Medical Journal of the Chinese People's Armed Police Forces

Journal of Changjiang River Scientific Research Institute >

2025 , Vol. 42 >Issue 1: 120 - 128

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20230934

Hydraulics

Hydraulic Characteristics of Chute Block-Trapezoidal Block Joint Dissipator

  • ZHAO Qian , 1, 2 ,
  • MU Zhen-wei , 1, 2 ,
  • ZHOU Kai 1, 2 ,
  • GAO Shang 3 ,
  • ZHANG Hong-hong 1, 2
Expand
  • 1 College of Hydraulic and Civil Engineering, Xinjiang Agricultural University, Urumqi 830052, China
  • 2 Xinjiang Key Laboratory of Hydraulic Engineering Security and Water Disasters Prevention, Urumqi 830052,China
  • 3 Water Conservancy and Hydropower Survey Design and Research Institute of Xinjiang Uygur Autonomous Region, Urumqi 830000, China

Received date: 2023-08-28

  Revised date: 2023-12-12

  Online published: 2025-01-21

Fold

Abstract

This study aims to address the turbulent flow patterns and significant water surface fluctuations in the original stilling basin, which lead to the formation of repelled downstream hydraulic jumps and subsequent scouring damage to the apron slab. To mitigate these problems, a combined chute block and trapezoidal block energy dissipator is employed, and the hydraulic characteristics of this dissipator are investigated. Physical model testing and numerical simulation techniques are combined to study the energy dissipation behavior under various flow rates. The energy conversion processes within the flow are analyzed, and flow velocity reduction ratios are calculated to assess the effectiveness of the dissipator. Findings indicate that, for the chute block-trapezoidal block joint dissipator with double rows of trapezoidal blocks arranged in a staggered manner, the velocity reduction ratios at three different flow rates are 60.00%, 75.34%, and 73.75%, respectively. Compared to the original stilling basin, this arrangement reduces the length of the hydraulic jump by 11.29%, 14.17%, and 10.22% across the respective flow rates. The energy dissipation mechanism is categorized into four distinct zones: the flow contraction and diversion area, the hydraulic jump swirl area, the vortex areas on both sides, and the post-jump mainstream area. The findings provide a valuable reference for the design of joint dissipators and the optimization of stilling basins.

Key words： stilling basin; hydraulic characteristics; hydraulic jump; chute block - trapezoidal block; energy dissipation

Cite this article

ZHAO Qian , MU Zhen-wei , ZHOU Kai , GAO Shang , ZHANG Hong-hong . Hydraulic Characteristics of Chute Block-Trapezoidal Block Joint Dissipator[J]. Journal of Changjiang River Scientific Research Institute, 2025 , 42(1) : 120 -128 . DOI: 10.11988/ckyyb.20230934

