王 強(qiáng)，楊具瑞，楊正林，蔣 瑜，楊恩其

(1.銅仁學(xué)院農(nóng)林工程與規(guī)劃學(xué)院，貴州 銅仁 554300；2.昆明理工大學(xué)現(xiàn)代農(nóng)業(yè)工程學(xué)院，云南 昆明 650500；3.銅仁市水利電力勘測設(shè)計(jì)院有限公司，貴州 銅仁 554300)

0 引 言

隨著現(xiàn)代水利事業(yè)的快速發(fā)展，在高壩水工設(shè)計(jì)中，高水頭、大單寬流量泄洪和消能成為高壩泄水建筑物設(shè)計(jì)面臨亟待解決的問題。然而傳統(tǒng)消能工采用先泄洪再集中消能的方式，通常形成下泄洪水對(duì)壩體及下游基坑的嚴(yán)重沖刷，造成壩體破壞和壩基失穩(wěn)。尤其對(duì)于高水頭、大單寬流量泄洪工程，存在壩面負(fù)壓、底板臨底流速和脈動(dòng)壓力較大，空蝕空化破壞嚴(yán)重，抗沖保護(hù)難度大，且所需消力池尺寸大，造價(jià)高等問題。因此，這種傳統(tǒng)消能方式在現(xiàn)代壩工設(shè)計(jì)中存在較大的局限。我國水利研究工作者提出將寬尾墩、階梯溢流壩和消力池有機(jī)結(jié)合，形成寬尾墩+階梯溢流壩+消力池一體化聯(lián)合消能工，在國內(nèi)高壩建設(shè)實(shí)踐中得到廣泛應(yīng)用，如云南的大朝山水電站和阿海水電站，貴州的索風(fēng)營水電站和思林水電站，福建的水東水電站[1-5]等。這種聯(lián)合消能方式充分發(fā)揮寬尾墩消能和階梯溢流壩消能的優(yōu)點(diǎn)，即利用階梯溢流壩進(jìn)一步增進(jìn)了寬尾墩的消能率，又通過寬尾墩后形成的無水區(qū)從水舌底部向階梯壩面通氣從而避免壩面產(chǎn)生空蝕空化破壞，使階梯式溢流壩向高水頭大單寬流量方向發(fā)展[6]。但隨著水頭和單寬流量的進(jìn)一步增大，階梯壩面水深加大，水舌底部缺乏摻氣條件，階梯壩面會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重的空蝕空化破壞[7]。如阿海水電站階梯溢流壩在運(yùn)行不到半年時(shí)間就因流速過快，單寬流量過大導(dǎo)致臺(tái)階沿程發(fā)生空蝕空化破壞[8]；丹江口水電站溢洪道由于單寬流量q=120 m3/(s·m)和流速(22～24 m/s)過大造成溢流壩面發(fā)生空蝕空化破壞的例子。

針對(duì)上述問題，學(xué)者們做了大量研究，后小霞等[9]采用數(shù)值模擬分析寬尾墩體型對(duì)一體化消能方式壩面摻氣空腔長度及負(fù)壓的影響，結(jié)果表明壩面摻氣空腔長度隨寬尾墩收縮比的減小而增大，最大負(fù)壓隨收縮比的減小而減少；戴光清等[10]利用水氣兩相流的VOF模型分析得到過渡階梯的最佳起始點(diǎn)應(yīng)設(shè)置在約1/2曲線高度的壩頂曲線段上；劉善均等[11]對(duì)設(shè)前置摻氣坎階梯溢洪道近壁摻氣特性進(jìn)行分析，得到在設(shè)置摻氣坎的條件下，不同坡度、單寬流量、臺(tái)階體形對(duì)階梯壩面摻氣濃度沿程分布規(guī)律；張挺[12]通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)寬尾墩后溢流面與第1級(jí)階梯的交界處存在負(fù)壓。但這些研究成果更多傾向于對(duì)一體化聯(lián)合消能工整體水力特性的分析，而對(duì)壩面局部危險(xiǎn)部位的摻氣和負(fù)壓分布規(guī)律研究不夠深入，同時(shí)大多數(shù)研究通過改變寬尾墩體形或增設(shè)摻氣坎來增加壩面的摻氣和減小壩面的負(fù)壓，而關(guān)于過渡階梯臺(tái)階尺寸對(duì)一體化聯(lián)合消能工壩面摻氣特性和負(fù)壓分布規(guī)律的影響鮮有報(bào)道。故本文基于阿海水電站左岸溢流表孔，在一體化聯(lián)合消能工WES曲面與階梯溢流壩之間增設(shè)3種不同尺寸的過渡階梯連接形式與原工況共計(jì)4種方案，采用三維數(shù)值模擬方法，分析在高水頭、大單寬流量泄洪條件下，探討不同臺(tái)階尺寸的過渡階梯對(duì)壩面摻氣特性及負(fù)壓分布規(guī)律的影響，為進(jìn)一步優(yōu)化寬尾墩+階梯溢流壩+消力池一體化聯(lián)合消能工提供理論支撐。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c研究方案

