格柵式底流消能工摻氣濃度分布規律

葛亞飛，邱 勇，吳錦鋼，周鑫宇，劉毅恒

(云南農業大學水利學院，云南 昆明650201)

0 引言

隨著水資源的不斷開發利用，水利樞紐泄水建筑物出口消能的布置難度逐漸增大，往往需要在地形條件不滿足底流消能的情況下增設輔助消能工提高消能效果或平穩水流流態[1-2]。針對上述情況，李夢成等[3]在消力池末端布置T形消能墩，在提高消能率的同時縮短了消力池尺寸，經濟效益顯著。魏巧等[4]和陳秋蓉等[5]認為消力井內布置圓孔格柵和改變格柵開孔率不僅能分割水流、增加水體摩擦，還能改善尾水水流流態提高消能率。王文兵等[6]將圓孔Γ形格柵放置在消力池中部位置，可兼顧改善入射水流消能和調整下游水流流態。

消力池底板在高速水流作用下可能發生空蝕破壞，格柵式底流消能工在改善消能效果的同時，有助于消除或減輕這種現象。但輔助消能工自身存在空蝕破壞的可能[7-8]。不少工程中，不僅輔助消能工本身，消力池底板也發生了嚴重空蝕破壞，如我國甘肅省黃河干流鹽鍋峽水電站、湖北省陸水河蒲沂水利樞紐，以及原蘇聯新西伯利亞水電站、美國McNary水電站等[9]。

根據工程經驗，一般認為流速v>15 m/s的部位需要進行防空蝕設計，對于流速v>20 m/s的區域，更要加以重視[10-11]。有研究結果表明，強迫摻氣濃度達到2%時，固體邊界的空蝕破壞明顯減輕；摻氣濃度達7%時，空蝕破壞現象可基本消除，過水建筑物已不易發生空蝕破壞[12-14]。

1 方案設計

1.1模型及測點布置

消力池布置于坡比為1∶1.5，寬150～200 mm的泄槽擴散段后，長920 mm、寬200 mm，尾水渠i=0。消力池內格柵布置在距泄槽擴散段末端460 mm(1/2池長)處，如圖1所示。

圖1 格柵式底流消能工體型示意Fig.1 Schematic diagram of grid-type underflow energy dissipater

圓孔Γ形格柵長200 mm、寬110 mm、高110 mm，開孔率分別為22%、28%、34%(圖2)、40%、46%。

圖2 Γ型格柵體型(34%)Fig.2 Γ-shaped grille profile(34%)

Γ形格柵柵孔特性如表1所示。

表1 Γ形格柵特性

在消力池格柵前等間距布置1～6#測點(斷面)，柵后布置7#、8#測點(斷面)，測點間距均為5 cm；垂直軸線方向分別向兩側等間距(4 cm)布置2個測點，如圖3所示。使用CQY-3000型針式摻氣濃度流速儀進行摻氣濃度的測定。

圖3 消力池底板測點布置Fig.3 Layout of measuring points on bottom of stilling pool

1.2水流結構區域劃分

根據水流形態，結合水體的紊動程度可劃分為強紊動區和弱紊動區，其中強紊動區包括附壁射流區、上涌水突、回淹水流區、表面漩滾；弱紊動區為柵后流速較小、水流相對平穩的區域，如圖4所示[15]。

圖4 格柵式底流消力池水流結構分區Fig.4 Water flow structure division of grid-type underflow stilling pool

潛射水流：入射水流進入消力池，受底板約束，流線發生偏轉，水流轉向，主流沿底板急速前行。

附壁射流區：潛射水流受下游淹沒水體作用，盡管流速沿程減小，但仍然可見較為明顯的異于回淹水流方向的附壁射流。

上涌水突：附壁射流受格柵阻擋，流線急劇偏轉，一部分沿鉛直格柵爬升，穿過水平格柵形成上涌水突。

回淹水流區：消力池進口水流流速大，水面較低，上涌水突受下游水流頂托，形成往上游方向的回淹水流(消力池進口可見表面漩滾)。回淹水流在紊動過程中不斷卷吸周圍空氣，再疊加入射水流自摻氣，進一步加劇了消力池內水體的水氣摻混。

2 格柵對摻氣濃度的影響

2.1不設置格柵的消力池摻氣濃度

不設格柵情況，流量Q=9 L/s時，測得1#斷面(0+000.050)、6#斷面(0+000.300)和7#斷面(0+000.510)軸線位置包括摻氣濃度在內的水力特性，如表2所示。

表2 未設格柵的消力池水力特性

由表2可知，1#斷面、6#斷面和7#斷面的測點臨底流速分別為20.30、16.76和13.55 m/s，軸線底板近壁摻氣濃度均<1.20%，消力池進口段存在發生空蝕破壞的可能性。