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0 引言

底流消能通过控制水跃的位置,利用水跃表面旋滚与强烈紊动消除能量,将急流与缓流衔接起来,是一种可靠的消能方式,因流态稳定、雾化小等优点,被集中应用于中、低水头的水利工程当中[1]。单宽流量越大,跃前断面弗劳德数Fr相应越大,消力池内通常产生远驱式水跃,形成高速水流下泄,单位质量水体往往具有更多的能量,对下游造成冲刷侵蚀破坏。对此,在消力池内加设辅助消能工可在下游短距离内消除能量,将跃前断面的高速水流安全地转化为缓流,进而维持河床稳定,所以,耗散水流能量是消能工保证建筑物安全的关键。其中趾墩[2]、消力墩[3]、T型墩[4]等辅助消能工被广泛应用于工程实例当中。孙文博等[5]指出趾墩可猝发形成小尺度涡漩,增强与周围水体的剪切作用,使局部紊动耗散加剧。赵一名等[6]提出趾墩消能工能够减少负压区域的产生,使湍流涡体分布更加均匀。俞晓伟等[7]发现梯形墩双排交错布置可有效改善消力池沿程压力分布。Wang等[8]研究结果表明三排梯形消能墩交错布置能够显著降低流速,但减速效果随着墩间距的增加而减小。Kumcu等[9]通过对4种不同类型消能墩的研究发现,在有尾坎情况下,T型墩具有较高消能率。张俊宏等[10]结合华阳河水库消能优化试验,在消力池内布置梯形墩,解决了原方案消能效果差的问题。黄智敏等[11]通过在消力池下游设置消力墩,消减了折冲水流,减轻了泄流对河床的冲刷。吴战营等[12]对比单一消能与联合消能的差异,认为消力池内单独布设梯形墩对流态及跃后水深改变很小。周招等[13]以角木塘消力池为例,利用趾墩-非完全宽尾墩联合消能,增强上游区域能量紊动耗散,有效解决了尾水较深的问题。李琳等[14]提出分流趾墩-消力墩-消能坎综合式消力池,可明显改善流态,减小水跃长度,降低跃后水深。葛旭峰等[15]在传统消力池内布设趾墩-梯形墩,增强了水体紊动强度,提高了消能效果。
尽管国内外已有较多相关研究,但对趾墩-梯形墩消能工多注重于应用,因此仍需深入分析其水力特性及消能机理。本研究通过模型试验结合数值模拟的方法,计算得到了趾墩-梯形墩消能工不同流量工况下消能率,分析了不同流量下水力特性,阐述了能量转化过程,揭示了消能耗散规律,也为趾墩-梯形墩的设计研究提供了科学依据。

1 模型试验

1.1 试验方案与模型设计

试验结合新疆某水库泄洪洞消力池,采用重力相似准则,长度比尺为1∶71.3,模型选用亚克力板制成。测量流量工具为直角三角形量水堰,并使用水位标尺计量消力池典型断面水深,所测位置水深记为H,测针精度为0.01 mm。用毕托管对流速进行测量,垂向上流速测点位置为2H/3,池内流态用高清摄像机进行拍摄,采用卷尺测量水跃长度。消力池模型共由4个部分组成,Ⅰ区为引渠段,Ⅱ区为扩散段,偏转角度5°,坡度比为1∶5,Ⅲ区为消力池段,Ⅳ区为护坦段。趾墩布置在扩散段末段,2个趾墩并排布置,收缩比(收缩比为布置辅助消能工时,水流从消能工间隙通过的实际过流宽度之和与消力池段宽度的比值)为0.68,3个趾墩并排布置,收缩比为0.6,两排墩间距为0.11L(L为消力池段长度)。梯形墩布置在消力池段,首排梯形墩位置距离消力池进口0.35L,3个梯形墩并排布置收缩比为0.4,2个梯形墩并排布置,收缩比为0.6,两排墩间距为0.12L,模型测点布置与测量断面见图1。为对比单一消能工与联合消能工的水力特性差异,试验共有14组方案,方案1—方案2为单独趾墩布设,方案3—方案6为单独梯形墩布设,方案7—方案14为趾墩-梯形墩联合布设,布置方案见表1。
图1 消力池尺寸及测点布置

Fig.1 Dimensions of stilling basin and arrangement of measurement points

表1 不同消能工布置方案

Table 1 Different energy dissipator layouts

注: 为趾墩, 为梯形墩。

水跃长度是消力池长度设计的关键参数[16],跃后断面选择水跃区间末端气泡基本消失的断面位置,即表面旋滚的末端[17],该断面流速也为跃后流速,水跃之后的一段距离流速与跃后断面流速近似相等[18],方案1—方案2,选取消力池底板断面F7为跃后流速测量断面,方案3—方案14统一选取消力池底板断面F6(如图1)为跃后流速测量断面。具体方案参数见表2。
表2 各方案参数对比(Fr=5.22)

Table 2 Comparison of parameters across different layouts (Fr=5.22)

