沙河水庫溢洪道挑流鼻坎體型優化及下游消能防沖研究

何志亞，冷月華，楊 磊，李修妍，劉文超

（1.云南省紅河州水利水電勘察設計研究院，云南蒙自 661100；2.水資源與水電工程科學國家重點實驗室（武漢大學），武漢 430072）

0 概 述

泄洪消能防沖一直是溢洪道的研究重點。許多水利工程結合工程實際，巧用挑流消能方式，憑借泄水建筑物尾部挑流鼻坎，將挑射水流在空中的擴散、紊動和摻氣作用最大化，再依靠下游河床沖刷坑，水墊對水流的緩沖作用，達到泄洪消能的目的［1］。

張守磊等［2］運用水力計算方法，通過研究斜切挑坎工程實例，指出切角是影響水舌形態的關鍵因素，并得到了水舌的軌跡方程，與實測數據相比相對誤差僅為7.45%。李書芳等［3］從勢流入手，觀察挑坎出口位置流速分布規律，擬合出的出射水流上下緣流速公式，內外緣挑距計算值與模型試驗和原型觀測資料吻合良好。吳鵬［4］以差動式挑流為例，結合理論分析和模型試驗，深入研究其挑流消能機理，成功將空氣阻力和浮力對挑距的影響滲透入差動鼻坎挑流距離與沖坑深度計算公式之中，符合工程實際情況。余挺等［5］調整泄洪洞出口挑坎位置和體型，對比研究挑流水舌水力特性以及下游河道沖淤情況，設計出一種新型橢圓型挑流鼻坎。試驗證明該挑坎下水流特性與下游沖刷淤積情況均比較理想。成永華等［6］優化挑流鼻坎挑角、反弧半徑等體型參數設計，改善挑流形態，解決挑距過短，水舌空中消能不充分，沖坑尺寸大等問題。

重慶市武隆縣沙河水庫下游河谷狹窄，彎曲角度大，泄洪消能區存在崩塌體，河道地形地質條件復雜。受挑流水舌后水面漩滾沖擊波以及逐漸形成的沖坑影響，左岸坡的崩塌體可能發生垮塌。若大量山體滑坡至主河床，堰塞河道，將帶來極大的工程安全隱患及水庫調度運行難題。論文對溢洪道末端挑流鼻坎體型優化進行了相應的數值模擬和物理模型試驗研究，以期能夠實現下游水舌挑距落點優化，保護左岸崩塌體，減少下游河床沖刷的目的。

1 工程概況

重慶市武隆縣沙河水庫是一座以城鄉供水為主，兼有農田灌溉功能的中型水利工程。正常蓄水位為412.00 m，校核洪水位為414.34 m，總庫容1 064.9萬m3，最大壩高77.0 m。

沙河水庫岸邊溢洪道采用有閘控制開敞式型式，布置于大壩右岸。初設方案下溢洪道全長313.73 m，其中進水渠長82.74 m，底部高程398.0 m。控制段表孔孔口尺寸10.0 m×10.0 m（寬×高），堰頂高程402.0 m，堰面采用WES 曲線，設弧形工作門。控制段順河向長度為33.00 m。泄槽段長176.08 m，斷面為矩形，凈寬10 m，泄槽邊墻高6.0 m，泄槽底板坡比為1∶4.4。出口消能采用挑流鼻坎消能，挑流鼻坎水平長度21.92 m，反弧半徑R＝30 m，反弧底高程347.19 m，出口頂高程350.00 m，中心夾角40.9°，挑角25°，過水斷面采用10 m 等寬矩形斷面。溢洪道縱剖面示意圖如圖1所示，平面布置示意圖如圖2所示。

2 初設模型試驗成果

2.1 模型制作

水工模型制作遵循《水工（常規）模型試驗規程［SL155-2012］》［7］。模型制作范圍選定溢洪道控制段以上約100 m，挑流鼻坎以下河道約400 m。模型采用正態模型，幾何比尺1∶40。

為確保蜂桶巖堆積體安全，設計單位對蜂桶巖崩塌體前緣布置了鋼筋混凝土面板護坡與鋼絲石籠壓腳相結合的防護方案。

模型試驗中下游測試斷面如圖3所示。斷面樁號與溢洪道樁號保持一致。

試驗工況按照消能防沖建筑物的消能防沖設計洪水標準和校核洪水標準來設計，各工況的參數見表1。

表1 試驗工況表

2.2 模型試驗成果

初設方案消能防沖工況下溢洪道內無不利流態，邊墻高度滿足要求；挑流鼻坎段出口處流速最大值為29.73 m/s 左右；沿程壓力分布滿足《溢洪道設計規范》（SL253-2018）［8］要求。挑流水舌基本位于溢洪道挑流鼻坎出口下游90 m范圍內。

