窄縫急流沖擊波與水舌擴散規(guī)律研究

杜 蘭，黃國兵，王春龍

（1．長江科學院水力學研究所，武漢 430010；2．黃河萬家寨水利樞紐有限公司，太原 030002）

窄縫急流沖擊波與水舌擴散規(guī)律研究

杜 蘭1，黃國兵1，王春龍2

（1．長江科學院水力學研究所，武漢 430010；2．黃河萬家寨水利樞紐有限公司，太原 030002）

采用模型試驗手段，通過改變來流斷面水流弗氏數(shù)Fr及窄縫收縮比β2個參數(shù)，重點研究了窄縫挑坎內(nèi)急流沖擊波交匯點位置及水流出坎后擴散規(guī)律。研究結(jié)果表明：β對沖擊波交匯點位置影響較大，而來流Fr影響較??；β越大，沖擊波交匯點越靠近挑坎出口；沖擊波交匯后，挑坎內(nèi)表面水體開始起挑，隨著β的增大，水流出射角相應減小，β＝0．2～0．25時，沖擊波交匯點距挑坎出口距離占挑坎總長30%～40%，此時水舌擴散充分性及穩(wěn)定性都較優(yōu)。研究成果進一步豐富了對窄縫挑坎水力特性的認識，并為設(shè)計提供一定的理論依據(jù)。

窄縫消能工；急流沖擊波；收縮比；水流弗氏數(shù)；挑距

1 研究背景

窄縫消能工利用收縮挑坎改變水流運動軌跡，使水舌沿縱向拉開分散入水，以達到減輕下游河槽沖刷的目的。隨著我國西部高水頭、大泄量、窄河谷水利工程開發(fā)建設(shè)，該消能工消能優(yōu)勢得以顯著體現(xiàn)，加之科研工作者對此體型特點不斷深入研究，其設(shè)計理論和實踐經(jīng)驗都趨于成熟。倪漢根、劉韓生［1－3］從理論分析上給出了不同窄縫體型下收縮段長度、收縮比、挑坎挑角等參數(shù)的選擇標準；張彥法和吳文平［4－5］、戴震霖和于月增［6］結(jié)合大量模型試驗實測資料，研究了窄縫水舌運動擴散規(guī)律，并提出窄縫收縮段水面線和水舌挑距的估算公式；章福儀［7］、陳忠儒［8］等人比較了挑坎體型參數(shù)對水面線和水舌挑距的影響規(guī)律。對于挑坎內(nèi)壓力分布情況，高季章［9］、黃智敏［10］、王春龍［11］等人都做了大量的研究工作。王剛和王永濤［12］等人則對評判消能效果指標之一的下游沖刷進行了研究，給出了沖刷深度的估算公式。

以往對窄縫消能工的研究多側(cè)重于尋求良好的體型以達到減輕對下游河床沖刷的目的，而實際工程運行中發(fā)現(xiàn)，該消能工特有的挑坎內(nèi)急流沖擊波產(chǎn)生的次生水翅造成的危害同樣不可忽視。由于挑坎內(nèi)水流結(jié)構(gòu)復雜，先前對急流沖擊波的研究都做了理想假定，如Ippen［13］在非常理想化的假定前提下給出了計算沖擊波的基本式，Hager等人［14－15］也建議了一種精度更高的簡化方法，改進了強沖擊波的近似計算，但對于收縮段的急流情況，往往不能完全滿足計算假定條件。因此，對窄縫挑坎內(nèi)急流沖擊波有待更加深入系統(tǒng)研究，從而進一步豐富該消能工的應用范疇。本文在水布埡1＃泄槽水工模型基礎(chǔ)上，通過改變來流斷面水流弗氏數(shù)Fr和窄縫收縮比β來研究沖擊波及水流出射后水舌擴散等相關(guān)特性。

2 模型設(shè)計

選取水布埡1＃泄槽1∶100的正態(tài)模型為試驗模型，整個泄槽用有機玻璃制成。模型長3．11 m、寬0．16 m、高1．55 m，水槽兩側(cè)為玻璃，可清楚觀測到水面線變化情況。下游是用2．02 m長、寬1．00 m、0．93 m高的水泥墻砌成。堰頂高程378．2 m，挑坎出口高程252．56 m。模型布置見圖1。