方案 跃长 跃后流速/(m·s-1) 消能率/%
模型/cm 原型/m 模型 原型
原消力池 63.5 45.28 0.63 5.32 76.84
1 59.0 42.07 0.82 6.92 78.59
2 58.0 41.35 0.41 3.46 79.26
3 57.5 41.00 0.22 1.86 79.80
4 58.0 41.35 0.19 1.60 80.40
5 55.0 39.22 0.26 2.20 81.01
6 55.0 39.22 0.23 1.94 80.78
7 56.0 39.93 0.23 1.94 80.25
8 56.0 39.93 0.24 2.03 79.99
9 57.0 40.64 0.24 2.03 79.70
10 54.5 38.85 0.18 1.52 80.30
11 55.5 39.57 0.23 1.94 79.94
12 57.0 40.64 0.21 1.77 78.95
13 55.6 39.64 0.24 2.03 79.45
14 56.5 40.28 0.18 1.52 79.41
试验结果表明,消能工布置型式不同对水流作用效果也不同。方案1—方案2在池内单独布设趾墩消能工,在模型试验中,相较原消力池跃长分别减小7.08%、8.66%,跃后流速最大可减小34.92%,但流速仍然偏大,通过试验观察到水跃纵向摆动剧烈,水面波动较大。方案3—方案6在池内单独布设梯形墩消能工,方案3为单排梯形墩,水跃距离较长;方案4双排梯形墩并排布置,但跃长及跃后流速与单排梯形墩相比差异很小,第二排梯形墩并未发挥作用;方案6为双排梯形墩交错布置(前三后二),跃后流速小于方案5的双排交错布置(前二后三),且相较原消力池,跃后流速减小69.84%,相较于方案3,跃长减小4.35%。梯形墩利用其对水流的反击作用,使所在断面处水位壅高,水跃向上游偏移,形成强迫式水跃,方案6为梯形墩消能工的较优工况。但单独设置梯形墩跃后尾水摆动仍然剧烈,稳流效果较差,这点与吴战营等[12]得出的结论一致。可见该来流条件下单独布设消能工并不能满足要求,故将趾墩与梯形墩组合进行联合消能。方案7—方案10为单排趾墩与梯形墩联合消能,在梯形墩消能工的基础上加入趾墩,分流趾墩将之前的冲击水流分为贴壁流和挑射流,剪切紊动扩散明显。方案10为单排趾墩、双排梯形墩组合(前三后二),跃长较方案9减小4.39%,跃后流速较方案8减小25.00%。方案11—方案14为双排趾墩与梯形墩联合消能,方案14为双排趾墩、双排梯形墩组合(前三后二),在4种方案中具有最低跃后流速,但对跃长的缩减却影响很小。上述结果表明,趾墩-梯形墩的联合消能均强于各自的单一消能工,尤其方案10,消能率虽无明显提升,跃后流速与原消力池相比减小71.43%。
为进一步探究趾墩-梯形墩联合消能工的水力特性,针对性地选取方案6、方案10、方案14在不同来流条件下进行对比分析,具体参数见表3。
表3 各流量下水力特性参数对比

Table 3 Comparison of hydraulic characteristic parameters at various flow rates

方案 跃长 流量 Fr 消能
率/%
模型/
cm		 原型/
m		 模型/
( L·s-1)		 原型/
(m3·s-1)
原消力池 55.8 39.78 4.36 187.16 3.58 74.46
6 52.0 37.07 74.31
10 49.5 32.29 75.16
14 49.0 34.93 72.92
原消力池 63.5 42.28 5.49 235.67 5.22 76.84
6 55.0 39.22 80.78
10 54.5 38.85 80.30
14 56.5 40.28 79.41
原消力池 68.5 48.84 5.94 254.98 5.88 82.19
6 66.0 47.06 82.64
10 61.5 43.85 82.76
14 62.0 44.21 82.32
由表3可知,随着流量增大,跃前断面弗劳德数增大,水跃消能作用增强,各方案消能率随之提高。对于未加消能工的原消力池,在各工况下跃长均为最长,就单一消能工而言对跃长的缩减长度不及联合消能工,趾墩-梯形墩消力池跃长相对较短。双排梯形墩交错布置时,较原消力池跃长有所减小,最大可缩减13.38%,但单独布置消力墩对水流阻碍作用有限。在方案6的基础上,方案10在扩散段末端增加一排分流趾墩,结果表明跃长能够进一步缩减,这是由于趾墩起到了增加阻力的作用,水流受到趾墩与梯形墩双重阻滞后能量减少,与方案6相比跃长最大可缩减6.82%。方案14在方案10基础上,将扩散段单排趾墩改为双排趾墩布置,虽然趾墩数量增加,相较于方案10对跃长的缩减作用很小,反而提高了工程成本,故选择单排趾墩作为研究的主要内容。通过对比14种方案,方案10对跃长的缩减作用最为明显,较原消力池3种来流条件下跃长依次缩减11.29%、14.17%、10.22%,消能率可达75.16%~82.76%,故将其选为最佳布置型式。
模型布置见图2,消能工按照比尺换算为原型数据,趾墩长、宽、高分别为7.13、1.71、1.35 m,梯形墩长、宽、高分别为2.07、2.56、1.71 m。
图2 趾墩-梯形墩模型布置

