河口村2號泄洪洞工作門突擴突跌方案試驗研究

劉剛森 武彩萍 宋倩 王嘉儀

（1.河南大學，河南 開封 475001；2.黃河水利科學研究院，河南 鄭州 450003；3.河南省白沙水庫管理局，河南 許昌 461670）

1 工程概況

河口村水庫位于黃河一級支流沁河的最后一段峽谷出口處，是控制沁河洪水、徑流的關鍵工程，也是黃河下游防洪工程體系的重要組成部分。樞紐由混凝土面板堆石壩、泄洪洞、溢洪道及引水發電系統等建筑物組成，混凝土面板堆石壩最大壩高122.5。河口村水庫泄水建筑物包括一座溢洪道和兩條泄洪洞，2號泄洪洞為高位洞，進口底板高程210m，2號泄洪洞工作突跌突擴方案，弧形工作門尺寸為7.5m×8.2m。工作門后跌坎高度為1.8m，左右兩側各突擴0.75m，坎下設置1：10的陡坡，洞寬9.0m，陡坡與龍抬頭銜接，龍抬頭末端設一高度為1.0m的跌坎，洞身為城門洞型，洞身斷面尺寸為9.0m×13.5m。在龍抬頭段樁號0+075.0m處設置一道B型摻氣坎，即挑坎與跌坎組合型摻氣坎，并分別在洞身樁號0+270.28m、0+370.28m、0+470.28m處設置三道C型摻氣坎，即挑坎與通氣槽組合型摻氣坎。泄洪洞挑流鼻坎為連續式，挑角為28度，反弧半徑為55m。泄洪洞工作門突跌突擴方案布置如圖1。

3 試驗成果

3.1 泄流能力

圖2 模型實測泄洪洞水位流量關系曲線

圖1 泄洪洞工作門突跌突擴方案布置圖

2 模型設計

模型按重力相似準則設計，幾何比尺Lr=35，相應的其他主要物理量比尺寸為：流量比尺Qr=Lr5/2=7247，流速比尺Vr=Lr1/2=5.92；糙率比尺Nr=Lr1/6=1.81；時間比尺Tr=Lr1/2=5.92。

試驗對泄洪洞閘門全開時的水位流量關系進行了量測，同時對事故門井水位進行了量測，結果如圖2。可以看出，試驗值大于設計值，泄量滿足設計要求。根據試驗資料反求流量系數見1，模型實測綜合流量系數與典型的短壓力進水口流量系數一致，從泄流量看，進口壓力段體型的設計尺寸是合理的。

表1 特征洪水泄洪洞綜合流量系數

3.2 水流流態

圖3 進口底板壓力分布圖

圖4 進口側墻壓力分布圖

圖5 進口頂板壓力分布圖

圖6 洞身低板壓力沿程分布圖

結果表明，高速水流出閘孔后形成射流，一方面，在跌坎下方形成底空腔；另一方面，水流因邊壁側擴而橫向擴散與兩側邊壁間形成側空腔；側擴射流在門座不遠處再次觸壁后，沖擊水流沿墻向上竄起形成水翅，向下在空腔內形成水簾，沿兩側壁落入底板。在射流界面上，由于流體的紊動而發生水氣交換，形成摻氣。由于射流水舌與底板夾角較大，水流沖擊底板產生較大的反向上溯水流，汛限水位238m時，回流可以達到跌坎處，即底空腔充滿水體，無法摻氣。在設計洪水（庫水位275m）時，底空腔也有回水存在，底空腔的有效長度只有水舌底緣長度的30%，通氣孔被淹沒，主要通過側空腔供氣。在校核洪水（庫水位285.45m）時，底空腔的有效長度只有水舌底緣長度的32%~47%，通氣孔處于淹沒和半淹沒交替狀態，主要通過側空腔供氣。由于射流水舌和底板夾角較大，不僅在水流沖擊點產生較大的反向水流，同時觀測到在水流沖擊區有一股水流向上翻起，導致龍抬頭上段水面上下波動。

3.3 壓力分布

試驗量測泄洪洞進口段壓力如圖3~圖6，在泄洪洞進口壓力流段，泄洪洞各部位壓力分布均勻，且為正壓。水流出閘室后，閘下底板陡坡段所測壓力均為正壓，由于射流沖擊底板，壓力起伏變化較大，在跌坎下游有明顯的峰值，峰值位于跌坎下游12m~34m范圍內。由于突擴跌坎后側擴射流沖擊側墻，產生清水區。清水區內流線折射，導致局部壓力降低，形成低壓區。另外，在泄洪洞龍抬頭末端跌坎以及洞身三級摻氣坎坎后底板上因射流水舌的沖擊，水舌下產生局部負壓，負壓值較小，水舌沖擊區短距離內壓力迅速增至最高，而后沿程衰減接近下游水深。