經歷完整洪水過程后，下游河床的沖刷數據如表2所示。

表2 初設方案下游左側護岸坡腳沖刷試驗成果表m

下游河床及左岸崩塌體處沖刷地形如圖4所示。

由于崩塌體護岸工程的施工，導致下游主河道過水寬度略微縮窄，下游水位略有壅高，挑流沖坑均位于挑坎出口下游123 m 附近，河床沖坑深度約13.20～16.48 m。校核水位下沖坑最低點高程323.52 m，接近基巖頂面。各種特征水位下，前緣護岸坡腳處（樁號Y0+280.67 m）沖坑深度均超過6.0 m，校核水位下該處護岸坡腳以下沖刷深度達到了10.48 m。從崩塌體前緣樁號Y0+294.22 m 斷面開始，護岸坡腳處沖刷逐漸由沖刷轉為淤積形態。需結合下一步挑流鼻坎優化后的水流及沖刷狀態，對樁號Y0+236.67～Y0+294.22 m 斷面間的坡腳進行進一步優化加固處理。

3 挑流鼻坎體型優化數值模擬

3.1 模型建立與網格劃分

數值模型采用紊流模型中的標準k -ε模型，自由液面追蹤采用VOF 法［9］，采用有限體積法進行離散，速度與壓力耦合采用PISO算法處理。

模擬區域采用混合網格進行劃分。進水渠段采用非結構化網格，網格間距是0.8 m；控制段、泄槽段、挑坎段以及坎后范圍均采用結構化網格劃分，網格間距為0.5 m。模型共有網格數2009864。網格劃分詳見圖5。

數模模擬主要針對消能防沖建筑物設計洪水工況，上下游水位分別為412.00 m 和343.27 m，整體計算區域底部均采用無滑移壁面邊界（Wall）；上方設置壓強邊界，取壓強P=0。

3.2 數值模擬方案

根據理論計算得出的挑距隨挑角的變化規律，選取合適挑角以使水舌在空中加大縱向拉伸程度，進行充分摻氣消能，同時適當減小內外緣挑距，拉近水舌入水點。初步擬定的3 個優化方案，見表3。

表3 挑流鼻坎體型優化方案

數值模擬方案主要以消能防沖建筑物設計洪水位進行模擬。

3.3 數值模擬可靠性驗證

初設方案消能防沖建筑物設計洪水位下，模型模擬區域流態良好，且與物理模型流態有著極高吻合度，數模計算可靠。

擬定水氣比1∶1，即水的體積分數為50%的提取面作為數值模型的自由水面，所測水深與物理模型進行對比，數據誤差最大值7.28%發生在挑坎段（樁號Y0+143.95 m）。流速的數模計算值和物模試驗值最大誤差5.86%發生在進水渠段（樁號Y0-020.00 m），泄槽段與挑坎段臨底流速吻合良好，整體誤差均滿足精度要求。具體數值比對見表4。

表4 典型斷面數模與物模試驗水深及臨底流速對比表

3.4 數值模擬成果及分析

3.4.1 水力特性分析

各體型優化方案典型斷面流速及臨底壓強分布如表5所示。

表5 挑流鼻坎各體型優化方案典型斷面流速及壓強

總體來說，各優化方案下溢洪道及挑坎段流態良好，挑坎段內無負壓產生。

3.4.2 挑流水舌分析

各體型優化方案挑流水舌參數見表6，挑流水舌流態圖見圖7。

表6 各優化工況挑流水舌參數表m

優化方案一挑坎出口挑角偏小，水流并沒有完全挑起，入水后容易形成較大的涌浪，直接沖刷護岸前緣，引起較大部分崩塌體表面碎石土淘刷，增加崩塌體護岸工程量，增大崩塌體不穩定因素。

優化方案三挑流水舌特性與挑流水優化方案一相反，水舌被高高挑起，遠入水點達106.18 m，近入水點達95.73 m，更加靠近下游左岸坡崩塌體。挑流水舌后水面漩滾沖擊波以及逐漸形成的沖坑會使左岸坡崩塌體大部分垮塌，大量山體滑坡至主河床堰塞河道，因此該方案不可取。

優化方案二挑高雖較初設方案略有降低，但與下游水面留有合適的高差，入水后不致形成較大涌浪沖刷下游河床。近入水點與挑坎出口相距66.18 m，距離適宜，水流回流作用并不會危及大壩坡腳結構安全；遠入水點距挑坎出口81.28 m，與初設方案相比縮短約10 m，與下游左岸坡崩塌體能保持一定安全距離。