Fig.2 Arrangement of chute block-trapezoidal block model

1.2 水流流态

流态是水流运动情况的直观反映,在不同流量下原消力池与趾墩-梯形墩消力池流态见图3、图4。文献[19]中提出,气泡可作为示踪剂来近似表征水流运动。
图3 模型试验流态(Fr=5.22)

Fig.3 Flow regime in model test (Fr=5.22)

图4 模型试验流态(Fr=5.88)

Fig.4 Flow regime in model test (Fr=5.88)

在Fr=5.22工况下,消力池内形成完整水跃,自由表面波动起伏较大。如图3(a)所示,原消力池上游来流入池后卷吸气泡,形成了明显的远驱式水跃。当急流向缓流过渡时产生水跃,水流将空气裹挟穿过水气交界面,使水跃区间中大量的气泡被截留在水流中,随着流体流动被带走,并最终交换回自由面上方的空气。如图3(b)所示,加入趾墩-梯形墩后形成了淹没式水跃,双排梯形墩起到了阻滞水流作用,将过墩水流壅高,水跃漩滚主要集中在趾墩与梯形墩之间的区域,跃后水流平缓,掺气量少,相较原池跃长缩减14.17%。
在Fr=5.88工况下,随着流量的增加,水流漩滚更加剧烈,尾水波动较大。如图4(a)所示,原消力池远驱式水跃更为明显,流态较为紊乱,水流所夹带的大量气泡涌入护坦。如图4(b)所示,趾墩-梯形墩消能工,趾墩对水流的分流作用使水流充分扩散,大量掺气,呈现乳白色泡沫,入池后剧烈翻滚,随着流动的进行,梯形墩被强烈地冲击,跃前断面稳定在扩散段末端,水跃发展充分,相较原池跃长缩减10.22%。

1.3 流速分布

水流流速较大时,带有大量动能,高速水流的冲击将造成护坦的震动破坏,因此,减小流速是消能的关键,沿程流速分布见图5。为了更直观地了解趾墩-梯形墩联合消能工对流速的影响,构建减速比这一指标。减速比是指梯形墩前、后流速对比的衰减百分比,分别选取测量断面F3与F6的流速为墩前流速和墩后流速(如图1)。计算公式为
n = ( v 1 - v 2 ) / v 1 × 100 % 　 。
式中:n为减速比;v1、v2分别为梯形墩前、后位置处断面平均流速。减速比n越大,表示减速效果越好。
图5 流速分布

Fig.5 Flow velocity distribution

由图5(a)可知,在Fr=5.22工况下,水流进入消力池之后,原消力池与趾墩-梯形墩消力池流速差异显著增大。这是由于原消力池上游来流直接倾泻进入池底,池内不设置辅助消能工,难以对水流产生阻滞作用,导致流速偏大。当加入消能工后,趾墩在横向上将水流分散,入池后与梯形墩发生碰撞,流速降低,减速比为75.34%。由图5(b)可知,在Fr=5.88工况下,流速差异更为明显,减速比为73.75%。趾墩-梯形墩联合消能工作为辅助结构布置在消力池内,有效叠加了各自消能工的优点,减缓流速,促进能量耗散,从而避免了护坦流速过大造成冲刷破坏。

