第 32 卷第 1 期长江科学院院报 Vol.32 No 年 1 月 JournalofYangtzeRiverScientificResearchInstitute Jan DOI: /j.isn ,3

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焱王居
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1 第 32 卷第 1 期长江科学院院报 Vol.32 No 年 1 月 JournalofYangtzeRiverScientificResearchInstitute Jan DOI: /j.isn ,32(01):70-74 射流出口末端折流板压力特性试验研究乔丹 a, 李龙国 a, 李乃稳 a,b a, 刘超 ( 四川大学 a. 水利水电学院 ;b. 水力学与山区河流开发保护国家重点实验室, 成都 ) 摘要 : 高坝工程坝身孔口射流多呈横向扩散下泄, 但狭窄河谷中的高坝工程因泄流宽度不足而受到限制在坝身孔口出流末端设置横向收缩折流板, 可获得竖向及纵向扩散良好的窄长水舌流态, 从而充分利用河道纵向空间泄洪消能但折流板两侧因射流冲击而压力剧增, 这对折流板的结构设计不利通过模型试验的方法, 对收缩射流折流板不同体型参数 ( 收缩比 β 相对收缩段长度 δ 以及出口倾角 γ) 和深孔进口水头变化对其所受冲击压力的影响进行了研究结果表明 : 射流冲击使得折流板上所受压力剧增, 且压力最大值出现在始折点 ( 突扩侧墙与折流板相接处, 即折流板的始端 ) 上, 折流板面上无负压出现 ; 折流板最大冲击压力随收缩比的增大而减小, 随相对收缩段长度的增加而减小, 随出口倾角的增大而增大, 随深孔进口的水头增加而增大关键词 : 高坝工程 ; 高速射流 ; 泄洪消能 ; 折流板 ; 压力特性中图分类号 :TV135.2 文献标志码 :A 文章编号 : (2015) 研究背景高山峡谷中的高坝工程具有高水头窄河谷及大流量的特点 [1], 坝身下泄高速水流对下游的冲击和冲刷以及泄洪雾化问题尤为突出目前, 我国高坝工程坝身泄洪多采用表深孔水舌空中碰撞 + 下游水垫塘的消能方式 [2] 表孔水流与深孔水流在单独泄洪时横向扩散, 纵向分层分区入水 ; 但当表深孔联合泄洪时, 表深孔水流先在空中相互碰撞, 然后再落入下游水垫塘, 此种消能方式可取得较 [3] 好的消能效果二滩工程的实践也充分表明水流空中碰撞能达到很好的消能效果但水流空中碰撞会造成更为严重的泄洪雾化问题, 使得泄洪雾化引起的降雨强度大大增加, 对水利枢纽的正常运行及下游岸坡的稳定均可能造成严重危害高坝表深孔水流空中碰撞消能所产生的泄洪雾化问题可通过实现表深孔水流无碰撞消能来解决实现表深孔水流无碰撞消能有 2 种方式 : 一种是表深孔仍采用常规出口体型, 在平面布置上各孔横向尽量相互拉开, 但受到工程所处河谷狭窄的限制而很难实现 ; 另一种方式则是表深孔采用收缩式消能工, 如宽尾墩窄缝挑坎 [4-6], 利用收缩式消能工收缩水流的特性获得窄长的下泄水舌流态, 使各股水流从相互间隙穿插下落, 从而实现表深孔水流 [7] 无碰撞消能李乃稳许唯临等在锦屏一级水力学模型上将宽尾墩窄缝挑坎收缩式消能工分别应用于拱坝坝身表孔和深孔, 通过一系列不同的表深孔体型组合试验研究, 获得了良好的纵向扩散的窄长水流, 实现了高拱坝表深孔水流空中无碰撞消能的目的, 并且泄洪雾化的强度相对于表深孔碰撞消能而言大大降低 [8] 除了宽尾墩窄缝挑坎收缩式消能工可横向收缩射流而获得纵向拉长的窄长水流外, 在射流出射过程中两侧设置横向折流板, 利用水的流态可控制性, 也可获得纵向拉长的窄长水流但折流板应用于射流出口末端后, 其射流流态如何, 折流板面因水流横向折转而所受的冲击动压特性如何, 压力变化与哪些体型参数有关, 这些都是需要研究的问题本文结合水力学模型试验对上述问题进行了研究 2 模型布置及试验工况 2.1 试验模型本试验在某水电站整体水工模型 3 # 深孔上进行, 模型比尺为 100 深孔进口高度 9.2cm, 出口采用压坡段, 高度变为 6cm, 孔宽 5cm 深孔弧形工作闸门位于其出口末端, 为避免出射水流冲击弧形收稿日期 : ; 修回日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金青年科学基金项目 ( , , ); 新世纪优秀人才支持计划 (2011SCU-NCET ) 作者简介 : 乔丹 (1989-), 女, 陕西宝鸡人, 硕士研究生, 主要从事水工建筑物安全评价及病害整治方面的研究,( 电话 ) ( 电子信箱 )qiaodan1024@126.com 通讯作者 : 刘超 (1975-), 男, 四川南充人, 副教授, 博士, 主要从事水工建筑物方面的研究,( 电话 ) ( 电子信箱 )liuchaogood@ 21cn.com