3 成果分析

3．1 沖擊波

沖擊波是窄縫收縮段內(nèi)靠近兩邊墻水流受側(cè)墻收縮擾動而在挑坎內(nèi)交匯碰撞的一種水力現(xiàn)象。試驗表明，沖擊波交匯后水流開始起挑，交匯點的位置決定著水流始挑位置。水流起挑過早，水舌在空中裂散劇烈，造成嚴重霧化，對環(huán)境及建筑物安全都構(gòu)成威脅；若水流起挑過晚，則水舌在空中沿縱向不能充分散開，達不到良好的消能效果，因此，沖擊波交匯的位置對消能效果起著主導作用。影響沖擊波交匯位置的有挑坎底板形狀、收縮比、邊墻形式和來流弗氏數(shù)等因素。本試驗在底板形狀和邊墻形式一定的條件下，通過改變β和Fr兩參數(shù)，從而建立沖擊波交匯點位置隨β和Fr的變化關(guān)系，如表1。從表1中數(shù)據(jù)可以看出，β的改變對沖擊波交匯點位置影響較大，當Fr＝4．45，β＝0．50時沖擊波交匯點與挑坎出口距離T僅1．5 m，鄰近出口，而當β＝0．17時，T值達12．5 m，水流基本在挑坎中間部位就開始起挑；隨著β的減小，靠近兩邊墻水流迅速在挑坎內(nèi)交匯，交匯點遠離挑坎出口；Fr對沖擊波交匯位置影響則較小，3組不同的Fr下，β＝0．50時，T值近乎沒變。因此，底板和邊墻形式一定的前提下，若忽略Fr影響，可繪制β與沖擊波交匯點距窄縫出口距離T的關(guān)系線如圖2，并擬合兩者的近似關(guān)系式如式1。

圖1 模型布置圖Fig．1 Layout of themodel

圖2 β與沖擊波交匯點距窄縫出口距離T的關(guān)系圖Fig．2 The relationship be tweenβand distance T of confluence location of shock waves from bucket outlet

擬合關(guān)系式為

式中：T為沖擊波交匯點距窄縫出口的距離；β為收縮比。

該關(guān)系式的適用條件為：149 m3／s·m－1≤q≤204 m3／s·m－1，4．45≤Fr≤5．57。

表1 沖擊波交匯點位置隨β和Fr變化關(guān)系表Table 1 Variation of the confluence location of shock waves along w ith the changes ofβand Fr

表2 β和Fr與水流出射角關(guān)系表Table 2 Relationship of outflow angle respectively w ithβand Fr

3．2 水舌擴散

3．2．1 水流出射角

從表2看出，隨著收縮比的減小，水流躍出挑坎的出射角大幅增加。對于等寬挑坎，不同來流條件對水流出射角影響不大，都與模型底板的傾角（－10°）基本一致；當β≥0．25時，出射角均小于45°，根據(jù)拋體運動規(guī)律可知，出射角在45°時挑距最遠，可知，在該來流范圍內(nèi)、底板及邊墻型式一定前提下，β≥0．25時，水舌挑距不會很遠；當β≤0．20時，挑坎內(nèi)水面線急劇升高并迅速躍出邊墻，出射角大于45°，可知，在該試驗條件下，β≤0．20時，水流挑距將明顯增大；Fr對出射角的影響不及β明顯，但也呈現(xiàn)Fr越大，出射角相應減小的趨勢。

圖3 Fr＝4．45時不同收縮比水舌軌跡圖Fig．3 W ater jet trajectories w ith different contraction ratio when Fr＝4．45

圖4 Fr＝5．32時不同收縮比水舌軌跡圖Fig．4 W ater jet trajectories w ith different contraction ratio when Fr＝5．32

圖5 Fr＝5．57時不同收縮比水舌軌跡圖Fig．5 W ater jet trajectories w ith different contraction ratio when Fr＝5．57

3．2．2 水舌軌跡

從水舌軌跡圖3至圖5可以看出：與等寬挑坎的水舌邊界不同的是，窄縫挑坎水舌邊界有4條，分別為水簾內(nèi)緣、水舌內(nèi)緣、水舌外緣和水翅外緣。形成水翅的原因是，高速水流進入窄縫鼻坎后，兩邊墻水面線受收縮邊墻的干擾急劇升高，并向挑坎中心匯集，形成急流沖擊波，沖擊波在挑坎內(nèi)交匯碰撞后表面水流起挑，先起挑的水體將脫離主體水舌向下游運動而形成水翅，實踐證明，其對下游岸坡沖刷造成的危害不容忽視。主體水流受收縮鼻坎的影響以不同的出射角挑出后沿縱向擴散，它是造成下游沖刷的主要原因。

