不同大小臺階組合的過渡階梯對階梯溢流壩面壓強特性的影響

王 強，楊具瑞，龍遠莎，蔣 瑜，卜 寧，萬云嬌

(1.銅仁學院農(nóng)林工程與規(guī)劃學院，貴州銅仁554300； 2.昆明理工大學現(xiàn)代農(nóng)業(yè)工程學院，云南昆明650500)

0 引 言

“寬尾墩+階梯溢流壩+消力池”是把泄流和消能有機結(jié)合的一體化消能工，在國內(nèi)已取得了廣泛應用，如索風營水電站、阿海水電站、水東水電站、大朝山水電站[1- 4]等。這種消能方式兼有寬尾墩消能和階梯溢流壩消能的優(yōu)點，既利用階梯溢流壩面進一步增進了寬尾墩的消能率，同時通過寬尾墩后水舌底部的無水區(qū)向階梯壩面通氣來避免空蝕空化破壞，從而使階梯溢流壩向高水頭大單寬流量方向發(fā)展[5]。

但是，隨著壩高及單寬流量的增大，壩面摻氣濃度降低，階梯壁面負壓增大，較低的摻氣濃度不能有效保護階梯壁面，容易階梯壁面產(chǎn)生空蝕破壞，針對階梯式溢流壩這一局限，彭勇[6]、尹進步[7]提出在階梯溢流壩前端的適當位置增設摻氣坎，通過水舌底部強迫摻氣，從而增強階梯壩面的摻氣保護作用。張挺[5]在對索風營水電站X形寬尾墩+階梯溢流壩+消力池一體化消能工的流場進行三維數(shù)值模擬時發(fā)現(xiàn)，在第1級臺階豎直壁面與溢流壩面交接處存在負壓，這是過去試驗中未測到的，根據(jù)數(shù)值模擬提供的負壓位置，在模型中重新布置測點，驗證了負壓的存在。后小霞[8]對阿海水電站Y形寬尾墩+階梯溢流壩+消力池溢流表孔進行數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，當單寬流量達160 m2/s時，階梯溢流面負壓為-5.55～-9.48 kPa，最大負壓出現(xiàn)在階梯溢流壩與WES曲面連接處。陳群[9]對帶有曲線自由水面的階梯溢流壩面流場進行數(shù)值模擬，計算得到階梯面上可能出現(xiàn)負壓的位置在階梯立面的上半部分，階梯水平面上的壓強都為正，壓強最大值出現(xiàn)在下泄水流沖擊的位置。從已建工程來看，水東水電站盡管采用寬尾墩與階梯溢流壩聯(lián)合消能設施，在通過較大單寬流量時，階梯溢流壩面同樣遭到了輕微的空蝕破壞[10]。丹江口水電站在單寬流量為120 m2/s時，階梯溢流壩面也發(fā)生了嚴重的空蝕破壞。阿海水電站在運行不到半年，臺階沿程就發(fā)生了空蝕破壞[11]。為了減小或消除階梯壁面負壓，需要為水舌底部創(chuàng)造摻氣條件，從而降低空化空蝕的力度[12]。為此，工程實踐中已認識到WES曲面與階梯溢流壩的連接形式對壩面壓強分布的重要性，已開始這方面的研究，提出在階梯溢流壩頂端的適當位置設置摻氣坎，從而改善壩面的水力特性。然而，對WES曲面與階梯溢流壩過渡連接段的過渡階梯連接方式僅僅是依靠工程設計經(jīng)驗選定。筆者采用三維數(shù)值模擬方法，分析WES曲面與階梯溢流壩的過渡階梯連接形式，采用不同大小臺階組合的過渡階梯，分析該連接形式對“寬尾墩+階梯溢流壩+消力池”一體化消能工壩面壓強特性分布規(guī)律的影響，從而改進WES曲面與階梯溢流壩連接形式，對水利水電工程向高水頭大單寬流量發(fā)展具有一定的實踐意義。