2 第 1 期乔丹等射流出口末端折流板压力特性试验研究 71 闸门边墩, 方便弧形闸门安装与安全运行, 将出口两侧各突扩 0.5cm, 即两侧壁间宽 6cm, 如图 1(b) 所示同时, 深孔高速水流自由出射后, 经侧墙突扩可利于水流掺气, 减免空蚀破坏将深孔底部采用 45 大坡度底板与两侧壁作为支撑结构, 水舌在出射过程中不接触底板深孔进水孔底距模型顶 94.5cm 试验模型的布置见图 1(a), 图 1(b) 是深孔的平面与剖面示意图 3 折流收缩段水流流态分析深孔水流出射后, 成为有压孔口射流如图 2 (a) 所示, 在随后的横向突扩流道内, 首先因两侧墙横向突扩而形成自由射流, 其除了向前高速运动外, 还存在周围空气剪切作用下的横向自然扩散后扩散至两侧壁, 形成附壁射流在射流与突扩边壁间形成侧空腔射流进入横向收缩折流段后, 由于折流板的横向急剧收缩而产生急流冲击波, 在射流的上方存在 2 条特征水面线, 即中线水面线和边墙水面线 ( 图 2(b)) 急流冲击波交汇点前边墙水深大于中线水深, 水面呈形对于深孔末端设置的折流板, 一般 δ 值较小, 冲击波交汇点在折流板之外, 故整个折流板段内, 射流上水面呈形在交汇点之后, 水舌主体以上形成水冠图 1 模型布置图 Fig.1 Layoutofmodel 2.2 收缩折流板体型参数及试验工况折流板体型参数深孔出口末端增设横向折转的折流板后, 其板面受高速射流的冲击, 势必会造成极大的冲击压力因此, 在获得合适纵向拉长的窄长水流的情况下, 应合理选择折流板的设计参数, 以尽可能减小板面受到的冲击压力表征折流板体型的主要参数有 : 收缩比 β 相对收缩段长度 δ 折流板出口倾角 γ 收缩比 β=b/b, 如图 1(b) 所示 :b 是收缩折流板的出口横向宽度, 单位为 cm;b 是收缩折流板的进口宽度,B=6cm 相对收缩段长度 δ=l/b,l 是收缩折流板的长度, 单位为 cm( 图 1(b)) 倾角 γ 为折流板出口外缘线与水平线的夹角, 如图 1 所示试验工况试验中, 针对折流板的体型参数, 即收缩比 β 相对收缩段长度 δ 以及出口倾角 γ 进行了研究 β=0.75,0.8,0.85,0.9,0.95;δ=0.5,0.67,0.75, 1.0;γ=30,45,60,90 同时, 折流板所受冲击压力还与深孔出射流速 v 密切相关, 而深孔射流流速 v 与深孔进口水头 H 有关试验中设定了不同的深孔进口水头,H=76,83,91,93cm 图 2 折流收缩段内水面线形态 Fig.2 Watersurfacepaternsinbafle contractionsegment 折流板下方设置了大坡度底板, 其对射流无影响, 仅对两侧折流板起结构支撑作用同样受折流板横向急转影响, 射流下方存在 2 条特征水面线如图 2(b), 一条为受折流板横向收缩挤压作用而产生的沿边墙运动的边墙水面线 ; 一条为原射流的中线水面线在两侧墙水流交汇之前, 两侧墙水面线低于中线水面线, 水面呈形同样, 由于射流出口附近水流横向运动速度远大于水流因重力影响而产生的向下运动速度, 两侧墙水深在向下运动中交汇, 产生类似急流冲击波的现象中线水面低于两侧水面, 形成水翅而落入下游由于两横向收缩折流板的挤压, 射流在竖向扩散, 纵向拉长, 呈窄长水流状态流入下游 ( 见图 1(a)) 深孔射流在侧墙突扩处脱壁, 左右各形成一个近似三角形的侧空腔同时, 射流主体不受大坡度支撑底板约束, 在射流与底板间形成底空腔两侧空腔与底空腔贯通形成空气通道, 射流在高速运动中因强烈紊动而掺气, 这对防止折流板面附壁射流区的空蚀破坏是极为有利的