2.2設置格柵的消力池摻氣濃度

2.2.1縱向摻氣濃度

在消力池內增設圓孔Γ形格柵，得到柵前及柵后不同開孔率情況下測點的縱向摻氣濃度變化。

未設置格柵時，由于下游水深不足，消力池內水流呈急速流動，水體主要為自摻氣，沿程測點摻氣濃度均很小(最大僅為1.19%)。設置格柵以后(圖5)，在柵前形成強迫水躍，靠近固體邊界附近柵前回淹水體和潛射水流之間的相互碰撞、摩擦、剪切明顯加劇，柵前水體摻氣濃度大幅提升(開孔率為22%時，由0.83%提高到20.32%以上)；同時受氣體遷移擴散(逃逸)作用，附壁射流區柵前水體摻氣濃度均沿程遞減。此外，格柵位置水體摻氣濃度出現明顯下降，其原因在于格柵對附壁射流水體存在一定的消能作用，位于弱紊動區的柵后水體流速下降后(最小僅為2.03 m/s)，有利于空氣逸出。

圖5 不同開孔率下縱向摻氣濃度分布Fig.5 Vertical aeration concentration distribution under different open porosity

無論是柵前還是柵后，消力池內摻氣濃度均隨開孔率減小而降低(柵前20.32%，柵后最小僅為8.78%)。說明開孔率減小，柵前壅水增加，包括各水流結構分區在內的消能水體體積增大，水氣混摻更為充分，水體流速降低，空氣出逸加快，近底摻氣濃度下降；而開孔率大，格柵對水流的切割減弱，主流相對集中，近底摻氣濃度較高。

2.2.2橫向摻氣濃度

擴散式泄槽入池水流并不完全順邊墻有序擴散，主流兩側存在的反向水流對消力池橫向摻氣濃度有影響?？紤]到格柵柵后水流流速小，過柵水流中的氣泡向水面擴散加快，柵后僅選擇靠近格柵的7#測點進行分析。通過測試，得到包括柵前測點在內的橫向摻氣濃度，如圖6所示。不同開孔率下，測點斷面橫向摻氣濃度均沿中間(軸線偏右)向兩側遞減，其原因在于：入池水流主流集中于軸線附近，流速較大，面滾回流區與潛射水流交匯處卷吸空氣的能力最強，氣體縱向遷移速度快，空氣還來不及逸出；而兩側水體受反向水流作用，水流流速減小，水體摻入氣體速率小于出逸速率，因此摻氣濃度較小。

圖6 不同測點橫向摻氣濃度分布Fig.6 Distribution of lateral aeration concentration at different measuring points

受泄水建筑物進口體型和泄槽高速水流沖擊波的共同作用，入池水流在平面上出現左右偏移現象客觀存在，致使試驗得到的橫向摻氣濃度峰值偏于軸線一側。

2.2.3豎向摻氣濃度

根據測試，得到不同測點在水深方向(豎向)的摻氣濃度變化，如圖7所示。格柵上游側淹沒水深范圍之內的測點斷面豎向摻氣濃度分布趨勢基本一致，開孔率的大小對摻氣濃度影響不明顯?？拷撞繐綒鉂舛戎禐?0%～35%，1/2水深以下，摻氣濃度增加速率大，水深超過一半以后，摻氣濃度增加趨勢減小，在靠近水面附近達到最大值(接近100%)。格柵下游側摻氣濃度變化相對均勻：開孔率越小，柵后豎向摻氣濃度值變化越小，最大僅為47.12%；隨開孔率增大，柵后豎向摻氣濃度值的變化趨同于柵前，但數值有降低(最大81.12%)。原因在于格柵對水體的消能作用使得柵前氣體已經部分出逸。此外，由于格柵前后摻氣水體內不同高度的氣泡在上涌水突附近匯聚，致使柵后靠近底部摻氣濃度較小(8.78%)。

圖7 不同開孔率下豎向摻氣濃度分布Fig.7 Vertical aeration concentration distribution under different open porosity

2.3摻氣濃度變化對空穴水流的影響

對于山區峽谷型泄水建筑物，水頭差較大。傳統的底流消能，入池水流的流速仍然較大，可能誘發一定范圍內的底板發生空蝕破壞。增設格柵，一方面，有利于提高消力池消能效率；另一方面，不同開孔率下的格柵都能夠大幅提高柵前水體摻氣濃度(相比不設格柵，摻氣濃度由0.83%提高到20.32%以上)，柵后水體在靠近底板附近的摻氣濃度也能夠滿足減蝕要求(摻氣濃度由0.22%提高到8.78%以上)。也就意味著，格柵式底流消能工能夠避免或者減輕可能產生的空蝕破壞。

3 結論

消力池內增設格柵后，柵前水體摻氣濃度大幅提升(超過20%)；柵后水體摻氣濃度也有增加(8.78%)。為滿足消能要求，格柵開孔率不宜太大。盡管隨開孔率減小，柵前水體流速降低，空氣出逸加快，柵前、柵后近底摻氣濃度均出現下降，但仍然大于減蝕要求，能夠在保證消能情況下，避免格柵和底板發生空蝕破壞。