不同跌擴組合對擴散式泄槽底流消能水力特性影響研究

周鑫宇,邱 勇,阮合春,李 鑫,余遠浩

(云南農業大學水利學院，云南 昆明 650201)

為了降低高水頭泄水建筑物出口單寬流量，減輕下游消能的壓力，常在其出口處設置擴散式泄槽。已有文獻對消力池進口接矩形明槽，尾水渠寬度隨消力池突擴寬度同步變化的跌擴型底流消能工進行了大量研究：文獻[1]通過模型試驗和數值模擬，對比分析了突擴式與無突擴式跌坎消力池底板臨底流速、時均動水壓強的分布特點，并得出了突擴式跌坎消力池最大臨底流速及時均動水壓強隨各影響因素的變化規律；文獻[2]采用水力學模型試驗，分析了跌擴型底流消能工的水流流態與水流結構，以及消能機理；文獻[3]采用數值模擬及模型試驗的方法，分別分析了跌坎型、突擴型和跌坎突擴型消力池內的水力學指標；文獻[4]采用水力學模型試驗，認為選擇合適的突擴比能有效降低消力池內底板和邊墻的水力學指標。

針對泄水建筑物擴散式泄槽底流消能工(固定尾水渠寬度不變)，池長一定的情況下，對比分析不同跌坎深度和邊墻不同突擴寬度組合時跌擴型底流消能工的水力特性及水流流態變化，具有很好的實踐價值。

1 試驗方案選擇與測點布置

試驗針對跌擴型消力池，其進口接擴散角為3°的擴散式泄槽(i=1.0∶1.5)，體型見圖1，尾水渠(i=0)長0.75 m，寬度為0.20 m。

a)平面

b)縱斷面

試驗方案分別考慮跌坎深度T=0.05、0.10、0.15 m，突擴寬度B=0.30、0.35、0.40 m共9種組合見表1，選擇Q=9、12、15 L/s 3組流量進行試驗研究。

文獻[5]已經給出，跌坎深度T=0.10 m，突擴寬度由0.30 m增加至0.35 m時，底板臨底流速明顯降低，但底板時均動水壓強有所增加；突擴寬度進一步增加至0.40 m時，臨底流速衰減幅度繼續降低，底板時均壓強也有增加，但變幅較小。增減跌坎深度并保持不變，將突擴寬度由B=0.30 m增加至0.35、0.40 m，消力池底板臨底流速和時均壓強均服從同一規律。

根據試驗研究，保持突擴寬度B不變，跌坎深度由0.05 m增加至T=0.10 m時，消力池內底板臨底流速呈下降趨勢、時均壓強逐漸升高(脈動壓強方差值下降)；跌坎深度繼續增加至T=0.15 m時，底板臨底流速繼續下降、時均壓強進一步升高(脈動壓強方差值繼續降低)，但變幅均不大。

同時改變跌坎深度T和消力池邊墻突擴寬度B，得到方案A11、A22和A33。通過試驗研究，對比分析其消力池底板水力特性及水流流態的變化情況。在消力池底板軸線位置沿程等間距(233 mm)布設5個測點見圖2，以反映入射水流底板沿程水力特性變化規律。

圖2 消力池底板測點布置示意(mm)

2 試驗成果分析

2.1 消力池水流結構分區

根據消力池水流流態，將其水流結構劃分為：淹沒射流、底部旋渦、沖擊區、附壁射流、補償流區、表面漩滾見圖3。

淹沒射流：射流進入消力池后，在池內水體的頂托下形成擴散狀淹沒射流。

底部旋渦：在淹沒射流的吸卷作用下，淹沒射流下部形成底部旋渦。

沖擊區：射流沖擊到底板的區域。入射水流進入消力池，受底板約束，流線發生急劇偏轉，水流轉向，主流沿底板潛射前行；此外，在主流左、右兩側及底板上游方向可見強度稍弱的潛射水流。

附壁射流：潛射水流在消力池底板形成流速沿程減小的附壁射流。附壁射流和回淹水流不斷摻混，在靠近邊墻位置形成尺度沿程逐漸增大的上涌水突；同時，在尾水進口底部主流下方可觀察到明顯的橢圓狀橫軸漩滾。

