圆孔格栅不同开孔率对井式消能水力特性的影响研究

圆孔格栅不同开孔率对井式消能水力特性的影响研究
陈秋蓉;邱勇;段胜禹;罗国立;胡祥森
【摘要】对于山区消能建筑物而言,在地形地质条件受限时,圆形消力井是一种可行的选择,其井深和井径的大小直接影响到工程投资和消能效果.通过水工模型试验,研究格栅开孔率变化对消力井底板时均压强、脉动压强标准差、脉动压强峰峰值等水力特性的影响.成果表明:①当格栅开孔率为40%时,消力井尾水渠水流流态较为平顺,但格栅下部水体紊动剧烈,消力井底板射流水股落点附近水流脉动压强时均值、标准差等均最大;②格栅开孔率降低至35%时,格栅上部水体和尾水渠水流流态紊动稍有增强,但格栅下部水体紊动程度减弱,水股落点附近水流脉动压强时均值、标准差均有所降低;③格栅开孔率进一步减小至30%时,入射水流在格栅上部的弹射现象加剧,导致尾水渠流态极为紊乱,虽然消力井底板时均压强、脉动压强标准差继续降低,但降幅明显减小,趋于稳定.
【期刊名称】《人民珠江》
【年(卷),期】2019(040)007
【总页数】6页(P64-68,78)
【关键词】脉动压强;水力特性;开孔率;圆孔格栅;消力井
【作者】陈秋蓉;邱勇;段胜禹;罗国立;胡祥森
【作者单位】云南农业大学水利学院,云南昆明 650201;云南农业大学水利学院,云南昆明 650201;云南农业大学水利学院,云南昆明 650201;云南农业大学水利学院,云南昆明 650201;云南农业大学水利学院,云南昆明 650201
【正文语种】中文
【中图分类】TV653.5
在地形多变、陡峭的峡谷型山区，消力井体型简单、灵活、对地形地质条件有很好的适应性，但井深和井径的大小直接影响下泄水流的消能效果和工程投资。

文献[1]通过模型试验对竖井旋流泄洪洞中竖井与导流洞衔接段体型的优化进行研究，并给出了合理的消力井深度；文献[2]针对低落差、小流量情况下，水平栅条在消力池
内顺流方向和垂直水流方向布置时的消能机理试验研究；文献[3]针对小落差泄水
建筑物已有研究成果进行归纳总结，对栅条及矩形开孔格栅筛网式消能工在消力池中的结构布置、水力计算、消能计算给出了建议。

已有文献多针对竖直进水旋流消力井或底流消力池格栅布置开展研究。

对于斜向进水消力井，研究团队在文献[4-6]针对井深、井径变化及出口尾水底板高程的变化情况，对消力井水力特性进行研究。

1 方案设计
消力井布置于坡比为1∶1.5、宽为150 mm的溢洪道泄槽末端，泄槽最大水头为2.19 m，消力井直径为580 mm，井深0.665 m，底板高程0.10 m，格栅置于斜向进水式消力井中0.30 m处，见图1。

矩形开孔格栅尽管施工方便，但在射流作用下的结构受力相对复杂，故试验研究选择圆形开孔格栅,平面上呈梅花状等间距交错布置，开孔率(格栅开孔面积与格栅面积之比)分别为40%、35%、30%，见表1。

表1 格栅栅孔参数方案开孔率/%栅孔直径/cm栅孔间距/cm孔数/个一
404.01.2585二352.51.25187三302.51.50163
2 试验成果分析
测点布置：沿射流方向在消力井底板布置7个测点，以消力井圆心为中心测点O，
其上游侧布置测点-3、-2、-1，其下游侧布置测点1、2、3，边缘测点-3、3,距离边壁6.5 cm，其余测点相邻间距为7.5 cm(图1b)。

a)消力井平面
b)I-I断面图1 消力井体型示意(单位：高程m，其余mm)
2.1 消力井水体结构分区
根据水流流态，沿射流轴线方向，将消力井内水流结构划分为冲击区、上附壁射流、入栅分割水体(图2)。

图2 消力井水流结构分区
a) 冲击区。

入射水流斜向进入消力井，在上部水体作用下，水股出现向下偏折冲
击到格栅上，形成入栅分割水体及向上的附壁射流。

b) 上附壁射流。

射流冲击到格栅板上，部分水体向上形成上附壁射流，并在消力
井表面形成明显的水突翻卷和表面旋滚。

c) 入栅分割水体。

入射水流冲击在格栅上，经格栅分割成股落下，可见大量气泡
随水股往底板方向移动，水体与格栅下部水垫充分混掺。

2.2 消力井底板压强特性分析
研究通过CY201高精度数字压力传感器(测量内容包括脉动压强最大值、最小值、峰峰值、平均值、标准差，测量精度0.1%，量程0～50 kPa)测试得到消力井底
板测点脉动压强，图3为消力井底板中心测点0某一时段的脉动压强特性。

