宋莉萱，武彩萍，朱 超，楊祎祎

（1.黃河水利委員會(huì)黃河水利科學(xué)研究院，鄭州 450003；2.鄭州大學(xué)，鄭州 450000）

0 引 言

隨著水利水電建設(shè)事業(yè)的快速發(fā)展和筑壩技術(shù)的提高，國(guó)內(nèi)外高水頭、高流速泄水建筑物正在迅速增多。我國(guó)雅礱江官地水電站、北盤(pán)江光照水電站、瀾滄江黃登水電站、故縣水庫(kù)大壩、三河口水利樞紐、白鶴灘、向家壩、拉西瓦、亭子口大壩、長(zhǎng)江三峽水利樞紐、印度的巴克拉大壩、日本的宮瀨壩等大型重力壩工程也都布置有泄洪底孔［1］。泄洪底孔因進(jìn)水口浸沒(méi)在自由液面下方，水流流態(tài)穩(wěn)定，由于其本身位置較靠近水庫(kù)底部，可使水庫(kù)庫(kù)容靈活性大幅提升，同時(shí)還有益于增加水庫(kù)的有效空間和安全系數(shù)［2-4］。此外深孔還具有排沙、放空水庫(kù)、導(dǎo)流等功能，因此泄洪底孔是混凝土大壩的重要泄水建筑物之一。

一般說(shuō)來(lái)，在對(duì)大型水利水電樞紐工程泄洪問(wèn)題的研究當(dāng)中，高速水流和空化空蝕問(wèn)題最為棘手。特別是壩體內(nèi)的泄洪底孔，由于底孔位置一般較低，工作閘門(mén)設(shè)在孔洞之內(nèi)，閘前段為進(jìn)口段，進(jìn)口段水流為有壓流，而且有壓進(jìn)口段很短，壓力變化比較突兀，在有壓段出口弧形門(mén)后一般設(shè)計(jì)成底板跌坎側(cè)墻突擴(kuò)的體型，水流是從有壓流變?yōu)闊o(wú)壓流，壓強(qiáng)變化大，加之體型突變，流動(dòng)形態(tài)十分復(fù)雜，如果體型設(shè)計(jì)或施工稍有不當(dāng)，就可能發(fā)生破壞，其出口水力特性研究已顯得尤為重要。對(duì)于深水短洞有壓進(jìn)口泄水底孔的很多水力學(xué)問(wèn)題，如壓力射流直接沖擊邊壁和底板問(wèn)題、產(chǎn)生“水翅”惡化泄水道流態(tài)、空化空蝕等是影響底孔安全運(yùn)行的重要因素，突擴(kuò)跌坎水力特性計(jì)算理論上還不成熟，一般需要通過(guò)模型試驗(yàn)開(kāi)展深入研究。

本文以Souapiti 水電站工程泄洪底孔為例，通過(guò)比尺為1：30泄洪底孔單體水工模型試驗(yàn)成果和現(xiàn)有工程經(jīng)驗(yàn)，對(duì)泄流底孔的突擴(kuò)突跌后的水流流態(tài)，空腔長(zhǎng)度，流道壓力，通氣孔風(fēng)速，摻氣濃度等幾個(gè)水力學(xué)參數(shù)進(jìn)行了分析總結(jié)，該成果不僅為設(shè)計(jì)和施工提供了重要技術(shù)支撐，同時(shí)可為類(lèi)似工程設(shè)計(jì)所借鑒。

Souapiti水電站工程壩型為碾壓混凝土重力壩，采用壩身有壓泄水孔泄水，設(shè)置了2 孔短壓力底孔泄洪，底孔進(jìn)口高程為130 m，弧形工作門(mén)尺寸5.0 m×6.0 m（寬×高），工作門(mén)上游頂坡坡度為1∶4.5，工作弧門(mén)后設(shè)置1.0 m高的跌坎，并分別向兩側(cè)突擴(kuò)1.0 m，泄槽寬度為7 m，跌坎內(nèi)埋設(shè)2 個(gè)直徑0.8 m 的通氣鋼管摻氣，跌坎后為底坡1∶10 泄槽，泄槽長(zhǎng)65.19 m，后接反弧段及挑流鼻坎，反弧半徑28 m，挑流鼻坎高程為125.925 m，挑流鼻坎挑角30°，挑流鼻坎出口為對(duì)稱(chēng)擴(kuò)散，寬度為9.0 m，底孔體型布置見(jiàn)圖1。

圖1 泄流底孔剖面及平面布置圖（單位：m）Fig.1 Discharge bottom hole section and floor plan

1 底孔泄流能力

試驗(yàn)對(duì)底孔短壓力進(jìn)口體型單孔全開(kāi)時(shí)的水位流量關(guān)系進(jìn)行了量測(cè)，底孔特征水位下泄流能力試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 泄洪底孔泄流能力試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.1 Experimental data of discharge capacity of spillway bottom hole