3 72 长江科学院院报 2015 年 4 收缩折流板压力分布特性 4.1 折流板面压力分布折流板应用于射流出口末端可获得纵向拉长的窄长水舌流态, 但在折流板面上的射流附壁区压力分布状况, 如是否存在负压而造成板面的空蚀破坏, 侧墙折转处因水流冲击而压力过大, 造成结构破坏, 这些是其应用中应重点关注的问题试验中, 在一侧折流板面上射流冲击区布置了 32 个测压点, 测量了折流板面上过流时的压力分布, 见图 3(a), 图 3(b) 为紊流数值模拟计算的折流板面压力分布 [5] 大小与折流板设计参数, 如收缩比 β 相对收缩段长度 δ 折流板出口倾角 γ 及射流出口末端流速 v 有关在工程应用时, 应合理选择上述折流板设计参数, 在获得合适纵向拉长窄长水流的同时, 尽可能使 P max 最小, 从而减小折流板结构设计的难度 4.2 折流板冲击区压力最大值变化规律表征横向收缩折流板的体型设计参数有进出口收缩比 β, 相对收缩段长度 δ 及出口倾角 γ 同时, 深孔进口上游水位 H 也将会影响射流出口末端流速 v, 进而影响折流板冲击区压力最大值 P max 本文对上述参数变化对折流板射流冲击区压力最大值的影响规律进行了研究试验中, 固定收缩比 β 相对收缩段长度 δ 折流板出口倾角 γ 及深孔进口底板以上水头 H 这 4 个影响参数中的 3 个, 实测 P max 值, 其随 β,δ,γ 及 H 的变化规律见图 4 图 3 β=0.67,δ=0.67,γ=45,h=88cm 折流板面压力分布 Fig.3 Presuredistributiononthebafleplatewhen β=0.67,δ=0.67,γ=45,andh=88cm 由图 3 可知, 在折流板射流附壁区, 板面压力沿程增加, 在折流板折转处稍下游达到最大值, P max =2.45kPa( 计算值 P max =2.32kPa) 而后至出口和射流附壁区上下射流边缘减小至 0, 存在较明显的压力分布峰值区试验测量和数值模拟结果显示, 在整个折流板射流附壁区没有出现负压, 这显然对避免折流板的空蚀破坏极为有利究其原因认为, 射流和两侧墙间的侧空腔与底空腔贯通形成空气通道, 射流在高速紊动中与空气接触而产生掺气 [9-11] 众多研究表明, 高速水流掺气可起到避免射流壁面空化空蚀的作用而折流板折转处, 因高速射流冲击而造成冲击压力剧增在高速射流出口末端设置折流板时, 先横向突扩, 再横向折转收缩射流从而获得窄长水流因射流与空气贯通而没有在射流附壁区出现负压, 避免了折流板面的高速水流空化空蚀破坏但受射流冲击的影响, 折流板冲击区压力剧增对其工程结构设计是极为不利的显然, 折流板射流冲击区的 P max 是折流板结构设计的主要依据, 应尤为关注试验发现, 折流板面压力分布形状及 P max 值的图 4 P max 随 β,δ,h,γ 的变化 Fig.4 VariationofP max withβ,δ,h,γrespectively 由图 4 可知, 随着折流板体型设计参数及深孔上游水头 H 的变化, 折流板面上最大冲击压力 P max 呈现较有规律的变化, 即 P max 随着折流板段进出口收缩比 β 的增大而减小, 随着相对收缩段长度 δ 的增加而减小, 随着折流板出口倾角 γ 的增大而增大, 随着深孔进口底板以上水头 H 的增加而增大图 5 为折流板段水力计算分析示意图, 射流流速为 v, 折流板前段宽为 B, 出口宽为 b, 折转处至出口的距离为 L, 则由前面的表述可知, 折流板收缩比 β=b/b, 折流板相对收缩段长度为 δ=l/b 为方便对射流在折流板内进行水力分析, 将折流板按照出口倾角 γ=90 ( 图 5(a)) 和 γ 90 ( 图 5(b)) 进行分析进入折流板段的射流流速为 v, 有 v=φ 2 槡 gh (1)

4 第 1 期乔丹等射流出口末端折流板压力特性试验研究 73 图 5 折流板水力分析示意图 Fig.5 Hydraulicanalysisofbafleplate 式中 :φ 为深孔出流的流速系数, 其值与深孔进口形式深孔过流段长度等有关 ;g 为重力加速度 ;H 为深孔进口底板以上的水头首先考虑 γ=90 的情况, 如图 5(a) 所示, 将射流流速沿折流板矢量分解成与折流板平行的流速 v 1 和与折流板垂直的流速 v 2, 则有 : v 1 =vcosθ ; (2) v 2 =vsinθ (3) 式中 θ 为折流板收缩角, 根据图 5 几何关系, 有 θ=arctan B-b b 1- ( 2L ) =arctan B 2 