图3 消力井底板脉动压强特性
2.2.1 消力井底板时均压强
文献[7]中已经给出了开孔率为40%，格栅位于消力井不同高程处的底板水力特性变化：底板时均压强沿射流方向均呈先增大后减小趋势，其中射流落点附近时均压强最大。

在此基础上，给出了格栅布置的推荐方案。

基于已有成果，试验进一步研究相同格栅布置、不同开孔率条件下消力井水力特性的变化。

结论表明：改变格栅
开孔率，底板时均压强的分布及变化规律相同。

高速入射水流进入消力井后，其冲击力直接影响消力井结构安全，时均压强为脉动水流在某一时段的统计平均值，能够很好地反映消力井底板在入射水流作用下的受力情况。

泄槽末端不同流量情况下的流速v1分别为2.67 m/s(Q=6 L/s)、3.71 m/s(Q=12 L/s)、4.50 m/s(Q=18 L/s)，根据试验测试，得到不同试验方案(开孔率)在3组流量下底板时均压强沿射流方向的分布，见图4。

a)Q=6 L/s b)Q=12 L/s c)Q=18 L/s
图4 消力井底板时均压强分布
在相同流量下，消力井底板水股落点附近时均压强随格栅开孔率的降低而降低，但出口水流流态趋于恶化。

流量Q=12 L/s情况下，格栅开孔率为40%(方案一)时，斜向入射水流冲击栅板后，大部水体经栅孔分割为直径较大的斜向水股下落，消力井底板测点1处时均压强
最大，达到6.928 kPa，并且栅板下部水体紊动剧烈；入射水流的一部分冲击栅板后向上弹射，形成沿井壁上行的附壁射流(水面可见水突)，致使消力井出口主流稍偏于尾水渠左侧(临边平均最大水深12.1 cm)，横断面最大水深差值为0.8 cm，
消力井内水体及尾水渠流态较为平顺。

格栅开孔率降低到35%(方案二)时，格栅开孔率减小(孔数增加，栅孔直径减小)，入射水流经格栅分割为直径较小的水股下落，分割水股落点向消力井中心测点0
偏移，最大时均压强(6.844 kPa)有所降低，但格栅下部水体的紊动程度明显减轻；入射水流在栅板上的弹射增强，但对格栅上部水体以及出口尾水渠水流流态影响均较小。

消力井出口处主流位置偏于左侧(临边最大平均水深12.4 cm)，横断面最大水深差值为1.4 cm。

格栅开孔率进一步减小为30%(方案三)，随着孔数减少(栅孔直径不变)，消力井底板最大时均压强为6.835 kPa，数值变化不大，但格栅下部水体更为平稳，入栅水股携带气泡现象明显减轻；入射水流在栅板上的弹射现象加剧，上附壁射流爬升高度增加，上涌水突明显，加剧了消力井内水流紊乱；消力井出口主流斜向右岸偏移(临边最大平均水深13.4 cm)，尾水渠横断面差值水深达到2.6 cm，已经形成折
冲水流，尾水渠流态显著恶化。

对于相同的格栅开孔率，随流量增加，消力井底板时均压强呈增加趋势，并且由于射流落点前移，消力井底板时均压强最大值越靠近下游井壁。

2.2.2 底板脉动压强标准差
高速入射水流进入消力池后会引起水流不同程度的脉动，此过程伴随能量的迁移和消散，但脉动强度过大会对建筑物的安全造成威胁，脉动压强标准差可反映压强脉动的强度。

试验得到不同开孔率的格栅在Q=6、Q=12、Q=18 L/s 3组流量下消力井底板脉动压强标准差的变化，见图5。

a)Q=6 L/s b)Q=12 L/s c)Q=18 L/s
图5 消力井底板脉动压强标准差
由图5可知，下泄流量相同时，随格栅开孔率的变化，消力井底板测点的脉动压
强标准差沿射流方向的变化曲线呈“M”形状。

分析其原因，在于测点0位于冲
击区下方，在分割水股作用下，尽管该测点时均压强最大，但脉动压强标准差较小；测点-1、1位于入栅分割水股区边缘，受格栅上部紊动水体影响，尽管测点时均压强不大，但脉动压强标准差大于消力井中心测点。