1.4 布设位置优化比选

在选定单排趾墩+双排梯形墩布置前提下,为研究梯形墩布设位置对水流的影响,对双排梯形墩排间距及距消力池入口距离进行研究。为控制变量,在双排梯形排间距不变情况下(间距为0.12L),改变首排梯形墩距消力池入口距离,试验结果见表4。
表4 梯形墩位置优化后试验结果

Table 4 Test results after optimizing trapezoidal block location

位置 跃长 跃前断面距消力池
进口距离		 消能
率/%		 Fr
模型/cm 原型/m 模型/cm 原型/m
0.25L 53.00 37.79 15.00 10.70 80.32
0.35L 54.50 38.85 13.00 9.27 80.30 5.22
0.45L 58.00 41.35 10.00 7.13 80.02
趾墩-梯形墩联合消能形成淹没式水跃,在Fr=5.22工况下,梯形墩距池首位置较近时,跃长缩短、跃前断面前移,但位置的改变对消能率并无显著影响。
梯形墩距池首0.25L时,相较于0.35L、0.45L布置,跃长依次减小2.75%、8.62%,跃前断面距进口位置分别前移13.33%、33.33%。可见,梯形墩布置位置不同对水流的改善效果也不同,距池首越远,对水流的阻滞作用越小,当距池首0.45L时,梯形墩并未充分发挥挡水作用,水跃位置后移且跃长明显增加。当距池首0.25L时,由于距离较近,梯形墩对水流的反击作用增强,改变了水流结构,减小跃长并使跃前断面前移,故将布置位置0.25L作为较优方案。
在确定梯形墩距池首较优位置的前提下,为探究双排墩在不同排间距下对跃长等的影响,选取3种不同排间距进行对比分析,试验方案见表5。
表5 梯形墩排间距优化试验方案

Table 5 Test schemes of optimizing the row spacing of trapezoidal blocks

位置 跃长 跃前断面距消力池
进口距离		 消能
率/%		 Fr
模型/cm 原型/m 模型/cm 原型/m
0.06L 52.50 37.43 16.00 11.41 80.29
0.09L 53.00 37.79 16.00 11.41 79.35 5.22
0.12L 53.00 37.79 15.00 10.70 80.32
试验结果表明,在确定首排梯形墩位置不变的情况下,当排间距较小时,跃前断面位置有所前移,却对跃长及消能率影响不大。排间距为0.06L时,相较于间距0.12L,跃前断面前移6.25%,但排间距的增大对跃长基本没有影响,说明首排梯形墩对跃长的缩减作用大于第二排墩。这是由于首排墩承受力大部分的水流冲击,消减了大量能量,当水流过渡到第二排墩时,其挡水作用减弱。对比之下,将排间距0.06L选为较优工况。综上所述,梯形墩交错布置在距池首0.25L处、排间距为0.06L时可显著缩减跃长、前移跃前断面,将其作为推荐方案。

1.5 消能方式

趾墩-梯形墩消能工能量的耗散主要依靠产生的紊动,动能又是产生紊动的来源,水流从扩散段下落,势能得以释放并源源不断地补充动能。在水跃区间,水流掺气明显且紊动剧烈,能量大量消耗。水流分区见图6,按照消能方式可分为4个区域:收缩分流区、水跃旋滚区、两侧漩涡区、跃后主流区。
图6 水流分区

