挑流水墊塘坎尾壅水特性研究

齊春風，尹進步

(西北農林科技大學水利與建筑工程學院，陜西楊凌 712100)

1 研究背景

近年來，隨著我國高水頭、大流量泄洪建筑物的不斷增加，挑流水墊塘及寬尾墩+消力池聯合消能的消能工形式在工程中得到了廣泛應用。寬尾墩+消力池聯合消能工雖然利用三元水躍進行消能，但分析其三元水躍的形成機理可發現，這種消能形式實質也是挑流與底流聯合消能的一種形式［1－4］。

已有工程研究成果表明，無論是高壩挑流水墊塘的消能形式，還是寬尾墩+消力池聯合的大單寬泄洪消能形式，2種消能的核心都是水墊塘(水墊塘又稱消力池)水流紊動消能，而水墊塘水流能否充分紊動消能的關鍵因素則是水墊塘水墊深度。一般水墊深度主要取決于下游河道水位及水墊塘末端尾坎高度。由于下游河道水位是隨河道流量而變化，不能通過建筑物調整，因此尾坎高度就成為人為可控的決定水墊深度的一個關鍵因素。

工程設計中尾坎高度的選取一般可以按不同過堰水流的過流能力計算選取，但工程實際觀察結果表明:由于水墊塘處于不同程度的紊動狀態，而一般堰前水流都比較平穩，因此按過堰水流的過流能力計算得到的尾坎頂部水深與尾坎實際壅水產生的水深之間始終存在一定差距。為了對這一差距進行準確把握，本文結合相關工程模型試驗測試研究［5］，對淹沒與非淹沒2種狀態下的尾坎壅水特性進行具體分析。

2 非淹沒狀態下尾坎壅水特性研究

非淹沒狀態下尾坎壅水實際就是下游河道水位比較低，而尾坎頂高程比較高，尾坎過流為自由過流的一種形式。以設計中的西藏瀾滄江如美水電站水墊塘過流形式為例，通過模型試驗測試與計算對比分析，對水墊塘尾坎非淹沒過流狀態下的壅水特性進行研究。

2.1 工程簡介

如美水電站位于西藏自治區芒康縣境內的瀾滄江上游河段，工程樞紐由礫石土心墻堆石壩、左岸開敞式溢洪道、左岸泄洪洞、左岸中層放空洞、左岸底層放空洞及右岸廠房引水系統組成，2條導流洞均布置在右岸。其中，擋水建筑物心墻堆石壩最大壩高達315 m，是我國乃至世界上的高壩之一。

由于壩高水頭也高，因此泄洪建筑物出口均采用挑流消能形式，為防止挑流水舌對下游河道產生嚴重沖刷，對下游左岸絨曲河溝槽進行開挖，形成圓弧底拱“凹”形水墊塘，所有挑射水流均挑入水墊塘中，水墊塘末端設置尾坎，尾坎縱剖面圖如圖1。由于下游河道水位比較低，而尾坎頂比較高，因此泄洪時尾坎過流始終為自由溢流形式，即尾坎屬于非淹沒狀態下壅水。

圖1 如美水電站消力池尾坎縱剖面圖Fig.1 Longitudinal profile of the tail bucket of stilling basin of Rumei Hydropower Station

2.2 理論計算與模型試驗測試對比

由于尾坎體型不同，其過流計算方法可能不同，為了選擇一個相對比較合理的計算方法，首先對尾坎體型進行歸類分析。從圖1可以看出，如美工程尾坎是由上游斜坡面與三圓弧組成，與文獻［6］定義的C型駝峰堰很接近，但堰高P與水頭H之比P/H大于1.33，屬于高堰，而駝峰堰多為低堰，因此不能按駝峰堰進行流量計算，必須按實用堰分析。一般實用堰流量計算又必須與其體型參數取值一致。經過對多組不同參數所確定的實用堰體型與此處尾坎體型對比分析發現:此處泄洪控制段體型與定型設計水頭Hd=68 m的WES實用堰很接近，堰前為兩段復合圓弧型曲線(R1=46.24 m，R2=14.28 m)，堰面曲線對比如圖2所示，可以看出2個堰面曲線基本重合。因此可按該實用堰參數選取流量系數進行尾坎過流計算，流量計算公式［7］如下:

式中:c為上游堰面坡度影響系數，取c=0.997;m為流量系數，根據規范選取;ε1為側收縮系數，此處無收縮，取ε1=1.0;σs為淹沒系數，自由出流取σs=1.0;B為堰寬(m);H為土堰前水深(m)。