相同下泄流量下，水股落点区底板脉动压强标准差随着开孔率的降低而减小，客观上减弱了水股对消力井底板的扰动。

Q=12 L/s时，格栅开孔率为40%(方案一)下，
测点1处脉动压强标准差达到0.171；当格栅开孔率降低至35%(方案二)时，脉动压强标准差降低至0.146，降幅为15%；格栅开孔率继续降低至30%(方案三)，脉动压强标准差降低至0.142，但降幅仅为0.3%。

相同格栅开孔率时，随着流量的增大，底板脉动压强峰峰值呈增大趋势。

2.2.3 底板脉动压强峰峰值
底板脉动压强峰峰值为同一测点上压强最大值与最小值之差，反映底板脉动压强的变异。

根据试验测试，得到不同流量、不同开孔率下消力井底板沿程脉动压强的峰峰值，见图6。

由图6可知，相同流量不同开孔率下，沿射流方向底板脉动压强峰峰值变化曲线同样呈“M”形状，其分布规律和消力井底板脉动压强标准差相同。

下泄流量Q=12 L/s时,测点1在开孔率为40%(方案一)下峰峰值达1.187 kPa；开孔率减小至35%(方案二)时，峰峰值降低0.884 kPa，降幅达25.5%；开孔率继续减小到30%(方案三)时，峰峰值反而增大到1.136 kPa。

其原因在于随着开孔率减小，格栅上部水体流态呈恶化趋势，入栅水股受格栅上部水体脉动影响，消力井底板脉动压强峰峰值逐渐增大。

在不同流量下，相同格栅开孔率的消力井底板压强峰峰值随流量的增大同样呈增大趋势。

a)Q=6 L/s b)Q=12 L/s c)Q=18 L/s
图6 消力井底板脉动压强峰峰值
2.2.4 底板脉动压强频谱特性
水流紊动为不同尺度的漩涡作随机运动的结果，涡体在随机运动过程中与水体间发生碰撞、剪切、混掺，同时伴随能量的削弱和消杀。

频域分析中的压强频谱特性能很好地反映紊流随机运动过程中能量和频率的分布情况。

根据试验测试，得到
Q=18 L/s下消力井底板脉动压强功率频谱特性，图7为测点1的功率频谱特性。

a)开孔率40% b)开孔率35% c)开孔率30%图7 测点1功率频谱特性
由图7可知，在相同下泄流量下，随着开孔率减小，消力井底板脉动压强功率呈
下降趋势。

方案一(开孔率40%)的压强功率达5.1 kPa2,方案二(开孔率35%)降低
至4.8 kPa2，降幅为6.0%，方案三(开孔率35%)继续下降至4.7 kPa2，但降幅
仅为2.1%。

原因在于随着开孔率降低，过栅水股数量和强度减少，格栅下部水垫的混掺、剪切、摩擦作用增大，消力井内水体对涡体尺度的阻碍及吸收射流动能的作用也相应增大，从而使射流作用于消力井底板的能量衰减。

增设格栅前后，消力井脉动压强功率谱频率均集中在0.1 Hz以内，属于低频区(10 Hz以内)，其脉动压强主要是大振幅、低频率的大尺度涡体，不会引起建筑物的共振破坏[10]。

3 结论
通过改变格栅孔径和栅孔间距，研究不同开孔率(40%、35%、30%)试验方案条件下消力井底板水力特性的变化，成果表明：①格栅开孔率为40%时，过栅分割水
股对消力井底板的冲击最大，消力井底板水股落点区域时均压强、脉动压强标准差以及脉动压强峰峰值、功率频谱均最大，而且格栅下部水体紊动剧烈；②格栅开孔率减小到35%时，消力井底板时均压强、脉动压强标准差以及脉动压强峰峰值、
功率频谱均有所降低，其中脉动压强标准差由0.171降低至0.146，降幅为15%，脉动压强峰峰值由1.187 kPa降低至 0.884 kPa，降幅达25%，格栅下部水体紊
动程度明显减弱，格栅上部水体及尾水流态变化不大；③格栅开孔率减小至30%时，消力井底板时均压强、脉动压强标准差、功率频谱降幅明显减小，入射水流在格栅上的弹射加剧，上附壁射流爬升高度增大，致使消力井内水体紊动加剧(消力
井底板脉动压强峰峰值不降反增)、出口尾水渠水流流态恶化。

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