溢洪道消能方式的選擇探討

張 鵬

(新疆水利水電勘測設計院有限責任公司，新疆 烏魯木齊 830000)

1 工程概況

原溢洪道布置在右岸階地上，根據壩址區的地形和地質條件，在壩右岸利用已形成的沖溝布置進口控制段，其后接泄槽，利用天然沖溝順至原河道。溢洪道改、擴建設計是將原溢洪道拆除擴建，增大溢洪道的規模，提高溢洪道的泄流能力，保證工程安全。溢洪道為改擴建建筑物，主要由進口引渠段、控制段、泄槽段、整治段等部分組成。設計泄量1145 m3/s，校核泄量1834 m3/s。

2 消能方式水力學計算

2.1 消能方式

溢洪道消能段地表上部土層為碎石砂土，下部土層為砂卵礫石夾雜孤石，地表土層厚度在1～4 m之間，結構松散，局部架空；下伏塊狀全強風化中粗粒花崗巖及黑云二長花崗巖結構。地下水埋深淺，在地下水高程以下設置消能段底板，并在強風化基巖上設置消能段基礎。因強風化基巖強度低，節理裂隙不發育，抗滑穩定性良好，但抗沖刷性能差，在挑流消能方式下存在嚴重的沖刷破壞，不利于溢洪道抗滑穩定。下游水深淺，如果采用面流消能方式，則因下游波浪較大，銜接形式復雜難控；階梯式消能對小流量跌落式水流有較好的消能效果，但對大流量滑移式水流消能效果一般[1]。綜合以上分析，該水庫樞紐溢洪道應采取底流消能方式。

2.2 消能計算

溢洪道消力池出現臨界水躍后，計算躍后水深如式(1)：

(1)

式中：h2為溢洪道消力池出現臨界水躍后水深，m；h1為收縮斷面水深，m；Fr1為收縮斷面弗勞德數；b1為水躍發生前斷面寬，m；b2為水躍發生后斷面寬，m。

溢洪道消力池長度計算如式(2)：

Lk=5.52(h2-h1)

(2)

式中：Lk為消力池設計長度，m。

溢洪道消力池尾部出水口水面跌落計算如式(3)[2]：

(3)

式中：ΔZ為溢洪道消力池尾部出水口水面跌落，m；Q為消能防沖洪水下泄流量，取14.8 m3/s；b為消力池寬，取4.0 m；Φ為流速系數；ht為溢洪道消力池出水口下游水深，m；γ為水躍淹沒度，取1.05。

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溢洪道消力池深度計算見式(4)、式(5)、式(6)：

d=σh2-h1-ΔZ

(4)

(5)

ha=10.33-?/900

(6)

式中：d為消力池深度，m；σ為水流空化數；h0為來水流量參考斷面時均壓力水頭，m；v0為來水流量參考面流速均值，m/s；ha為工程區大氣壓力水柱，m；hv為水氣化壓力水柱，m；?為工程區海拔，m。

考慮到該水庫樞紐溢洪道消能防沖洪水下泄流量、消力池設計寬度等實際，將相關參數值代入式(1)～式(3)后，得出消力池長度為15.000 m，底寬4.000 m，池深為1.500 m，底板高程1983.914 m，按照鋼筋混凝土結構設計，矩形斷面。按照1834 m3/s的校核洪水泄流量確定溢洪道消力池邊墻高度，取6.500 m。在氣壓力水柱取0.240 m，工程區海拔高度1983.915 m的情況下，結合式(4)～式(6)求得水流空化數均在0.3以上，故消力池出現水流空化的可能性不大。

3 物理模型試驗

通過設計涵蓋上游水庫、引渠段、控制段、泄槽段、消能段、護坦段等在內的物理模型，對不同水位下溢洪道運行工況、消力池水力特性等展開模擬，對消力池內水流流態和消能效果進行觀測，并檢測消能效果，以驗證消力池設計尺寸的合理性，同時比較分析傳統底流消能和跌坎型底流消能水力特性及消能效果。