圖2 尾坎體型對比Fig.2 Comparison of tail shapes

為求得此尾坎的實際壅水曲線，由模型試驗分別測得其堰上水位和過堰流量。其中，過堰流量由上游量水堰測得;堰前水位，考慮到水流紊動大小的影響，在不同流量時分別由距尾坎頂一定距離處同一斷面上多個測試點的平均值求得。計算與模型實測壅水曲線如圖3所示。

對圖3中2條曲線進行對比分析，可以看出:(1)當Q＜6000 m3/s時，2條曲線很接近，差距不大，理論計算和試驗實測的尾坎壅水特性基本保持一致。

(2)當Q＞6 000 m3/s時，2條曲線的差距隨過流量增大而逐漸增大，且實用堰理論計算所得坎頂水深總要大于其實際的壅水高度。Q=10000m3/s時，坎頂水深差值 ΔH=0.955 m;Q=15 000 m3/s時，ΔH=1.948 m。

對上述對比結果進行分析發現，在非淹沒過流狀態下，受水流紊動影響，尾坎實際過流能力要大一些，即尾坎壅水高度比堰流計算有所減小，且隨著泄洪流量的增加，紊動逐漸加強，實際壅水高度與堰流計算結果之間的差值也逐漸增加。

圖3 非淹沒過流尾坎壅水曲線Fig.3 Curves of tail backwater in non-submerged discharge

3 淹沒過流狀態尾坎壅水特性研究

淹沒狀態下尾坎壅水實際就是下游河道水位比較高，而尾坎頂高程比較低，尾坎過流為淹沒過流的一種形式。以云南金沙江阿海水電站消力池過流形式為例，通過模型試驗測試與理論計算分析對比方法，對消力池尾坎淹沒過流狀態下的壅水特性進行研究。

3.1 工程概況

阿海水電站位于云南省麗江地區玉龍縣(右岸)與寧蒗縣(左岸)交界的金沙江中游河段，樞紐主要由擋水大壩、左岸溢流表孔及消力池、左岸泄洪(沖沙)底孔、右岸排沙底口、壩后主副廠房等組成。

由于泄洪單寬流量比較大，因此泄洪建筑物采用寬尾墩+消力池聯合消能的形式，消力池末端設一復合性尾坎，其體型縱剖面如圖4。雖然尾坎后水流存在2次跌落，但下游河道水位始終比尾坎頂高，因此泄洪時，尾坎過流基本為淹沒溢流形式，即尾坎壅水形式屬于淹沒狀態下壅水。

圖4 阿海水電站消力池尾坎縱剖面圖Fig.4 Longitudinal profile of the tail bucket of stilling basin of Ahai Hydropower Station

3.2 理論計算與模型試驗測試對比

首先對尾坎體型進行歸類分析。δ/H=0.937 5，屬于實用堰，取Hd=15 m。尾坎過流量計算公式仍為式(1)，式中參數意義同上，取c=1.0，ε1=1.0，流量系數m也由規范確定，σs取決于下游水深超過堰頂的高度與堰上全水頭之比hs/H，以及下游堰高與堰上全水頭之比P2/H。

尾坎的壅水高度由水力學模型試驗測得。計算與模型實測壅水曲線如圖5所示。對圖5中2條曲線進行對比分析，可以看出:對于同一過流量，尾坎的理論計算坎頂水深總大于其實際的壅水高度，且隨著流量增大，2條曲線差距逐漸減小。當Q=4 000 m3/s時，坎頂水深差值ΔH=1.713 m;當Q=14 000 m3/s時，坎頂水深差值ΔH=1.324 m。隨著泄洪流量的進一步增加，實測坎頂水深與計算值差距繼續減小。

圖5 淹沒過流尾坎壅水曲線Fig.5 Curve of tail backwater in submerged discharge

4 過流狀態尾坎壅水特性比較

為了對2種過流狀態下尾坎的壅水特性進行比較，又繪制了坎頂水深差值與堰流計算水深之比隨流量變化的關系曲線，如圖6所示。可以看出，2曲線的變化規律不同:非淹沒過流條件下，ΔH/H計算隨過堰流量增加而增加，設計過堰流量超過15 000 m3/s時，ΔH/H計算接近16.64%;淹沒過流條件下，ΔH/H計算隨過堰流量增加而減小，過堰流量在5 000～14 000 m3/s時，ΔH/H計算從17% 減小到7.34%。結合2種過流狀態的水力特性進行分析發現，變化規律完全不同的主要原因是形成水墊深度的因素不同。