補償流區：向上游方向的附壁射流，從消力池進口兩側的角隅處涌出，卷入主流。

表面漩滾：回淹水流與兩側邊墻附近不斷向消力池軸線附近翻卷的水突共同作用，受淹沒射流影響，形成向消力池進口方向涌動的表面漩滾。

a)水流結構立面

b)水流結構平面

2.2 消力池水力特性

2.2.1消力池底板臨底流速

臨底流速是消力池設計中的主控指標[6]，通常應盡可能減小臨底流速以降低其對消力池底板的不利影響，從而提高消力池的結構安全。根據試驗測試，得到消力池沿軸線各測點的臨底流速見圖4。

由圖4可以看出，在相同流量情況下(Q=12 L/s)，對于方案A11，由于跌坎深度較小，水股入射沖擊落點位于0-2測點上游13 cm處，可觀察到沖擊區下緣底板處出現小幅彈射后的水流急速潛行，致使測點0-3流速有所增大(1.65～1.81 m/s)，消力池底板臨底流速沿程分布近呈“駝峰”狀。

a)Q=9 L/s

b)Q=12 L/s

c)Q=15 L/s

增大跌坎深度和突擴寬度(方案A22)，臨底流速沿程變化規律由“駝峰”狀變成“尖峰”狀：射流水股落點下移至距離測點0-2上游側6 cm處，0-2測點位于沖擊區下緣，臨底流速達到2.20 m/s，相較于方案A11增加了33.3%；池深和池寬的增加，消力池內水體之間的相互碰撞、摩擦、混摻和剪切作用加大，表面漩滾明顯，底部附壁射流流線急劇向上偏轉，底板沿程臨底流速下降明顯：測點0-3流速下降為1.48 m/s，相比方案A11降幅為18.2%，測點0-4流速進一步衰減為0.49 m/s，相較于方案A11降幅達65.9%。

進一步增大跌坎深度和邊墻突擴寬度(方案A33)，射流水體入池后，沖擊區前移動至0-2測點稍下游側，盡管臨底流速變化規律仍然呈“尖峰”狀，但測點0-2流速相較于方案A22下降至1.88 m/s，降幅僅為14.5%，沖擊區下游臨底流速較方案A22降幅并不明顯，最大降幅只有10.2%。

2.2.2消力池底板時均壓強

通過試驗得到Q=9、12、15 L/s 3組流量工況下消力池軸線處時均壓強。由于試驗方案跌坎深度不同，考慮到消力池內所形成的水深對底板高程時均壓強的影響，為便于比較，將方案A22和A33時均壓強進行相應的平差處理，得到各方案不同測點的時均壓強，見圖5。

a)Q=9 L/s

由圖5可以看出，不管是哪一組試驗方案，隨流量增加，消力池內底板時均壓強分布規律基本相同：測點0-2附近時均壓強變化最大，其余測點的時均壓強逐步回升。其原因在于測點2位于射流沖擊區附近，方案A33的數值包括了部分射流流速水頭。

結合流態進行分析(Q=12 L/s)：方案A11中，射流水體進入消力池后，消力池內為遠驅式水躍，射流水股落點位于測點0-2上游13 cm處，沖擊區附近的測點0-1時均壓強稍大，測點0-2受附壁射流影響，時均壓強反而下降；更由于消力池內水面呈整體爬升狀(水深沿程增加，臨底流速降低)，故而底板沿程時均壓強出現明顯上升。

增大跌坎深度和消力池邊墻寬度(方案A22)，消力池內能夠形成有效淹沒，射流水體進入消力池后，沖擊區向前移動7 cm，位于沖擊區下緣的測點0-2疊加了部分射流流速水頭，時均壓強有所增加；此外，突擴寬度的增加，消力池進口入射水流下部的底部旋渦處反向水流從消力池進口兩側的角隅處涌出，形成明顯的補償流區，加之邊墻處附壁射流和淹沒回流之間的混摻、摩擦和剪切，以及消力池出口角隅處的上涌水突作用，下泄水流主流流速衰減，底板時均壓強上升。