1 物理模型與模擬方案

本次模擬以阿海水電站“Y形寬尾墩+階梯溢流壩+消力池”一體化消能工為對象，具體模型參見文獻[13]。試驗設計6種方案，如圖1所示。①方案1。由12個0.5 m×0.375 m(高×寬)的臺階組成過渡階梯。②方案2。將方案1首級階梯設置為2 m×1.5 m(高×寬)。③方案3。將方案1首級階梯設置為3 m×2.25 m(高×寬)。④方案4。由6個1 m×0.75 m(高×寬)臺階組成過渡階梯。⑤方案5。將方案4首級階梯設置為2 m×1.5 m(高×寬)⑥方案6。將方案4首級階梯設置為3 m×2.25 m(高×寬)。對比分析不同大小臺階組合的過渡階梯對“寬尾墩+階梯溢流壩+消力池”一體化消能工壩面壓強特性分布規(guī)律的影響。

圖1 過渡階梯組合方案

2 數(shù)學模型、計算域網(wǎng)格劃分及邊界條件處理

本次模擬采用的數(shù)學模型、計算域網(wǎng)格劃分及邊界條件處理參見文獻[13]。計算域以阿海水電站5個溢流表孔為對象，劃分網(wǎng)格的質(zhì)量直接影響數(shù)值模擬的準確性，為獲得高質(zhì)量網(wǎng)格，將模型轉(zhuǎn)化為虛體后進行網(wǎng)格劃分，并遵循疏密適當?shù)脑瓌t，在WES曲面與階梯溢流壩連接過渡段、階梯溢流壩段及水氣交界面的區(qū)域等關鍵部位的網(wǎng)格應適當加密。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 階梯溢流壩面負壓分布規(guī)律

模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)各方案均在摻氣空腔內(nèi)產(chǎn)生局部負壓，除方案1負壓分布在前幾級階梯外，其他方案負壓均分布在首級階梯內(nèi)，各方案負壓等值線分布如圖2所示。本文側(cè)重分析各方案空腔內(nèi)臺階壁面負壓的大小分布規(guī)律，主要包括y=0 m剖面階梯豎直壁面和水平壁面負壓分布規(guī)律及同一方案、不同剖面階梯豎直壁面和水平壁面負壓分布規(guī)律。

圖2 各方案首級臺階壓強等值線

3.1.1 各方案階梯豎直及水平壁面負壓分布規(guī)律

圖3為各方案前幾級階梯y=0 m剖面豎直及水平壁面壓強分布。

圖3 各方案豎直及水平壁面壓強分布

由圖3a可知，各方案豎直壁面壓強有相同的分布規(guī)律，沿首級階梯豎直壁面壓強從正壓迅速減小過渡到負壓，最大負壓基本發(fā)生在同一位置，然后壓強又逐漸增大。方案1豎直壁面負壓最小，為-0.6 kPa；方案4負壓最大，為-4.68 kPa；過渡階梯首級臺階尺寸相同的方案2、5的豎直壁面最大負壓大小接近，分別為-0.72、-0.84 kPa；過渡階梯首級臺階尺寸相同的方案3、6的豎直壁面最大負壓大小相近，分別為-0.33、-0.36 kPa，均小于方案2、5。

由圖3b可知，各方案水平壁面壓強先緩慢減小然后逐漸增大。方案4負壓最大，為-3.9 kPa，而其他各方案負壓均比較小，且變化也比較緩慢。過渡階梯首級臺階尺寸相同的方案2、5水平壁面最大負壓均為-0.54 kPa，過渡階梯首級臺階尺寸相同的方案3、6水平壁面最大負壓大小相近，分別為-0.21、-0.24 kPa，均小于方案2、5。

綜上所述，當過渡階梯由小臺階組合或者首級階梯由大臺階組合時，均可減小階梯內(nèi)豎直壁面和水平壁面負壓，其中過渡階梯首級臺階對壩面負壓影響最大，隨著首級臺階尺寸的增大，壩面負壓將逐漸減小。同時，較小的負壓還有助于階梯壩面的摻氣，有效避免壩面發(fā)生空蝕破壞。