泄流能力試驗(yàn)結(jié)果表明，對(duì)應(yīng)于上游正常蓄水位210 m、設(shè)計(jì)洪水位213.11 m 和校核洪水位213.56 m 運(yùn)行工況，泄洪底孔泄流量分別為1 012、1 034、1 039 m3/s。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，按公式（1）可計(jì)算［5］得到底孔綜合流量系數(shù)μ分別為0.886、0.887 和0.888。

式中：μ為閘孔自由溢流的流量系數(shù)；e為閘門(mén)開(kāi)啟高度；b為每孔凈寬；H0為包括行進(jìn)流速水頭的閘前水頭。

根據(jù)以往經(jīng)驗(yàn)，短有壓進(jìn)水口的流量系數(shù)大體為0.88～0.90［6，7］，因此，本模型實(shí)測(cè)流量系數(shù)符合典型的短壓力進(jìn)水口流量系數(shù)規(guī)律，滿(mǎn)足設(shè)計(jì)規(guī)范要求。從泄流量看，短進(jìn)水口壓力段體型的設(shè)計(jì)尺寸是合理的。

2 壓力分布及脈壓特性

對(duì)高水頭、大流量的泄洪孔來(lái)說(shuō)，很高的水頭大部分要集中在這樣短的距離內(nèi)降落，壓坡線很陡如果進(jìn)水口的體型不好，會(huì)在局部的邊界上出現(xiàn)較大的負(fù)壓，致使建筑物遭受空蝕破壞。因此，其體型必須很好地處理?；⌒喂ぷ鏖T(mén)上游頂坡設(shè)置壓板的主要目的是縮小出口面積，提高整個(gè)進(jìn)口段（包括檢修門(mén)槽在內(nèi)）的壓力，使得門(mén)槽水流的空穴數(shù)σ＞σi（門(mén)槽初生空穴數(shù)），防止空穴水流的發(fā)生。根據(jù)以往的研究［8，9］壓板段的頂坡壓坡通常采用1∶4、1∶5、1∶6。為提高短進(jìn)水口有壓段的壓力，優(yōu)化體型將工作門(mén)上游頂坡坡度由1∶6改為1∶4.5。試驗(yàn)結(jié)果表明，在底孔進(jìn)口壓力段各部位壓力分布均勻，且為正壓。

為量測(cè)水流沖擊底孔兩側(cè)邊墻側(cè)墻壓力和明流泄槽段底板壓力，試驗(yàn)在左側(cè)邊墻按照水流流型沿程布置了9個(gè)測(cè)壓點(diǎn)，在泄槽底板沿程布置了18 個(gè)測(cè)壓點(diǎn)，具體位置見(jiàn)圖2。試驗(yàn)測(cè)量明流泄槽段時(shí)均動(dòng)水壓力見(jiàn)圖3。結(jié)果表明，水流出有壓段后，底板斜坡段所測(cè)壓力均為正壓，由于射流沖擊底板，壓力起伏變化較大。在底板水舌射流沖擊區(qū)，底板壓力出現(xiàn)一個(gè)峰值，而后壓力值沿程減小，至挑流鼻坎反弧段由于離心力導(dǎo)致底板壓力增大。校核洪水時(shí)射流最大沖擊壓力達(dá)到13.26 m 水柱，反弧段最大壓力達(dá)到24.29 m水柱。

圖2 泄洪底孔側(cè)邊時(shí)均動(dòng)水壓力測(cè)點(diǎn)位置（單位：m）Fig.2 Location of time-averaged hydrodynamic pressure measuring point on the side of spillway bottom hole

圖3 泄洪底孔底板時(shí)均動(dòng)水壓力分布（單位：m）Fig.3 Distribution of mean hydrodynamic pressure on bottom plate of spillway bottom hole

圖4為底孔側(cè)邊墻時(shí)均動(dòng)水壓力，水流出突擴(kuò)跌坎后，側(cè)擴(kuò)射流沖擊側(cè)墻，底部射流沖擊底板。側(cè)擴(kuò)射流沖擊側(cè)墻形成沖擊交角，在兩側(cè)墻形成清水區(qū)。清水區(qū)內(nèi)流線折射，導(dǎo)致局部壓力降低［10］。側(cè)擴(kuò)射流沖擊側(cè)墻形成的壓力分布是分析側(cè)墻空化特性的一項(xiàng)重要指標(biāo)。壓力分布規(guī)律表明，突擴(kuò)跌坎后，側(cè)擴(kuò)射流與底部射流相比有明顯不同。側(cè)擴(kuò)射流沖擊側(cè)墻后產(chǎn)生清水區(qū)，壓力升高范圍較小且衰減迅速，形成低壓區(qū)，甚至出現(xiàn)負(fù)壓，清水區(qū)后端壓力得以回升。在兩邊墻水流沖擊側(cè)墻位置下游0+029.920 位置，正常蓄水位和校核水位均出現(xiàn)了負(fù)壓，但負(fù)壓值較小，最大為0.65 m 水柱，邊墻突擴(kuò)設(shè)計(jì)可以滿(mǎn)足要求。

