)，整體消能率有所降低。說(shuō)明可通過(guò)同比例增大過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案三、方案四)適當(dāng)提高聯(lián)合消能方式的消能效果。然而，各實(shí)驗(yàn)方案整體消能效果的增加或降低并不明顯。從中可以看出，通過(guò)同比例改變過(guò)渡臺(tái)階尺寸來(lái)大幅度改變消能率較難。

綜上所述，控制其他變量相同時(shí)，同比例擴(kuò)大過(guò)渡臺(tái)階尺寸(方案四)優(yōu)于其他實(shí)驗(yàn)方案，對(duì)整體聯(lián)合消能方式中摻氣狀況、對(duì)減小反弧段的沖刷、降低臺(tái)階面空蝕空化影響等方面均有積極作用。

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