綜合考慮流態、流速、壓強分布特性，將優化方案二作為挑坎優化推薦方案進行物理模型試驗驗證。

4 推薦方案物理模型試驗

挑流鼻坎推薦體型如下：保留連續挑坎形式，起始段斷面樁號為Y0+133.00 m，出口樁號為Y0+156.82 m。反弧段半徑為33.84 m，寬度為10 m，出口挑角為19.42°，高程為346.65 m。按照消能防沖設計洪水標準和校核洪水標準試驗工況，進行物理模型試驗。

4.1 下游流態

水流被挑起后以一定弧度沖入下游河床水面，入水后形成較大的涌浪，沖向護岸前緣偏下游側。涌浪在護岸前緣、王家溝溝口繼續向上爬升，其最高水位在350.00～350.80 m 之間變化。水流在此分為兩部分，一部分沿“王家溝”溝口向上游回流，在挑流水舌近入水點和左岸之間形成寬約20 m 的回流區。另一部分則沿著崩塌體護岸，貼坡高速流向下游。由于挑流水舌入水點靠近右岸（距右岸岸坡約10 m），因此河床右岸岸坡處均為主流。在樁號Y0+326.50 m 斷面后的主河道最窄處，由于該斷面地形偏向左岸，導致河床沖坑內的覆蓋層被沖刷后大量淤積在此。再往下游水流逐漸平順，水面波動不大。挑距最遠入水點大都位于挑坎出口下游80～88 m 范圍內。各特征水位溢洪道下游河道流態如圖8所示。

4.2 挑流水舌及下游沖刷

各特征水位下挑流水舌典型參數的測試數據如表7所示。

表7 挑流鼻坎推薦體型方案挑流水舌主要參數表

模型試驗中經歷完整洪水過程后，下游河床典型斷面的沖刷情況如表8所示。

表8 挑流鼻坎推薦體型方案下游河床典型斷面沖刷試驗成果表

下游河床沖刷地形如圖9所示。

相比初設方案，挑流鼻坎推薦體型方案能縮短水舌最遠入水點約11 m，河床沖刷最深點也從前緣坡腳變為右岸坡腳，遠離了崩塌體。Y0+280.67 m 斷面沖深明顯減小（消能防沖水位工況下沖深從6.20 m 減小為1.88 m，校核水位工況下沖深從10.48 m減小為5.68 m），優化效果明顯。

4.3 下游防沖措施優化

前述模型試驗中，并沒有對崩塌體護岸下的坡腳進行保護。雖說挑流鼻坎推薦體型方案下坡腳沖刷有所減輕，但“王家溝溝口”及上游斷面左岸坡腳沖深仍較大，仍需采取防護措施。試驗中經過多次嘗試和比較，最終確定的下游防沖保護方案如下：“王家溝”溝口上游側30 m，鋪設高1.5 m 寬5.0 m 的石籠；溝口向崩塌體前緣樁號Y0+294.22 m 斷面20 m 和Y0+294.22 m 斷面向下4 m 范圍內，鋪設高1.5 m 寬3.0 m 的石籠；再往下游9 m 鋪設高1.5 m，寬2.0 m 范圍的石籠；模型中將石籠每4 個聯成1 串，以增加其抗沖能力。模型中所鋪設的壓腳石籠如圖10所示。

試驗成果如表9所示，成果表明：溝口及崩塌體前緣護岸坡腳處及典型斷面的沖刷深度和未壓腳相比大大減輕，說明推薦石籠壓腳布置對崩塌體護岸坡腳有較好的保護作用。

5 結 論

本文結合Fluent 軟件數值模擬計算以及物理模型試驗，針對初設方案的不足，提出并驗證了挑流鼻坎體型優化方案，同時對下游崩塌體坡腳防護設計提供了依據。論文主要成果如下：

（1）利用fluent 軟件對擬定的挑流鼻坎優化方案進行數值模擬，結果表明：挑流鼻坎反弧段半徑33.84 m，出口挑角19.42°方案下，挑流水舌近入水點距離適宜，水流回流作用并不會危及大壩坡腳結構安全；遠入水點距挑坎出口81.28 m，與下游左岸坡崩塌體保持一定安全距離。可作為挑流鼻坎體型推薦方案。

（2）挑流鼻坎推薦方案物理模型試驗表明：推薦方案能夠縮短水舌入水點，使河床沖坑位置遠離崩塌體；崩塌體前緣沖刷程度大大減緩，優化效果顯著。

（3）模型試驗經過多次嘗試和比較，提出了下游崩塌體坡腳的防沖保護方案。□