3.1.2同一方案不同剖面階梯豎直及水平壁面負壓分布規(guī)律

為探討摻氣空腔內(nèi)整個階梯壩面的負壓分布規(guī)律，本文對同一方案、不同剖面的壓強分布規(guī)律進行對比分析，圖4為方案4的不同剖面臺階豎直壁面和水平壁面壓強分布。

圖4 方案4的不同壩面壓強分布規(guī)律

由圖4可知，y=4.5 m剖面豎直壁面最大負壓為-0.56 kPa，水平壁面最大負壓為-0.34 kPa，較其他剖面豎直和水平壁面最大負壓均為小，變化也相對平緩。由于y=4.5 m剖面在出墩水流的外邊緣，與空氣大面積接觸，摻氣充分，因而負壓較小。而其他剖面豎直壁面和水平壁面壓強有相同的分布規(guī)律。在豎直方向，壓強沿首級臺階從正壓迅速減小過渡到負壓，達到負壓最大值，隨后負壓緩慢減小，在首級臺階過渡到第2級臺階時，壓強從負壓躍升至正壓。在水平方向，負壓沿首級臺階壁面緩慢增大，在首級階梯與第2級階梯交界處負壓躍升為正壓。其中，y=3 m剖面豎直和水平壁面最大負壓分別為-5.4、-4.35 kPa；y=1.5 m剖面豎直和水平壁面最大負壓分別為-6.06、-5.34 kPa；y=0 m 剖面豎直和水平壁面最大負壓分別為-4.5、-3.9 kPa。對比分析可知，y=1.5 m剖面負壓較其他剖面為大，比y=0 m剖面豎直壁面最大負壓增大25.7%，水平壁面增加29.3%，比y=3 m剖面豎直壁面最大負壓增大10.9%，水平壁面增加21.2%，說明壩面最大負壓并不在水舌底部的中心剖面處，而是偏離一段距離，即階梯壁面負壓沿水舌兩邊緣向中心剖面先迅速增大，然后略有減小。其他方案也有相同的變化規(guī)律。

3.2 階梯溢流壩面沿程時均壓強分布規(guī)律

為探討大小臺階組合的過渡階梯對整個階梯溢流壩面時均壓強分布規(guī)律的影響，本文選取y=0剖面進行對比分析，各方案在豎直和水平方向沿程時均壓強分布如圖5所示。由圖5可知，壓強在階梯溢流壩面豎直和水平方向沿程時均壓強有相同的分布規(guī)律，沿程略有波動，但總體呈逐漸增大趨勢。在階梯溢流壩的前端壓強變化趨于平緩，略有增大，而在階梯溢流壩的后半段，隨著流速的增大，壩面水流紊亂加劇，所以壓強也出現(xiàn)較大的波動。

圖5 各方案壩面時均壓強分布

3.3 消力池底板壓強分布規(guī)律

泄水建筑物同時承擔泄洪和消能的兩大任務，要求在安全泄洪的同時嚴格控制下泄水流對下游基坑的沖刷，防止壩體破壞及壩基失穩(wěn)。尤其對于高水頭大單寬泄洪工程，護坦存在脈動壓強較大，保護抗沖難度大，且所需消力池尺寸大，造價高等問題，本次研究大小臺階組合的過渡階梯對消力池底板壓強的分布及對同一方案、不同剖面的壓強分布規(guī)律，如圖6所示。

圖6 各方案反弧段與消力池底板壓強分布

由圖6a可知，反弧段內(nèi)壓強急劇升高，在樁號145 m附近達到最大值后又迅速降低，說明此處為上游水舌的跌落點，水流沖擊底板產(chǎn)生較高的壓強，水流沖擊底板后反彈，所以壓強在達到最大值后迅速降低，在樁號165 m后壓強趨于穩(wěn)定，到消力池末端，受尾坎的作用，水深加大，壓強也隨之加大，而過渡階梯的大小臺階組合方式對護坦壓強影響不大。由圖6b可知，同一方案的不同剖面，反弧段和消力池底板有相同的壓強分布規(guī)律。