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ突诎⒑Ｋ娬咀蟀兑缌鞅砜?，阿海水電站壩型為RCC重力壩，最大壩高138 m，壩長482 m，泄洪消能設(shè)施采用寬尾墩+階梯溢流壩+消力池一體化聯(lián)合消能工，溢洪道堰頂高程1 484 m，孔口尺寸20 m×13 m(高×寬)，階梯溢流壩坡比為1∶0.75，由29個(gè)尺寸為1 m×0.75 m(高×寬)的均勻臺(tái)階構(gòu)成。試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵来斡缮嫌嗡畮?、寬尾墩、WES曲面、階梯溢流壩、反弧段和消力池等構(gòu)成，遵循重力相似原則設(shè)計(jì)，比例尺采用1∶60，主要比尺關(guān)系如表1所示。為便于數(shù)據(jù)觀測，模型采用透明有機(jī)玻璃制作，糙率為0.009；模型壩高2.3 m，孔口尺寸為0.33 m×0.2 m(高×寬)，階梯溢流壩坡比為1∶0.75，由29個(gè)尺寸為16.67 mm×12.50 mm(高×寬)的均勻臺(tái)階構(gòu)成。

表1 模型主要比尺關(guān)系

1.2 研究方案

本文基于阿海水電站左岸溢流表孔，采用三維數(shù)值模擬方法，將原工況(方案二)階梯溢流壩的上游前6個(gè)階梯設(shè)置為過渡階梯，在原工況的基礎(chǔ)上通過改變過渡階梯臺(tái)階尺寸方式增設(shè)3種方案，即將原工況過渡階梯臺(tái)階尺寸減小一倍設(shè)為方案一，增大一倍設(shè)為方案三，增大兩倍設(shè)為方案四，原工況設(shè)為方案二共計(jì)4種方案，各過渡階梯不同臺(tái)階尺寸組合方案具體參數(shù)見表2。對(duì)比分析過渡階梯不同臺(tái)階尺寸組合方案在5 000年一遇校核洪水標(biāo)準(zhǔn)條件下對(duì)一體化聯(lián)合消能工壩面摻氣及負(fù)壓特性的影響。

表2 過渡階梯組合方案

2 數(shù)學(xué)模型

本文采用三維數(shù)值模擬方法，對(duì)水氣二相流湍流數(shù)值模擬的數(shù)學(xué)模型采用模擬混合流體自由表面較為精確的VOF方法[13]，該方法適用于互不穿透的兩種或兩種以上流體界面間的追蹤計(jì)算，由Hirt首先提出，采用的RNGk-ε雙方程湍流模型如下：

(1)

(2)

Gk+ρε

(3)

(4)

式中，ρ為水氣二相流混合流體的體積分?jǐn)?shù)平均密度；t為時(shí)間；ui為xi方向的瞬時(shí)速度分量；xi，xj為坐標(biāo)分量，i，j=1，2，3；p為修正壓力；μ為流體運(yùn)動(dòng)黏度；μt為湍動(dòng)黏度；k為湍流動(dòng)能；αk為k的紊流普朗特?cái)?shù)，αk=1.0；μeff為μ與μt之和，即μeff=μ+μt；Gk為平均梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能生成項(xiàng);ε為湍流耗散率；αε為ε的紊流普朗特?cái)?shù)，αε=1.3；C1ε和C2ε為ε的方程常數(shù)，C1ε=1.44，C2ε=1.92。