圖6 尾坎壅水曲線比較Fig.6 Comparison of tail backwater curves

非淹沒過流狀態下，尾坎自由出流，水墊深度主要依靠尾坎壅水實現，而隨著泄洪流量增加，水墊塘內的水流紊動也在不斷增加，但尾坎壅高的計算值是按近乎靜水的水深計算得到，因此，坎頂水深差值與堰流計算水深之比逐漸增加;而淹沒過流狀態下，水墊深度既依靠尾坎高度壅高，又受下游河道水位影響。雖然隨著泄洪流量增加，池內紊動可能促使坎頂水深差值與堰流計算水深之比逐漸增加，但下游河道水位快速增加，產生的壅水作用也快速增加，2種作用交叉，使得過堰流量增加時，坎頂水深差值與堰流計算水深之比逐漸減小。

5 結語

通過淹沒與非淹沒狀態下尾坎過流能力的試驗與計算分析，發現由于受水墊塘內的水流紊動影響，一般實際工程中尾坎的壅水高度較計算值偏小。非淹沒過流狀態下，如果泄洪流量相對比較小，池內水流消能充分，則尾坎高度可直接由理論計算壅水曲線確定，但隨著泄洪流量的增加，受水流紊動等因素影響，尾坎的實際壅水高度與理論計算值之間的差值逐漸增加。如美工程資料對比發現，當設計過堰流量超過15 000 m3/s時，試驗測試壅水高度與理論計算值之間的差值接近16.64%;淹沒過流狀態下，雖然坎頂水深也受水流紊動作用，但同時也受下游水流淹沒度影響，因此隨著泄洪流量的增加，試驗測試壅水高度與理論計算值之間的差值逐漸減小，阿海工程資料分析發現，當過堰流量在5 000～14 000 m3/s變化時，試驗測試壅水高度與理論計算值之間的差值從17%可減小到7.34%。

上述分析結果表明，在實際工程中進行水墊塘尾坎高度設計時，需在理論計高度基礎上，考慮水流紊動等因素進行適當加高，且加高幅度，需結合淹沒與非淹沒不同過流狀態，以及相關工程資料進行確定。

［1］童顯武，李桂芬，謝省宗，等.高水頭泄水建筑物收縮式消能工［M］.北京:中國農業科技出版社，2000.(TONG Xian-wu，LI Gui-fen，XIE Sheng-zong，et al.Contraction Energy Dissipator for High Head Discharge Structure［M］.Beijing:China Agricultural Science Press，2000.(in Chinese))

［2］練繼建，楊 敏.高壩泄流工程［M］.北京:中國水利水電出版社，2008.(LIAN Ji-jian，YANG Min.Discharge Structure for High Dam［M］.Beijing:China Water Power Press，2008.(in Chinese))

［3］張宗孝，牛爭鳴.用附加動量理論分析齒墩與消力池聯合消能機理［J］.長江科學院院報，2001，18(2):11－14，18.(ZHANG Zong-xiao，NIU Zheng-ming.A-nalysis of Joint Energy Dissipation Mechanism of Stilling Basin and Dentated Baffle-pier with Additional Momentum［J］.Journal of Yangtze River Scientific Research Institute，2001，18(2):11－14，18.(in Chinese))

［4］陳宗梁.世界超級高壩［M］.北京:中國電力出版社，1998.(CHEN Zong-liang.Extra-high Dams in the World［M］.Beijing:China Electric Power Press，1998.(in Chinese))

［5］梁宗祥，尹進步，盧泰山，等.云南金沙江中游河段阿海水電站X型寬尾墩消能技術試驗研究總報告［R］.陜西楊凌:西北農林科技大學，2009.(LIANG Zongxiang，YIN Jin-bu，LU Tai-shan，et al.General Report of Experimental Study on X-shape Flaring Pier Energy Dissipation Technology for Ahai Hydropower Station in the Middle Reach of Jinsha River［R］.Yangling:Northwest Sci-Tech University of Agriculture and Forestry，2009.(in Chinese))

［6］武漢大學水利水電學院.水力計算手冊［K］.北京:中國水利水電出版社，2006.(School of Water Resources and Hydropower of Wuhan University.Handbook of Hydraulic Calculation［K］.Beijing:China Water Power Press，2006.(in Chinese))

［7］水利部天津水利水電勘測設計研究院.溢洪道設計規范［S］.北京:中國水利水電出版社，2000.(Tianjin Hydropower Design Institute of Ministry of Water Resources.Code for Spillway Design［S］.Beijing:China Water Power Press，2000.(in Chinese))