4 結(jié) 論

通過對大小臺階組合的過渡階梯的“Y形寬尾墩+階梯溢流壩+消力池”一體化消能工進行三維數(shù)值模擬，得到結(jié)論如下：

(1)當過渡階梯臺階尺寸較小時，負壓分布在前幾級階梯，且負壓較小。當過渡階梯首級臺階尺寸較大時，負壓主要分布在首級階梯內(nèi)，隨著首級階梯臺階尺寸的增大，負壓將逐漸減小。階梯壁面負壓沿水舌兩邊緣向中心剖面先迅速增大，然后略有減小。壩面最大負壓不在水舌底部的中心剖面處。

(2)過渡階梯的不同大小臺階組合對反弧段及消力池底板壓強影響較小，反弧段內(nèi)壓強急劇升高，在消力池前端達到最大值，隨后又迅速降低，在消力池的中部壓強趨于穩(wěn)定，到消力池末端，受尾坎的作用，水深加大，壓強也隨之增大，且不同剖面壓強大小分布基本一致。

[1] 易曉華, 盧紅. 臺階式溢洪道及其在索風營水電站的試驗研究[J]. 貴州水力發(fā)電, 2003, 17(2): 70- 72．

[2] 郭軍, 劉之平, 劉繼廣, 等.大朝山水電站寬尾墩階梯式壩面泄洪水力學原型觀測[J]. 云南水力發(fā)電, 2002, 18(4): 16- 20．

[3] 楊首龍. 福建省泄水建筑物中應用的新技術及其作用[J]. 水力發(fā)電學報, 2004, 23(1): 84- 90．

[4] 張洛, 后小霞, 楊具瑞. 邊寬尾墩體型對邊墻區(qū)域水流水力特性的影響研究[J]. 水力發(fā)電學報, 2015, 34(1)： 85- 92．

[5] 張挺. 寬尾墩和階梯溢流壩一體化數(shù)值模擬[D]. 成都： 四川大學, 2005．

[6] 彭勇, 張建民, 劉善均, 等. 前置摻氣坎式階梯溢洪道摻氣水深及消能率的計算[J]. 水科學進展, 2009, 20(1)： 63- 68．

[7] 尹進步, 劉韓生, 梁宗祥. 大朝山水電站臺階溢流壩摻氣減蝕問題的研究[J]. 西北農(nóng)林科技大學學報, 2005, 33(2): 137- 142．

[8] 后小霞, 楊具瑞, 甄建樹. 寬尾墩體型對寬尾墩+階梯溢流壩+消力池消能方式中階梯摻氣空腔長度及負壓影響研究[J]. 水力發(fā)電學報, 2014, 33(3): 203- 209．

[9] 陳群, 戴光清, 朱分清, 等. 影響階梯溢流壩消能率的因素[J]. 水力發(fā)電學報, 2003(4): 95- 104．

[10] 駢迎春. 臺階式溢洪道強迫摻氣水流水力特性的試驗研究[D]. 西安： 西安理工大學, 2007．

[11] 朱利, 張法星, 劉善均. 前置摻氣坎高度對階梯溢流壩水力特性的影響[J]. 人民黃河, 2014, 36(6): 110- 112．

[12] 梁宗祥, 尹進步, 鄭治, 等. 與寬尾墩聯(lián)合使用的階梯溢流面水流摻氣問題研究[J]. 水利學報, 2009, 40(5): 564- 568．

[13] 王強, 楊具瑞, 張鐘陽, 等. 過渡階梯大小對一體化消能工消能特性的影響研究[J]. 水力發(fā)電, 2017, 43(7): 46- 52．