當(dāng)磨料流量不斷增加,進(jìn)入沙管的水和磨粒增多,作用于線材表面的磨料顆粒相應(yīng)增多,氧化皮和銹層受到的剪切碰撞作用增強(qiáng),磨粒磨損加大,線材表面的去除效率增大;隨著磨料流量逐漸增大,由于沙管的孔徑太小,大量的水和磨料不僅降低了射流的速度,而且阻礙高壓水噴射出來,導(dǎo)致射流壓力降低,流量減少,從而導(dǎo)致磨粒相互間的剪切碰撞作用減弱,磨損減輕,使得磨粒作用于線材表面的能量降低,對(duì)銹層的去除效率也降低。同時(shí),流量的增加導(dǎo)致部分磨粒反彈,使得流量無法對(duì)線材表面產(chǎn)生沖蝕作用，對(duì)線材表面的去除效率明顯減小。

由于上述數(shù)學(xué)模型中的RNGk-ε雙方程湍流模型和單相流的k-ε湍流模型具有完全相同的表達(dá)形式，因此只需將水氣二相流混合流體的體積分?jǐn)?shù)ρ和混合流體的分子黏性系數(shù)μ分別用水和氣的體積分?jǐn)?shù)求加權(quán)平均即可，即

ρ=αwρw+(1-αw)ρa(bǔ)

(5)

μ=αwμw+(1-αw)μa

(6)

式中，αw為水的體積分?jǐn)?shù)。

3 計(jì)算域模型網(wǎng)格劃分、邊界條件定義與結(jié)果驗(yàn)證

3.1 計(jì)算域模型網(wǎng)格劃分

本次三維數(shù)值模型基于阿海水電站左岸溢流表孔，計(jì)算域模型依次由上游水庫、寬尾墩、WES曲面、過渡階梯、階梯溢流壩、反弧段、消力池和尾砍等部分構(gòu)成，計(jì)算域流場復(fù)雜，劃分的網(wǎng)格量大。為確保數(shù)值模擬計(jì)算精度，提高網(wǎng)格質(zhì)量，全部采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并遵循疏密適當(dāng)?shù)脑瓌t，將寬尾墩、過渡階梯和階梯溢流壩等區(qū)域網(wǎng)格適度加密。為保證網(wǎng)格質(zhì)量的同時(shí)又能減少運(yùn)算量，提高模擬運(yùn)算速度，本次選取阿海水電站左岸5溢流表孔的中孔作為數(shù)值模擬對(duì)象，模型整體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖1所示。坐標(biāo)選取順?biāo)鞣较驗(yàn)閤軸，壩軸線方向?yàn)閥軸，豎直方向?yàn)閦軸。選取上游水庫進(jìn)水口面、堰頂曲面的水平切面和溢流表孔中心縱剖面的交點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)。

圖1 模型整體網(wǎng)格

3.2 模型邊界條件定義

(1)數(shù)值模型進(jìn)口邊界條件。進(jìn)口邊界條件根據(jù)校核水位劃分為空氣進(jìn)口和水流進(jìn)口，校核水位以上為空氣進(jìn)口，以下為水流進(jìn)口。將空氣進(jìn)口定義為壓力進(jìn)口邊界條件，水流進(jìn)口定義為速度進(jìn)口邊界條件；由于數(shù)值模型頂面即水流自由面與大氣相聯(lián)通，故定義數(shù)模頂面為壓力進(jìn)口邊界條件。進(jìn)口邊界的湍流動(dòng)能k和湍流耗散率ε為

(7)

ε=k2/3/(0.4H0)

(8)

式中，vin為平均流速；H0為進(jìn)口水深。

(2)數(shù)值模型出口邊界條件。出口邊界條件根據(jù)下游水位劃分為空氣出口和水流出口兩部分，定義空氣出口為壓力出口邊界條件，水流出口為自由出流邊界條件。