圖4 泄洪底孔側(cè)邊時(shí)均動(dòng)水壓力分布（單位：m）Fig.4 Distribution of mean hydrodynamic pressure on the side of spillway bottom hole

試驗(yàn)觀測(cè)了底孔側(cè)墻、斜坡段和反弧段選取代表性測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)壓力，各測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)壓力強(qiáng)度隨著流量的增大而增大，斜坡段脈動(dòng)壓力強(qiáng)度均方根σ在0.29～6.38 m 水柱之間；鼻坎段脈動(dòng)壓力受反弧離心力影響，與沖擊脈壓類(lèi)似，均方根σ在0.43～0.61 m 水柱之間。脈動(dòng)壓力分布符合正態(tài)分布，底孔泄水道段脈動(dòng)壓力取值A(chǔ)=3σ。各測(cè)點(diǎn)引起壓力脈動(dòng)的渦旋結(jié)構(gòu)仍以低頻為主，水流脈動(dòng)壓力優(yōu)勢(shì)頻率在0.293～0.977 Hz之間。試驗(yàn)結(jié)果表明，短壓力進(jìn)口底孔突擴(kuò)跌坎射流沖擊底板處水流脈動(dòng)最強(qiáng)，最大脈動(dòng)壓力可以達(dá)到水流沖擊力的1.4 倍，進(jìn)行底板穩(wěn)定設(shè)計(jì)時(shí)不可忽視脈動(dòng)壓力。

3 空蝕空化分析

高速下泄的水流容易產(chǎn)生低壓區(qū)，當(dāng)水流經(jīng)過(guò)低壓區(qū)時(shí)，水體中攜帶氣核所受的壓強(qiáng)小于臨界汽化壓強(qiáng)，隨后不斷汽化產(chǎn)生大量氣泡。這些氣泡逐漸匯聚，并隨水流由低壓區(qū)帶往高壓區(qū)時(shí)，氣泡內(nèi)外壓強(qiáng)差將導(dǎo)致氣泡成片潰滅，并帶來(lái)連鎖反應(yīng)。氣泡潰滅時(shí)將產(chǎn)生巨大壓力會(huì)剝蝕過(guò)流邊壁表面，發(fā)生水流空化空蝕，嚴(yán)重時(shí)會(huì)威脅整個(gè)建筑物的結(jié)構(gòu)安全?？栈瘴g是泄水建筑物重要的水力學(xué)問(wèn)題之一，當(dāng)進(jìn)行泄水建筑物水力設(shè)計(jì)時(shí)，防空蝕水力設(shè)計(jì)是其中一項(xiàng)十分重要的內(nèi)容。

水力空化現(xiàn)象就是水流在常溫下，由于壓強(qiáng)降低到某一臨界數(shù)值（一般為水的汽化壓強(qiáng)）以下，水流內(nèi)部形成空穴、空洞或空腔的現(xiàn)象。影響水力空化的水力要素壓強(qiáng)是直接原因，流速是間接原因，但是最具影響性的原因，紊動(dòng)是促進(jìn)原因。目前水力學(xué)中常用水流空化數(shù)σ來(lái)衡量泄水建筑物各部位水流的空化特性和作為判別附近邊壁空蝕可能性的指標(biāo)，其值越大，空化特性越好，越不容易產(chǎn)生空蝕破壞；該值越小，空化特性越差，越容易產(chǎn)生空蝕破壞［11］。

本樞紐泄流底孔最大運(yùn)行水頭83.56 m，泄槽最大流速超過(guò)35 m/s，高速水流和空化空蝕問(wèn)題比較突出。本項(xiàng)目根據(jù)模型實(shí)測(cè)流速和壓強(qiáng)值，按照規(guī)范公式推求泄洪底孔各部位的水流空化數(shù)［5］。水流空化數(shù)按照下式計(jì)算：

式中：h0為來(lái)流參考斷面時(shí)均壓強(qiáng)；ha為大氣壓強(qiáng)；hv為水的汽化壓強(qiáng)；v0為來(lái)流參考斷面平均流速。

圖5 為水流空化數(shù)分布圖。從圖5 中可以看出，雖然泄槽局部水流空化數(shù)略低，但由于該段水流摻氣濃度大于設(shè)計(jì)規(guī)范的3%，所以不需要在明槽段設(shè)置摻氣槽，考慮到該段各斷面平均流速較大（在33 m/s 左右），故應(yīng)采用高強(qiáng)度、耐磨抗蝕的混凝土，并在施工時(shí)應(yīng)嚴(yán)格控制平整度。