從圖中還可以看出：Fr一定時，隨著β的減小，水舌外緣入水點與挑坎末端距離相應增大，當β＝0．17時，水舌外緣挑距較β時增加了110～150 m，變化顯著；水翅外緣挑距也隨著β的減小呈增加趨勢，但當β減小至一定程度時，水流出射角過大造成水翅部分水體拋出后迅速跌落至下游河道，水翅外緣挑距反而減??；水舌緣和水簾緣受Fr影響甚微；當0．33≤β≤0．50時，水翅外緣入水點較水舌外緣遠，當0．17≤β≤0．25時，水翅外緣入水點則較水舌外緣近，并隨收縮比的減小距離越來越近，水翅外緣最高點的高程也隨之增高。試驗發(fā)現(xiàn)：當0．20≤β≤0．25時，水舌在空中能夠充分擴散，整個水體裂散得很薄，但當β＝0．20時，水舌軌跡輕微擺動，部分水體飛濺后形成輕微的霧化現(xiàn)象。當收縮比β＝0．17時，挑坎內(nèi)水面急劇升高，躍出邊墻，水體完全破碎，水舌擺幅較大且霧化現(xiàn)象嚴重。

總之，結(jié)合水流的擴散程度、水舌穩(wěn)定情況和下游的霧化嚴重程度綜合分析認為，在該試驗條件下，當0．20≤β≤0．25時，水舌擴散充分，能夠形成典型的窄縫流態(tài)。β＝0．25雖不如β＝0．20水流擴散充分，但水舌穩(wěn)定性稍優(yōu)，而β＝0．17時水舌裂散劇烈，霧化現(xiàn)象嚴重。

4 結(jié) 論

通過以上模型試驗實測資料及分析可見，在該試驗條件下，當沖擊波交匯點距挑坎末端距離T占整個挑坎總長度L的30%～40%時，出射水流可以以40°～45°出射角挑離鼻坎，相應的水舌在空中擴散的充分性、穩(wěn)定性及下游的霧化程度都較優(yōu)。水布埡1＃泄槽在選用了β＝0．25收縮比體型下也成功解決了急流沖擊波形成的水翅沖打岸坡的現(xiàn)象。由此可見，窄縫挑坎內(nèi)急流沖擊波與水舌及水翅擴散密切相關(guān)。

窄縫挑坎內(nèi)水流流速高、紊動性強、水流結(jié)構(gòu)非常復雜，對沖擊波形成機理及水翅控導措施有待更多科研學者做出深入而系統(tǒng)的研究。

［1］ 倪漢根，劉韓生．窄縫式消能工收縮段的體型設(shè)計［J］．水利學報，1999，（2）：33－38．（NIHan gen，LIU Han sheng．Design of Slit Type Buckets［J］．Journal of Hydraulic Engineering，1999，（2）：33－38．（in Chi nese））

［2］ 劉韓生，倪漢根，梁 川．對稱曲線邊墻窄縫挑坎的體型設(shè)計方法［J］．水利學報，2000，（5）：70－75．（LIU han sheng，NI han gen，LIANG Chuan．Configuration Design Method for Symmetric Slit bucket with Curved Side wall［J］．Journal of Hydraulic Engineering，2000，（5）：70－75．（in Chinese））

［3］ 倪漢根，劉韓生，梁 川．兼使水流轉(zhuǎn)向的非對稱窄縫挑坎［J］．水利學報，2001，（8）：85－89．（NIHan gen，LIU Han sheng，LIANG Chuan．Asymmetric Slit Buckets with Function of Changing Flow Direction［J］．Journal of Hydraulic Engineering，2001，（8）：85－89．（in Chinese））

［4］ 吳文平，張彥法．窄縫挑流水舌的運動擴散規(guī)律及應用［J］．水力發(fā)電學報，1989，（4）：71－76．（WU Wen ping，ZHANG Yan fa．The Water Tongue Diffuses Mechanism and Application of Slit type Bucket［J］．Jour nal of Hydroelectric Engineering，1989，（4）：71－76．（in Chinese））

［5］ 張彥法，吳文平．窄縫挑坎水面線及水舌挑距的試驗研究［J］．水利學報，1989，（5）：14－21．（ZHANG Yan fa，WUWen ping．Experimental Researches on the Flow Profile and the Nappe Trajectory Distance for Slit type Bucket［J］．Journal of Hydraulic Engineering，1989，（5）：14－21．（in Chinese））

［6］ 戴震霖，于月增．深孔窄縫挑流水力參數(shù)及挑距的研究［J］．陜西水力發(fā)電，1992，（1）：7－13．（DAIZhen lin，YU Yue zeng．A Study on Jet Trajectory Length and Parameters of Water Jet Deflection from Slit type Flip Buckets of Deep Outlets［J］．Journal of Shaanxi Water Power，1992，（1）：7－13．（in Chinese））