(3)數(shù)值模型壁面邊界條件。定義數(shù)值模型壁面邊界為無滑移邊界條件。

3.3 數(shù)值模擬驗(yàn)證

為驗(yàn)證本次數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，將原工況溢流壩面摻氣空腔長度、流速分布及沿程水深分布數(shù)值模擬計(jì)算值與水工模型試驗(yàn)實(shí)測值進(jìn)行對(duì)比分析。其中，模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬所得壩面水流流態(tài)如圖2、3所示，由圖2和圖3可知，模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬得到的壩面水流流態(tài)基本一致。壩面摻氣空腔長度實(shí)測值為9.39 m，計(jì)算值為8.89 m，誤差為5.32%；反弧段及消力池段流速實(shí)測值與計(jì)算值最大誤差為5.08%；y=0剖面沿程水深實(shí)測值與計(jì)算值最大誤差為6.39%。通過以上參數(shù)實(shí)測值與計(jì)算值的對(duì)比分析結(jié)果表明，兩者吻合良好，說明本文采用數(shù)值模擬具有較高的準(zhǔn)確性。

圖2 整體水流流態(tài)

圖3 y=0剖面水流流態(tài)

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 階梯溢流壩面摻氣空腔分布

4.1.1階梯溢流壩中心剖面摻氣空腔長度及摻氣空腔面積

本文選取溢流壩中孔縱向中心剖面(y=0剖面)數(shù)值模擬得到的壩面摻氣空腔長度和摻氣空腔面積進(jìn)行對(duì)比分析，各方案壩面摻氣空腔形態(tài)如圖4所示。由于寬尾墩的作用，出墩水流形成縱向拉伸橫向收縮的聳立水舌與過渡階梯產(chǎn)生分離，在水舌底部與階梯壁面間形成摻氣空腔，摻氣空腔內(nèi)摻氣濃度均達(dá)到90%以上。各方案壩面摻氣空腔長度和摻氣空腔面積如表3所示，由表3可知，壩面摻氣空腔長度和面積隨著過渡階梯臺(tái)階尺寸的增大而增大。壩面摻氣空腔長度從方案一的2.83 m增加到方案四的9.96 m，增加了251.94%，其中，方案二比方案一提高了214.13%，方案三比方案二增加了0.34%，方案四比方案三增大了11.66%；摻氣空腔面積從方案一的5.3 m2增加到方案四的12.48 m2，增加了135.47%，其中，方案二比方案一提高50.19%，方案三比方案二增加了15.08%，方案四比方案三增大了36.24%。分析表明，隨著過渡階梯臺(tái)階尺寸的增大，階梯壩面摻氣空腔長度和摻氣空腔面積逐漸增大，壩面摻氣更充分。

圖4 壩面摻氣空腔形態(tài)

表3 摻氣空腔長度及摻氣空腔面積

4.1.2階梯溢流壩不同縱剖面摻氣空腔分布

為探討摻氣空腔在階梯壩面的分布規(guī)律，本文選取方案四不同縱剖面的摻氣空腔進(jìn)行對(duì)比分析，由于計(jì)算域?yàn)閷?duì)稱體形，形成對(duì)稱水流和對(duì)稱摻氣空腔，故本次選取溢流壩中孔中心剖面一側(cè)的不同縱剖面進(jìn)行對(duì)比分析，各剖面壩面摻氣空腔形態(tài)如圖5所示。由圖5可知，出墩水流從水舌邊緣y=4.5 m剖面到y(tǒng)=1.5 m剖面水舌逐漸加厚，從y=1.5 m剖面到水舌中心y=0剖面水舌略有變薄。分析表明，受寬尾墩對(duì)水流的橫向收縮作用，在墩后形成兩股聳立對(duì)沖水流，如圖2所示，故出墩水流從水舌兩邊緣至縱向中心剖面，水舌先逐漸加厚，然后略有變薄，在每股對(duì)沖水流中心剖面處水舌達(dá)到最厚。此外，y=4.5 m剖面摻氣空腔與大氣相聯(lián)通，y=3、1.5、0 m剖面摻氣空腔面積分別為25.34、10.21、12.48 m2。即摻氣空腔從y=4.5 m剖面的聯(lián)通區(qū)域減小到y(tǒng)=3 m剖面的25.34 m2封閉區(qū)域；從y=3 m剖面的25.34 m2減小到y(tǒng)=1.5 m剖面的10.21 m2，減小了59.71%；當(dāng)摻氣空腔從y=1.5 m剖面過渡到y(tǒng)=0剖面時(shí)，摻氣空腔從10.21 m2增加到12.48 m2，增大了22.23%。綜上說明，摻氣空腔沿水舌兩邊緣向中心剖面先迅速減小，然后略有增大，表明最小摻氣空腔不在水舌對(duì)稱中心剖面，而在每股對(duì)沖水流的中心剖面處產(chǎn)生。