3.4 流速分布

試驗對洞身不同斷面流速進行了量測，結果表明，水流出孔口后，洞身各斷面流速分布均為中垂線流速略大于兩側，在龍抬頭段斷面平均流速沿程增加，龍抬頭段末端以下，洞身各斷面平均流速沿程減小。在校核洪水時，洞身各斷面平均流速大于30m/s，在樁號0+279.28m以上洞身各斷面平均流速均大于35m/s。

圖7 摻氣坎體型細部尺寸

3.5 摻氣坎摻氣效果分析

該方案在龍抬頭段樁號0+075.0m處設置一道B型摻氣坎，即挑坎與跌坎組合型摻氣坎，并在洞身樁號 0+270.28m、0+370.28m、0+470.28m處設置三道C型摻氣坎，即挑坎與通氣槽組合型摻氣坎，三道C型摻氣坎的尺寸相同，摻氣坎尺寸如圖7。

試驗對不同特征水位下各級摻氣坎的摻氣濃度進行了量測，結果見圖8，在庫水位275m以上，工作門突跌突擴摻氣坎至龍抬頭段摻氣坎（0+075m）之間近底層水流摻氣濃度沿程逐漸減少，但其摻氣濃度均大于3%，龍抬頭段摻氣坎至龍抬頭末端該段水流近底摻氣濃度較其它部位都大。但摻氣坎下游為一反弧段，反弧段由于有離心力作用使氣量的逸離加劇，摻氣濃度沿程衰減幅度大，至龍抬頭末端，即坎下75m斷面摻氣濃度迅速下降至3%以下。龍抬頭末端跌坎下的最大近底層摻氣濃度為13.1%，至坎下80m斷面摻氣濃度降至3%以下。洞身第1級摻氣坎坎下的最大近底層摻氣濃度為9%，至坎下60m斷面摻氣濃度降至3%以下。洞身第2級摻氣坎坎下的最大近底層摻氣濃度為7.5%，至坎下60m斷面摻氣濃度降至3%以下。洞身第3級摻氣坎坎下10m斷面摻氣濃度達到3.3%，其余部位摻氣濃度均在3%以下。從各摻氣坎的摻氣濃度分布來看，龍抬頭末端及洞身三級摻氣坎的保護長度相對較小，建議修改摻氣坎體型以增加其保護長度。

圖9為龍抬頭段各斷面摻氣濃度沿水深分布，可以看出，由于洞內流速較大，一方面從水流表面進行摻氣，水流底部主要靠摻氣設施進行補氣，各斷面水流表面摻氣濃度都比較大，而底部摻氣濃度則隨著與摻氣坎距離遠近發生較大的變化，距離摻氣坎越遠，斷面底部摻氣濃度衰減的越快。

3.6脈動壓力特性

試驗分別對水舌沖擊部位、洞身負壓區及挑流鼻坎等部位的脈動壓力進行了量測，比較幾個部位的測點，脈動壓力強度在水舌沖擊區相對較大，庫水位285.43m時水舌沖擊區的脈動強度最大，最大脈動壓力均方根約為3.32m水柱，脈動壓力強度系數達到0.05，其次在側墻水流脫流區，脈動壓力均方根約為2.36m水柱，脈動壓力強度系數達到0.036。

引起壓力脈動的渦旋結構仍以低頻為主，各測點水流脈動壓力優勢頻率范圍均在0.01～1.70 Hz(原型)之間，能量相對集中的頻率范圍均在2 Hz以下，即各測點均屬于低頻脈動。水流脈動壓力概率分布接近正態。

圖8 摻氣坎后近底層摻氣濃度沿程分布

圖9 龍抬頭摻氣坎下游不同斷面摻氣濃度沿垂線分布

4 結論與建議

經過對泄洪洞工作突跌突擴方案試驗研究可知，該方案泄洪洞的泄流能力滿足設計要求，從泄洪洞的泄流量及進口段壓力分布看，進口壓力段體型設計及工作門尺寸是合理的。引起壓力脈動的渦旋結構以低頻為主，水流脈動壓力概率分布接近正態。但閘門出口射流水舌底空腔內存有水體，淹沒通氣孔，減小底空腔的有效高度和長度。水舌底空腔不穩定及側空腔水翅等導致龍抬頭上段水流波動劇烈。建議對工作門出口的突跌突擴尺寸以及龍抬頭段上段底板體型進行進一步優化。從各摻氣坎的摻氣濃度分布來看，龍抬頭末端及洞身三級摻氣坎的保護長度相對較小，建議修改摻氣坎體型以增加其保護長度。

［1］武彩萍,李遠發,等.河口村水庫2號泄洪洞水工模型試驗報告.黃河水利科學研究院,2011.3.