L = B ( ) arctan 1-β 2δ 根据动量定理, 折流板上冲击压力 P 应等于折流板单位面积上的水流的动量变化, 即 P =-ρqα(v 2 -v 2 )= ρgαv 2 =ρqαv sinθ (4) 式中 :ρ 为水的密度 ;q 为折流板单位面积的流量 ;α 为动量修正系数 ;v 2 为水流冲击折流板后垂直于板面的速度, 可以约等于 0 压力 P 的方向垂直于折流板, 因 v 1 平行于折流板, 故不对折流板产生压力当折流板出口倾角 γ 90 时, 如图 5(b) 所示, 射流流速 v 与折流板出口间不再垂直, 而是存在一个夹角 γ 将流速 v 分解成与折流板出口断面平行的流速 v 3 和与折流板出口断面垂直的流速 v 4, 则有 : v 3 =v cosγ ; (5) v 4 =v sinγ (6) 经过对射流流速 v 进行如此的矢量分析后,v 4 与折流板出口断面垂直, 此时,v 4 与图 5(a) 中所示水力分析一致, 即为图 5(a) 中射流流速 v, 将 v 4 代入式 (4) 得 P =ρqαv sinθ sinγ (7) 对于折流板体型参数, 即收缩比 β=b/b 相对收缩段长度 δ=l/b 以及折流板出口倾角 γ, 收缩比 β 和相对收缩段长度 δ 的变化影响了折流板横向收缩角 θ 的变化, 即 β 增大,θ 减小 ;δ 增大,θ 减小则由式 (7) 可知, 在其他条件一定的情况下, 折流板面最大压力 P max 随 β 增大而减小 ; 随 δ 增大而减小同时, 由式 (7) 可知, 在其他条件一定的情况下, 折流板出口倾角 γ 增大, 则最大压力 P max 增大当折流板各体型参数一定时, 深孔进口底板以上水头 H 增加, 则射流流速 v 增加, 由式 (7) 可知, 折流板面最大压力 P max 增大 5 结论通过将横向收缩折流板应用于高速射流出口末端的一系列试验研究, 分析研究成果得出以下结论 : (1) 折流板横向收缩可获得竖向及纵向扩散良好的窄长水舌流态合适控制折流板体型参数, 如收缩比 β=b/b 相对收缩段长度 δ=l/b, 以及折流板出口倾角 γ, 可控制射流水舌流态 (2) 折流板段先突扩后横向折转收缩, 底板采用大坡度底板, 仅对折流板起结构支撑作用而对射流无约束因突扩造成的左右侧空腔与底空腔贯通并与空气连通, 使射流掺气, 射流附壁区无负压产生, 这对防止折流板空蚀破坏有利 (3) 受射流冲击, 在折流板面上压力分布存在峰值区, 且折流板面最大冲击压力 P max 随着折流板收缩比 β 的增大而减小, 随着相对收缩段长度 δ 的增大而减小, 随着折流板出口倾角 γ 的增大而增大, 随着深孔进口底板以上水头 H 的增加而增大参考文献 : [1] 肖兴斌, 卢俊英. 高拱坝泄洪消能水力设计研究与应用述评 [J]. 水利水电科技进展,2000,20(2):19-23,69-70.(XIAOXing bin,lujun ying.reviewofstudiesand ApplicationofHydraulicDesignofDischargeandEnergy DisipationforHighArchDams[J].AdvancesinScience andtechnologyofwaterresources,2000,20(2):19-23,69-70.(inchinese)) [2] 刘沛清. 高拱坝泄洪布置形式与消能防冲设计中的若干问题探讨 [J]. 长江科学院院报,1999,16(5):17-21.(LIUPei qing.inquiryuponsomeproblemsonflood relieflayoutanddisipation energydesigninhigharch Dam[J].JournalofYangtzeRiverScientificResearchIn stitute,1999,16(5):17-21.(inchinese)) [3] 苏玮. 二滩拱坝表孔中孔初期运行情况及评价 [J]. 水电站设计,2001,17(3):18-19.(SUWei.Initial RunEvaluationofSurfaceSpilwaysandMiddleLevelOut letsinertanarchdam[j].thedesignofhydropower,