圖5 摻氣空腔形態(tài)

4.1.3階梯溢流壩面沿程摻氣濃度分布

過渡階梯不同臺(tái)階尺寸壩面沿程摻氣濃度分布如圖6所示，由圖6可知，沿程摻氣濃度總體呈減小趨勢，但波動(dòng)較大，其中，方案四和方案三沿程摻氣濃度比方案二和方案一大，尤其方案四較其他方案為大。各方案沿程摻氣濃度均在第10～14級(jí)臺(tái)階范圍達(dá)到極小值，分析表明，由于出墩水流受寬尾墩和挑坎的挑射作用，下泄水流跌落到溢流壩的第10～14級(jí)臺(tái)階處，隨后在該壩段臺(tái)階面進(jìn)一步反彈，故壩面摻氣濃度在此處迅速減小后又逐漸增大，隨后沿階梯壩面逐漸減小。故沿程摻氣濃度隨過渡階梯臺(tái)階尺寸的增大而增大，較高的沿程摻氣濃度不僅有助于壩面的有效保護(hù)避免空蝕空化破壞，而且有助于水氣的相互摻混，進(jìn)一步增進(jìn)消能。

圖6 沿程摻氣濃度分布

4.2 階梯溢流壩面壓強(qiáng)分布規(guī)律

4.2.1摻氣空腔局部負(fù)壓分布

各方案壩面負(fù)壓等值線如圖7所示。由圖7可知，各方案均在過渡階梯的摻氣空腔內(nèi)產(chǎn)生局部負(fù)壓，其中，方案一負(fù)壓等值線分布在過渡階梯的前幾級(jí)臺(tái)階內(nèi)，其他各方案負(fù)壓等值線均分布在過渡階梯的首級(jí)臺(tái)階內(nèi)；方案二的負(fù)壓較其他各方案為大。

4.2.2階梯溢流壩豎直壁面和水平壁面負(fù)壓分布規(guī)律

由圖7可知，各方案均在過渡階梯的摻氣空腔內(nèi)產(chǎn)生局部負(fù)壓，為了更清楚地認(rèn)識(shí)過渡階梯不同臺(tái)階尺寸對(duì)階梯壩面負(fù)壓分布規(guī)律的影響，本文選取各方案過渡階梯摻氣空腔壩面y=0剖面豎直壁面和水平壁面壓強(qiáng)分布，如圖8和圖9所示。由圖8可知，各方案豎直壁面壓強(qiáng)分布規(guī)律基本一致，沿首級(jí)階梯豎直壁面向下，壓強(qiáng)迅速從正壓減小到負(fù)壓直至負(fù)壓最大值，隨后壓強(qiáng)略有增大。其中，在首級(jí)臺(tái)階豎直壁面上邊緣區(qū)域壓強(qiáng)變化梯度最大，分析表明該區(qū)域?yàn)樗畾鈸交爝^渡區(qū)，摻氣濃度的快速變化引起壓強(qiáng)的急劇變化。各方案最大負(fù)壓均集中分布在過渡階梯首級(jí)臺(tái)階豎直壁面樁號(hào)0+22.55～0+22.57范圍內(nèi)。方案一、三、四豎直壁面負(fù)壓最大值分別為-0.07、-0.899、-0.868 kPa，均比方案二的最大負(fù)壓-4.469 kPa小，說明隨過渡階梯臺(tái)階尺寸的增大，豎直壁面最大負(fù)壓先隨之增大，然后又逐漸減小，即減小或增大過渡階梯臺(tái)階尺寸，均有助于減小豎直壁面的負(fù)壓。