進一步增大跌坎深度和消力池邊墻寬度(方案A33)，消力池內淹沒程度增加，射流水股進入消力池后，沖擊區靠近測點0-2，該點時均壓強達到最大(2.081 kPa)；池內水體的紊動有所減弱，出池水流流態持續改善，但沿程測點的時均壓強未見明顯變化。

2.2.3消力池底板脈動壓強方差值

脈動壓強表征消力池底板動水壓強變化的劇烈程度，具有瞬時離散性質，其變化過大更易造成消力池底板發生失穩、斷裂破壞。選擇統計分析中的方差作為脈動壓強主要幅值特征能夠很好地表達脈動壓強波動的劇烈程度[7]。通過試驗得到消力池軸線各測點脈動壓強方差值見圖6。

由圖6可以看出，不同流量情況下，方案A11在測點0-3脈動壓強方差值最大，其原因在于測點基本位于射流沖擊區下緣底板處出現的小幅彈射落點附近，加劇了該測點的水流脈動；方案A22和A33脈動壓強方差最大值均出現在測點0-2附近，則是因為入射水流沖擊區已經很靠近測點0-2附近，水股落點周圍水體自身脈動所致。

盡管方案A11中的底板動水壓強脈動方差值整體變幅較小，但其時均壓強由于消力池內入射水流沿底板呈急速潛行，數值較低，消力池內并未形成有效淹沒，出池水流紊動強烈。

a)Q=9 L/s

b)Q=12 L/s

c)Q=15 L/s

對于方案A22，除了測點0-2脈動壓強方差值較大，其余測點脈動壓強方差明顯降低，其原因在于跌坎深度和邊墻突擴寬度的增加，消力池內能夠形成淹沒射流，在入池水股與回淹水體之間的摩擦、剪切、碰撞作用下，消力池邊墻及臨底附壁射流流速減小，動水壓強沿程趨于穩定，出池水流紊動減輕。進一步增大跌坎深度和邊墻突擴寬度(方案A33)，消力池底板沿程各測點脈動壓強方差值相較于方案A22均有所降低，但下降幅度并不明顯。

2.3 消力池上下游水流流態

2.3.1泄槽擴散段水流流態

對于高水頭泄水建筑物，泄槽出口段水流流速大，擴散段水流在慣性作用下，水股主流相對集中在軸線位置，橫斷面水深近呈“凸”形：起始斷面(溢0+09.435 m)和末端斷面(溢0+09.935 m)處水深分布較為均勻，但在A-A斷面(溢0+09.685 m)處，左、中、右水深差值明顯見表2。此外，受泄槽固體邊界影響，擴散段水流橫斷面流速分布也呈中間高、兩側低的趨勢。

表2 擴散段橫斷面(溢0+09.685 m)水深分布

擴散段水流流態及橫斷面水深分布表明：試驗所采用的擴散角(3°)能夠兼顧擴散式泄槽的水流流態和有效降低泄槽出口的單寬流量，起到改善下游消力池水力特性的作用。

2.3.2消力池出口段水流流態

由于跌坎和突擴邊墻的存在，消能水體體積增加，使得池內水體強紊動區長度減小，消力池尾部水體紊動減弱，出池水流趨向平順見圖7。

a) 方案A11

b) 方案A22

c) 方案A33

流量Q=12 L/s情況下，方案A11中，入射水流進入消力池后，消力池內能夠觀察到較為明顯的遠驅式水躍，主流沿底板急速潛行，水面呈爬升狀，進出口水面高差值達19.0 cm；靠近邊墻位置的水體亦呈急速前行狀，致使靠近消力池出口兩側角隅處形成較大上涌水突(瞬時最大高差約為7.0 cm)，平面上可見向軸線方向的翻卷，消力池范圍之內的水體水氣混摻相當明顯，出口附近水流紊動劇烈且水面跌落明顯，最大跌落達12.7 cm。