圖5 底孔明流段水流空化數(shù)沿程變化Fig.5 Variation of cavitation number in open flow section of bottom hole

4 突跌突擴(kuò)摻氣減蝕

從現(xiàn)有研究情況來(lái)看，突擴(kuò)跌坎摻氣減蝕設(shè)施的水力特性和摻氣減蝕效果是水力學(xué)研究的重點(diǎn)，它涉及突擴(kuò)跌坎及摻氣設(shè)施的體型和布置原則［12］。

跌坎高度的選擇可以根據(jù)所需形成的水力條件，結(jié)合上下游連接形式及其他特殊要求（如偏心鉸弧門(mén)安設(shè)止水）等來(lái)考慮。跌坎高度d和泄流明槽底坡i，則主要影響底空腔的形成，底空腔的長(zhǎng)度隨d和i的增大而加大?，F(xiàn)有工程的跌坎尺寸多在0.60～2.75 m之間。

側(cè)向突擴(kuò)寬度它一方面要滿(mǎn)足弧門(mén)座布置止水的要求，另一方面要滿(mǎn)足形成側(cè)向空腔的水力要求。由于側(cè)向水翅的成因是突擴(kuò)，側(cè)向突擴(kuò)寬度一般尺寸不宜過(guò)大。國(guó)內(nèi)外這類(lèi)布置運(yùn)行較好的突擴(kuò)尺寸多為0.4～1.0 m之間。

底孔泄流水流出有壓段后，經(jīng)過(guò)突擴(kuò)跌坎時(shí)，高速水流四周均與邊壁脫空，形成射流。水流側(cè)向因邊壁突擴(kuò)而橫向擴(kuò)散，隨后沖擊側(cè)墻。側(cè)向射流與兩側(cè)突擴(kuò)邊墻之間形成側(cè)空腔，在跌坎下游底部射流與底板之間形成底空腔。側(cè)空腔與底空腔形態(tài)良好穩(wěn)定且相互貫通，側(cè)空腔成為向底空腔供氣的通道。射流的底部與兩側(cè)由于水流的劇烈紊動(dòng)發(fā)生水氣互換，可同時(shí)對(duì)明流洞的邊墻及底板起到摻氣減蝕保護(hù)作用［13］。

原設(shè)計(jì)跌坎尺寸1.0 m，通氣孔尺寸0.8 m，為了增加底孔摻氣效果，將跌坎尺寸由1.0 m 增加至1.2 m，通氣孔尺寸由0.8 m增加0.9 m。模型試驗(yàn)的結(jié)果表明，摻氣減蝕設(shè)施可形成穩(wěn)定而完整的空腔，試驗(yàn)分別量測(cè)兩種體型跌坎下游明槽段底部水流摻氣濃度，圖6為校核洪水下泄槽底部水流摻氣濃度沿程分布，從圖中可以看出，底孔工作門(mén)出口跌坎和通氣孔體型修改后（跌坎高度增加，通氣孔尺寸增大），泄槽段水流摻氣濃度明顯增加?？梢?jiàn)增設(shè)突跌突擴(kuò)摻氣設(shè)施對(duì)泄槽斜坡段具有較好的摻氣保護(hù)能力。

圖6 底孔明流泄槽段摻氣濃度沿分布Fig.6 Aeration concentration distribution along the bottom hole open flow chute section

5 結(jié) 語(yǔ)

本文通過(guò)Souapiti 水電站短有壓進(jìn)口泄洪底孔模型試驗(yàn)可知，短有壓進(jìn)口泄洪底孔其孔流量系數(shù)一般在0.88～0.9范圍內(nèi)，本底孔泄流規(guī)模滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。突擴(kuò)跌坎射流沖擊底板處水流脈動(dòng)最強(qiáng)，最大脈動(dòng)壓力最大可以達(dá)到水流沖擊力的1.4 倍，在底板穩(wěn)定設(shè)計(jì)中不可忽視。該體型底孔跌坎尺寸由1 m增加至1.2 m，通氣孔面積增大25%后，泄水道水流摻氣濃度明顯增大。雖然泄水道內(nèi)水流空化數(shù)0.2～0.6之間，但泄水道水流最小摻氣濃度大于規(guī)范規(guī)定的3%，盡管如此，由于泄槽段流速較大，為安全起見(jiàn)建議采用高強(qiáng)度、耐磨抗蝕的混凝土，并在施工時(shí)應(yīng)嚴(yán)格控制平整度。Souapiti 水電站短有壓進(jìn)口泄洪底孔試驗(yàn)成果具有代表性，可供同類(lèi)型的工程設(shè)計(jì)或研究參考。 □