圖7 各方案首級(jí)臺(tái)階壓強(qiáng)等值線

圖8 各方案階梯豎直固壁面壓強(qiáng)分布

圖9 各方案階梯水平壁面壓強(qiáng)分布

由圖9可知，各方案水平壁面壓強(qiáng)分布規(guī)律基本一致，沿水平壁面壓強(qiáng)先緩慢減小，然后逐漸增大。其中，方案一、三、四水平壁面最大負(fù)壓分別為-0.071、-0.536、-0.163 kPa，均較方案二最大負(fù)壓-3.898 kPa小，說明增大或減小過渡階梯臺(tái)階尺寸，均有助于減小階梯溢流壩豎直壁面和水平壁面局部負(fù)壓。較小負(fù)壓的存在不僅可以避免階梯壩面發(fā)生空蝕空化破壞，而且還有助于增進(jìn)階梯溢流壩面的摻氣。

4.2.3階梯溢流壩面沿程時(shí)均壓強(qiáng)分布規(guī)律

為探討過渡階梯不同臺(tái)階尺寸對(duì)階梯溢流壩時(shí)均壓強(qiáng)分布規(guī)律的影響，本文選取y=0剖面進(jìn)行對(duì)比分析，各方案階梯溢流壩豎直壁面和水平壁面沿程時(shí)均壓強(qiáng)分布如圖10所示，由圖10可知，各方案階梯溢流壩豎直壁面和水平壁面沿程時(shí)均壓強(qiáng)分布規(guī)律基本一致，沿程略有波動(dòng)，但總體呈增大趨勢。其中，在階梯溢流壩的前幾級(jí)階梯壓強(qiáng)變化趨于平緩，略有增大，而在階梯溢流壩的中下游段，

圖10 各方案壁面沿程時(shí)均壓強(qiáng)分布

隨著下泄水流流速增大，壩面水流紊亂加劇，壓強(qiáng)也出現(xiàn)較大的波動(dòng)，其中在豎直壁面樁號(hào)0+35～0+43和水平壁面樁號(hào)0+104～0+110之間，方案一在該壩段豎直壁面最大壓強(qiáng)為54.6 kPa，水平壁面最大壓強(qiáng)為61.5 kPa，較其他方案大。在階梯溢流壩的末端壓強(qiáng)達(dá)到最大值，其中，豎直壁面方案一～四壓強(qiáng)最大值分別為75、88.5、75.84、78.5 kPa；水平壁面方案一～四壓強(qiáng)最大值為79.5、94.56、82.8、81.4 kPa。由各方案沿程時(shí)均壓強(qiáng)分布可知，方案四由較大臺(tái)階尺寸組成的過渡階梯的壩面沿程時(shí)均壓強(qiáng)分布較為平緩，更有助于階梯溢流壩面的保護(hù)。

5 結(jié) 論

(1)隨著過渡階梯臺(tái)階尺寸的增大，階梯壩面摻氣空腔長度、摻氣空腔面積和沿程摻氣濃度逐漸增大；壩面最小摻氣空腔不在水舌對(duì)稱中心剖面，而在每股對(duì)沖水流的中心剖面處產(chǎn)生。

(2)各方案均在過渡階梯的摻氣空腔內(nèi)產(chǎn)生局部負(fù)壓，當(dāng)過渡階梯臺(tái)階尺寸較小時(shí)，負(fù)壓等值線分布在過渡階梯的前幾級(jí)臺(tái)階內(nèi)，隨著過渡階梯臺(tái)階尺寸增大，負(fù)壓等值線均分布在過渡階梯的首級(jí)臺(tái)階內(nèi)。

(3)沿首級(jí)階梯豎直壁面向下，壓強(qiáng)迅速從正壓減小到負(fù)壓直至負(fù)壓最大值，隨后略有增大，各方案最大負(fù)壓均集中分布在首級(jí)臺(tái)階豎直壁面樁號(hào)0+22.55～0+22.57范圍。其中，豎直壁面上邊緣區(qū)域壓強(qiáng)變化梯度最大。

(4)隨過渡階梯臺(tái)階尺寸的增大，豎直和水平壁面最大負(fù)壓先隨之增大，然后又逐漸減小，即增大或減小過渡階梯臺(tái)階尺寸，均有助于減小階梯壩面負(fù)壓。

綜上所述，方案四由大臺(tái)階組成的過渡階梯更合理，為本次推薦方案。