Fig.6 Water flow zoning

(1)收缩分流区:扩散段的滑行水流在经过趾墩时被收缩分散,形成了贴壁流和纵向扩散水舌。墩上水体呈现挑射之势,墩下水体跌落入池,将来流分割为若干抛射的水股。水流横向收缩,与边壁和墩体产生激烈碰撞,此过程中剪切作用增强,使水流在入池前充分扩散的同时,也消耗掉一部分能量。
(2)水跃旋滚区:水流经过趾墩后仍有大量余能,入池后持续释放势能并转化为动能,主流流速仍然较大。在此区间形成的水跃,流速梯度分层明显,水气交界面处水流卷吸气泡进入水体,水流大量掺气,同时产生强烈的紊动剪切扩散,动能主要转化为紊动能,呈现出复杂的三维耦合运动。在趾墩与梯形墩之间,形成大规模的旋滚回流,消能方式主要为水跃中的旋滚回流与主流间的动量交换。
(3)两侧漩涡区:由于墩体间的束窄作用,形成了墩间绕流,梯形墩两侧的漩涡是水跃区与漩涡区的流速梯度造成的。水流漩涡不断从水跃中吸收能量维持转动,当能量随着距离逐级递减后,漩涡尺度渐渐变小,最后将传递来的能量通过黏性耗散掉,动能转化为热能。
(4)跃后主流区:扩散段滑行水流进入消力池后,在急流转变为缓流过程中,产生水跃,水气掺混明显。水流流经梯形墩发生碰撞时,水体受墩体的顶托作用被壅高,动能转化为势能,水位攀升,流速减小。
趾墩-梯形墩消能伴着复杂的能量转换过程,逐级转化过程见图7。扩散段的滑行水流下落进入消力池,形成水跃,大量势能转化为动能,经趾墩分割的水流掺混空气,水体紊动强烈消耗能量。两侧的漩涡区产生剪切碰撞,能量被进一步耗散,跃后主流流速减小,势能逐渐增加。
图7 水流能量转化过程

Fig.7 Water flow energy conversion

2 数值模拟

2.1 边界条件与网格划分

考虑到水跃过程中水流的各向异性,选取RNG k-ε湍流模型、VOF方法追踪及定位自由表面[20]。消力池进口边界处设定为速度进口,自由液面上方设置为压力进口,出口边界设为压力出口,计算时间选取瞬态。压力速度耦合求解选择SIMPLE算法,动量方程离散和湍动能耗散率均选取一阶迎风格式,消力池边壁采用无滑移边界,整个计算过程在标准大气压条件下进行,并以进出口流量差<5%为计算恒定判别标准。对趾墩-梯形墩消力池进行数值模拟,采用结构性网格划分模型,辅助消能工附近进行局部网格加密,网格数为162万,网格划分见图8。
图8 数值模型网格示意图

Fig.8 Numerical model grids

2.2 数值模拟结果验证

为验证数值模拟的可靠性,对趾墩-梯形墩消力池经典断面水深实测值和计算值进行对比,选取水气比值为0.7的等值面为水流表面,在3种来流条件下,水体自由表面波动曲线见图9。水跃区间由于流速急剧变化,水面波动明显,水深起伏较大,给测量水深增加一定的难度,也导致实测值与计算值存在一定的偏差,但从水面线整体流动来看,实测值与计算值吻合良好。图10为流速实测值与计算值验证,两者最大误差为11%,数值模拟可靠性较高。
图9 模型试验与数值模拟水面线对比

Fig.9 Comparison of water surface line between physical model and numerical simulation

图10 流速验证

Fig.10 Flow velocity verification

2.3 湍动能

湍动能定义为紊流速度涨落方差与流体质量乘积的1/2,是表示水流整体紊动状况的物理量。文献[21]—文献[22]提出,湍动能为物质输移及能量传递提供支持,是反映湍流强度的重要参数。公式为
k = ( u ' x ) 2 + ( u ' y ) 2 + ( u ' z ) 2 ¯ 2 　 。
式中 u ' x 、 u ' y 、 u ' z表示空间上3个方向的脉动流速。湍动能 k越大,表明水体紊动越强,能量耗散越多。
观察流场中湍动能垂向及沿程的变化情况,有助于更好地认识湍流强度与能量耗散分布规律,图11为趾墩-梯形墩消力池在不同流量工况下湍动能分布云图。在趾墩与梯形墩之间的水跃区间,湍流强度明显高于其它区域水体,池内最大湍动能分别可达0.14、0.22、0.25 m2/s2。湍动能在垂向上呈现递减规律:底部主流剪切扰动强烈,在与墩体发生碰撞之后,消耗大量能量,部分动能转化为湍动能,而自由面水体无大规模碰撞,湍流强度逐渐减弱,湍动能也相应减小。各流量工况下湍动能分布呈现出一致的规律:湍动能沿水流方向减小,能量沿程逐渐耗散,护坦段湍动能明显减弱,约为趾墩附近区域湍动能的1/20。
图11 中轴横断面湍动能等值线分布