方案A22中，由于跌坎深度增加，消力池內形成淹沒式水躍，入射水流進入消力池后，可見主流向水面上涌翻卷，爬升現象減弱，進出口水深差值降為6.3 cm；突擴寬度的增加，臨近邊墻位置范圍內出現明顯的反向水流，并隨著上涌的主流翻騰涌動；出口兩側角隅處上涌水突最大只高于中軸線水面4.6 cm，出池水體呈斜向對沖，水流有一定的跌落，最大跌落6.0 cm。

跌坎深度和邊墻突擴寬度進一步加大(A33)，消力池內淹沒程度增加，回淹水流表面紊動減弱，進出口水深差值5.6 cm；近邊反向水流隨主流波動減弱，出口角隅處上涌水突瞬時最大高差僅為4.0 cm，向心出流呈改善趨勢，水面跌落降高度5.3 cm。

2.3.3尾水渠段水流流態

出池水體在尾水渠內的流態對下游河道及岸坡的安全有直接或間接的影響。根據試驗觀察，測試得到尾水渠進口下游5 cm處(溢0+10.935 m)及里程溢0+11.260 m橫斷面水深分布見表3。從表3可以看出，3組方案在尾水渠進口下游5 cm處橫斷面水深分布則均呈“中間高，兩側低”的凸形，但A33方案橫斷面水深相對均勻。

表3 尾水渠橫斷面水深分布(Q=12 L/s)

在方案A11中，消力池內水流急速前行，臨底附壁射流以較大流速到達尾坎后斜向上出挑，尾水渠進口近底板處出現尺度較大的橢圓狀橫軸漩滾(長半軸長12.0 cm，短半軸長6.0 cm)；出池水流呈斜向對沖，距離尾水渠進口下游5 cm處(溢0+10.935 m)水流出現脫離邊壁現象，其橫斷面水深為“凸”形(左側5.5 cm，軸線13.5 cm，右側5.7 cm)，水面呈菱形波動向下游折沖前行。

對于方案A22，出池水流斜向對沖現象弱化，護坦進口近底板處的橢圓狀橫軸漩滾尺度大幅減小(長半軸長8.0 cm，短半軸長4.5 cm)，橫斷面水流流速趨于均勻；里程溢0+10.935 m處盡管仍有水體脫壁現象，但橫斷面水深差值明顯減小(左側7.5 cm，軸線13.0 cm，右側7.4 cm)，尾水渠水流波動減輕，流態相對平順。

隨著跌坎深度和突擴寬度的進一步加大(方案A33)，護坦進口近底板處的橢圓橫軸漩滾尺度基本不變(長半軸長7.5 cm，短半軸長4.0 cm)；里程溢0+10.935 m斷面橫斷面水深趨于均勻化，尾水渠水流更為平順。

綜上所述，跌坎深度5 cm、邊墻突擴寬度30 cm時(方案A11)，消力池及尾水渠水流流態紊亂；增加跌坎深度和邊墻突擴寬度后(方案A22)，消力池及尾水渠水流流態改善明顯；繼續增大跌坎深度和邊墻突擴寬度后(方案A33)，消力池及尾水渠水流流態改善程度不大。

3 結語

通過水工模型試驗，研究擴散式泄槽跌擴型底流消能在不同的跌坎深度、邊墻突擴寬度組合情況下，各水力特性(臨底流速、時均壓強、脈動壓強方差值)的變化及出口水流流態。結果表明：跌坎深度0.05 m、邊墻突擴寬度0.30 m時，消力池內臨底流速、動水壓強等水力特性較差，出口水流流態不理想；當增加跌坎深度由0.05 m增加到0.10 m，邊墻突擴寬度由0.30 m增加到0.35 m時，消力池內臨底流速降低，時均壓強逐漸回升，消力池內水流流態及尾水水流流態明顯改善。當進一步增加跌坎深度(由0.10 m增加到0.15 m)和邊墻突擴寬度(由0.35 m增加到0.40 m)時，消力池內臨底流速、時均壓強和水流流態雖持續改善，但效果已不明顯。

模型試驗針對擴散式泄槽，基于一定的泄槽縱坡和擴散角進行。其研究成果經不同比尺放大后可為類似的實際工程提供參考。