［7］ 章福儀，陳美法，項亞萍．窄縫挑坎傾角對射流擴散減沖效果試驗和挑距計算［J］．水利學報，1993，（11）：

69－75．（ZHANG Fu yi，CHEN Mei fa，XIANG Ya ping．Experimental of the Slit type Bucket Angle on Jet Diffusion Effectand the Distance Calculation［J］．Journal of Hydraulic Engineering，1993，（11）：69－75．（in Chi nese））

［8］ 陳忠儒，陳義東．窄縫式消能工的水力特性及其體型研究［J］．水電工程研究，2001，（3／4）：51－59，68．（CHEN Zhong ru，CHEN Yi dong．Research on the Hy draulic Characteristics and Type of Slit type Bucket［J］．Journal of Hydroelectric Engineering Research，2001，（3／4）：51－59，68．（in Chinese））

［9］ 高季章．窄縫挑坎側(cè)墻動水壓力的初步研究［C］／／水利水電科學研究論文集，北京：水利水電出版社，1986．（GAO Ji zhang．Preliminary Study on the Hydrody namic Pressure of Slit type Flip Side Wall［C］∥Proceed ings of the Study on Water Conservancy and Hydropower Science，Beijing：Water Power Press，1986．（in Chi nese））

［10］黃智敏，何小惠，朱紅華，等．窄縫式挑坎體型及動水壓強特性分析［J］．中國農(nóng)村水利水電，2006，（5）：69－72．（HUANG Zhi min，HE Xiao hui，ZHU Hong hua，et al．Analysis of Configuration Layout and Hydro dynamic Pressure Characteristics of Slit type Bucket［J］．Journal of China Rural Water and Hydropower，2006，（5）：69－72．（in Chinese））

［11］王春龍．窄縫消能工的水力特性試驗及數(shù)值模擬研究［D］．武漢：長江科學院，2008．（WANG Chun long．Experimental and Numerical Simulation on the Hydraulic Characteristics of Slit Type Bucket［D］．Wuhan：Yangtze River Scientific Research Institute，2008．（in Chinese））

［12］王 剛，王永濤．關(guān)于窄縫挑坎挑流沖坑水墊厚度的估算［J］．水利科技與經(jīng)濟，2010，（7）：754．（WANG Gang，WANG Yong tao．Estimation of theWater Cushion Thickness in the Scouring Pit ofWater Jet from Slit Type Bucket［J］．Water Conservancy Science and Technology and Economy，2010，（7）：754．（in Chinese））

［13］IPPEN A T．Gas wave Analogies in Open Channel Flow［C］∥Proceedings of the2nd Hydraulics Conference Bul letin 27，Studies in Engineering．June 1－4，1942，Uni versity of Iowa，1943：248－265．

［14］HAGERW H，BRETZN V．Discussion to Simplified De sign of Contractions in Supercritical Flow［J］．Journal of Hydraulic Engineering，ASCE，1987，113（3）：422－424．

［15］HAGER W H．Transitional Flow in Channel Junctions［J］．Journal of Hydraulic Engineering，ASCE，1989，155（2）：243－259．

（編輯：趙衛(wèi)兵）

Location of the Confluence of Rapid Shock Waves and Regularity of W ater Tongue Diffusion of Slit Type Energy Dissipator

DU Lan1，HUANG Guo bing1，WANG Chun long2
（1．Hydraulics Department，Yangtze River Scientific Research Institute，Wuhan 430010，China；2．Yellow River Wanjiazhai Power Project Co．Ltd．，Taiyuan 030002，China）

By changing the inflow Froude number Fr and the contraction ratioβof narrow slit inmodel experiments，we researched the confluence location of rapid shock waves and the diffusion regularity of flow out of the slit buck et．Results show that：βhas larger influence on the confluence location of rapid shock waves than Fr does；the lar gerβis，the closer the confluence location is to the flip bucket outlet．After the shock wavesmeet，the surfacewa ter in the bucket starts to shoot，and the outflow angle reduces correspondingly asβincreases．Whenβ＝0．2～0．25，the distance of confluence location from the outlet accounts for 30% 40%of the total length of the flip buck et，in which case the water tongue diffusion ismore sufficient and stable．The research results enriched the under standing of hydraulic characteristics in slit type bucket，and provide a theoretical basis for relative design．

slit type energy dissipator；rapid shock wave；contraction ratio；Froude number；jet trajectory length

TV133

A

1001－5485（2013）08－0054－04

10．3969／j．issn．1001－5485．2013．08．013

2013，30（08）：54－57，83

2013－04－22；

2013－06－01

國家自然科學基金項目（51279013）；中央級公益性科研院所基本科研業(yè)務費專項項目（CKSF2013023／SL）

杜 蘭（1985－），女，湖北襄陽人，助理工程師，主要從事樞紐與電站水力學研究，（電話）15872353580（電子信箱）kuailelanlan＠163．com。