5 74 长江科学院院报 2015 年 2001,17(3):18-19.(inChinese)) [4] 李乃稳, 许唯临, 刘超, 等. 高拱坝表孔宽尾墩水力特性试验研究 [J]. 水力发电学报,2012,31(2):56-61.(LINai wen,xuwei lin,liuchao,etal.experi mentalstudieson HydraulicCharacteristicsFormed by FlaringGatePiersonSurfaceSpilwaysinHigh archdams [J].JournalofHydroelectricEngineering,2012,31(2): (inChinese)) [5] 陈华勇, 许唯临, 邓军, 等. 窄缝消能工水力特性的数值模拟与试验研究 [J]. 水利学报,2012,43(4): (CHENHua yong,xuwei lin,dengjun, etal.numericalsimulationandexperimentalstudyonthe CharacteristicsofSlit typeenergydisipaterinhigharch Dam[J]. JournalofHydraulic Engineering, 2012, 43(4): (inChinese)) [6] LINai wen,liuchao.thetheoreticalandexperimental StudiesoftheFlaringGatePierontheSurfaceSpilwayin ahigh archdam[j].journalofhydrodynamics,2012, 24(4): [7] 李乃稳, 许唯临, 周茂林, 等. 高拱坝坝身表孔和深孔水流无碰撞泄洪消能试验研究 [J]. 水利学报,2008, 39(8): (LINai wen,xu Wei lin,zhou Mao lin,etal.experimentalstudyonnon colisionflood DischargeandEnergyDisipationinHighArchDamswith SpilwaysandMiddleLevelOutlets[J].JournalofHy draulicengineering,2008,39(8): (inchi nese)) [8] 四川大学水力学与山区河流开发保护国家重点实验室. 锦屏一级水电站 1 60 整体水工模型试验报告 [R]. 成都 : 四川大学水力学与山区河流开发保护国家重点实验室,2009.(StateKeyLaboratoryofHydraulicsand MountainRiverEngineeringofSichuanUniversity.Test Reportof1 60OveralHydraulicModelofJinpingFirst StageHydropowerStation[R].Chengdu:StateKeyLabo ratoryofhydraulicsandmountainriverengineeringofsi chuanuniversity,2009.(inchinese)) [9] 王海云, 戴光清, 杨永全, 等. 高水头泄水建筑物侧墙掺气减蚀特性研究 [J]. 四川大学学报 ( 工程科学版 ), 2006,38(1):38-43.(WANG Hai yun,daiguang qing,yang Yong quan,etal.characteristicstudyon PreventingCavitationDamageofHydraulicStructuresSide walswithhighhead[j].journalofsichuanuniversity (EngineeringScienceEdition),2006,38(1): (inchinese)) [10] 刘超, 杨永全, 邓军, 等. 泄洪洞反弧段下游侧墙掺气减蚀试验研究 [J]. 水动力学研究与进展 (A 辑 ), 2006,21(4): (LIUChao,YANGYong quan, DENGJun,etal.ExperimentalStudyonAirEntrainment toaleviatecavitationsfordownstreamsidewalsofogee sectioninspilwaytunnel[j].journalofhydrodynamics (Ser.A),2006,21(4): (inChinese)) [11] 董志勇, 吕阳泉, 居文杰, 等. 