Fig.11 Contours of turbulent kinetic energy in the axial cross-section

上述规律表明:强湍动区集中分布在趾墩附近区域,主要是因为墩体的阻水与分流作用猝发形成了淹没式水跃,将跃前断面上移至扩散段。在能量集中耗散的水跃段,湍流强度通常随着流量的增大而增大。

2.4 气蚀验证

下泄水流经过梯形墩时形成折返回流,在墩前及墩后出现漩涡,随着水流总动能的增加,梯形墩分流作用逐渐加强,墩后出现漩涡带。当漩涡作用在墩体上,旋转速度受水流脉动影响忽大忽小,如果形成负压将对墩体两侧及墩后造成空化气蚀破坏。为准确判断是否发生气蚀,构建压强和作用水头E两种指标,压强沿程分布见图12。
图12 Fr=5.88压强分布

Fig.12 Pressure distribution (Fr=5.88)

由图12可知,墩间压强区域均无负压产生,压强较大值主要集中在首排梯形墩附近,水流碰撞墩体对其造成较强冲击,导致墩前压强增大。负压是衡量气蚀破坏的关键,当负压降低到一定值,水流内部将出现空腔,负压值越大,遭受气蚀破坏的概率也越大。水跃消能虽形成漩涡,梯形墩有着良好的阻流效果,流速被墩体减小,图12中墩间并无负压区域,压力分布较为均匀,压强梯度较小,不满足形成空蚀破坏的条件。
文献[23]中提到:为判断消力池内梯形墩是否发生气蚀破坏,可用经验判别式(3)来计算。
E = 82.8 - 1.53 q 　 。
式中q为消力池最大单宽流量。式(3)表明:当单宽流量一定时,可求得消力墩及下游不发生气蚀破坏的最大允许作用水头E,在原型工程当中实际作用水头E'为最高坝上水位减去池底高程。用该判别公式准确预测了盐锅峡水电站溢流坝消力池、蒲圻水电站消力池内消力墩是否发生气蚀破坏,进一步证明了公式的可靠性。在Fr=5.88工况下,经计算原型中单宽流量q=19.87 m3/(s·m),E为52.4 m,E'为51.34 m,实际作用水头E'小于气蚀破坏的最大允许作用水头E(本判别式中E的使用范围为15~60 m)。从压强与作用水头两种指标来看,在Fr=5.88工况条件下,池内消力墩位置处不会发生气蚀破坏。

3 结论

基于泄洪洞消力池实际工程,共设计14种对比方案,通过模型试验结合数值模拟的方法,对趾墩-梯形墩水力特性与消能方式进行研究,得出以下结论:
(1)趾墩-梯形墩联合消能工能有效叠加趾墩及梯形墩各自的优点,强于单一消能工。梯形墩交错布置在距池首0.25L处、排间距为0.06L时,对水流的反击作用增强,改变了水流结构,显著缩减跃长、前移跃前断面,将其作为推荐方案。
(2)趾墩-梯形墩联合消能工将远驱式水跃转变为淹没式水跃,按照消能方式分为4个区域(收缩分流区、水跃旋滚区、两侧漩涡区和跃后主流区),收缩区水流被分割,进入池内发生水跃,同时强烈的剪切紊动消耗能量,部分动能转化为紊动能,水流经过漩涡区将传递来的能量通过黏性耗散掉,最终在跃后区,动能转化为势能。
(3)强湍动区集中分布在趾墩与梯形墩之间的水跃区间,不同流量工况下,湍动能在水流方向均沿程递减,护坦段的湍动能约为趾墩附近区域湍动能的1/20。在能量集中耗散的水跃段,湍流强度通常随着流量的增加而增加。
(4)趾墩-梯形墩联合消能,在Fr=5.88工况条件下,梯形墩间压强区域并无负压生成,压强梯度较小,实际作用水头E'小于气蚀破坏的最大允许作用水头E,在此位置处不会发生气蚀破坏。

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