高速水流空化区和空蚀区掺气特性的试验研究 [J]. 水力发电学报,2006, 25(4):62-65,28.(DONGZhi yong,lvyang quan, JUWen jie,etal.experimentalstudyofaeratedcharac teristicsincavitationregionofhighvelocityflow[j]. JournalofHydroelectricEngineering,2006,25(4):62-65,28.(inChinese)) ( 编辑 : 刘运飞 ) CharacteristicsofPresureonBaflePlateattheEndofJetOutlet QIAODan 1,LILong guo 1,LINai wen 1,2,LIUChao 1 (1.SchoolofHydraulic& HydroelectricEngineering,SichuanUniversity,Chengdu ,China; 2.StateKeyLaboratoryofHydraulicsandMountainRiverEngineering,SichuanUniversity, Chengdu ,China) Abstract:Flowfromtheorificeofhighdamusualyfalwithfuldifusioninhorizontaldirection,butinnarowval leyitislimitedbythewidthofriver.bysetingtransverseshrinkagebafleplatesattheendofthedamorifice,the flowjetbecomesnarowandlongspreadingwelinverticalandlongitudinaldirections,whichgivesfulplaytothe longitudinalspaceofriverforflooddischargeandenergydisipation.howeverinthiscase,thepresureonthebaf fleplatesurgedduetojetimpact,whichisdetrimentaltothestructuredesignofthebafleplate.inthispaper,the impactpresureonthebafleplatewasresearchedbychangingtheshapeparametersofbafleplate(contractionra tioβ,relativecontractlengthδandoutletangleγ)aswelaswaterheadattheentranceoforifice.researchresults revealedthatthemaximumpresureonthebafleplatewasatthebeginningpoint(whichisatthejointbetween suddenly enlargedside walandbafleplate),whilenonegativepresurewasfoundonthebafleplatewhichis beneficialtoaleviatingcavitationoftheplate.themaximumimpactpresurereducedwiththeincreaseofcontrac tionratioandrelativecontractlength,whileincreasedwiththeincreaseofoutletangleandwaterheadattheen tranceoforifice. Keywords:highdamproject;high velocityjetflow;flooddischargeandenergydisipation;bafleplate;presure characteristic

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