3.1 模型設計

按照相似性要求，通過混凝土砂漿抹面制作物理模型中的上游水庫地形，引渠段及消力池出口護坦則通過水泥砂漿抹面，控制段和以后的溢洪道、消力池，則使用有機玻璃制成；下游河道按照原斷面設置。整個模型按照幾何比尺為1∶25的正態模型設計，要求滿足重力相似準則和阻力相似要求，并在模型上游設置1座控制流量的量水堰。為保證試驗結果的可靠性，必須加強模型尺寸及誤差控制[3]。水工模型長度比尺λL=25，流量比尺λQ=λL2.5=3125，流速比尺λv=λL0.5=5，糙率比尺λn=λL1/6=1.72。該水庫樞紐溢洪道襯砌表面糙率為0.013，有機玻璃材料表面糙率在0.008～0.010之間，滿足溢洪道水工模型材料性能要求。

試驗開始后，使用精度為0.1 mm的水位測針量測水位和堰上水頭；通過測壓管和LS-401D型直讀式流速儀測量流道時均動水壓強和流速；用鋼板尺量測水面線。通過上游矩形薄壁量水堰控制模型流量，當流量較小時使用三角形薄壁堰量測，按照《水工模型試驗規程》(SL 155—2012)展開量水堰或薄壁堰流量計算。

3.2 傳統底流消能試驗

在消能防沖、設計洪水及校核洪水等特征工況下，消力池內聯合下泄水流均形成淹沒水躍。消能防沖工況下，入池水流表現出側向回流，并在與尾坎相距3.0 m處主流上揚，出現橫軸旋流，旋滾回流與池前部水躍銜接后出現較大涌浪。因尾坎處存在較大的水面壅高，水流出現跌水，對下游河道造成沖刷，并在尾坎下游30 m范圍內形成二次水躍。在其余兩種工況下，池尾部出現更高涌浪和更加劇烈的水流紊動，出池后仍保持較大紊態和更為明顯的二次水躍，造成下游河道嚴重沖刷，十分不利于水庫樞紐工程水工結構的安全。

3.3 跌坎型底流消能試驗

跌坎型底流消能工水流流態主要包括旋滾區、淹沒射流區、沖擊區和附壁射流區，具體分布見圖1。根據紊動射流理論，其底流消能工淹沒射流區同樣符合直線擴散規律。

圖1 跌坎型底流消能消力池中水流流態分布

在展開跌坎型底流消能試驗的過程中，消力池跌坎深度按照6 cm、8 cm和10 cm取值，泄槽底板末端入池處高程與消力池尾坎坎頂高程保持一致。入池角按照30°和45°取值，入池流量依次取1140×103m3/s、1231×103m3/s、1635×103m3/s。跌坎型底流消能工入池水流順利流入消力池后，在跌坎作用下，主要表現為淹沒射流形態。在淹沒射流區內，水流在克服消力池中水體沿程摩擦切應力后動能消散和轉移，主流流速隨之減緩。通過水力學試驗，調整入池水流能量、入池角度、跌坎深度等參數關系，分析跌坎型底流消能工淹沒射流區主流軸向時均速度最大值的衰減規律，并推求基于該衰減規律的衰減程度計算的經驗公式[4]。

在入池角度取30°時，對于不同跌坎深度，跌坎型底流消能工淹沒射流區主流軸向時均速度最大值衰減的試驗結果見表1。根據試驗結果可以看出在30°入池角度及不同跌坎深度下，隨著入池能量改變，跌坎型底流消能工淹沒射流區主流軸向時均速度最大值表現出一定的衰減規律。根據實測數據，進行跌坎型底流消能工淹沒射流區主流軸向時均速度最大值衰減經驗公式的擬合，如式(7)：

表1 淹沒射流區主流軸向時均速度最大值實測結果

(7)

式中：um為淹沒射流區主流軸線處流速最大值，m/s；u0為入消力池水流流速，m/s；x為主流軸向距離，m；h0為入池水深，m。

λ池角度取45°時，根據試驗數據，所擬合出的跌坎型底流消能工淹沒射流區主流軸向時均速度最大值衰減經驗公式如式(8)：

(8)

3.4 水力特性對比

3.4.1 傳統底流消能水力特性

水庫樞紐溢洪道在消能防沖下泄流量取1145 m3/s，時，消力池水流空化數為0.46，消能水體相對穩定于池中部，消能效果良好，無水躍發生。當消力池下泄流量增大至1834 m3/s時，水流空化數變為0.40。傳統底流消能水力特性見圖2，圖中h為水深，vs為水表面流速，ve為最大流速。由圖2可知，當水深達到3.38 m時，消力池水面劇烈波動，水面流速增大，而臨底流速減小，消力池水體穩定性和底板抗沖刷能力受到較大影響；進入消力池的水體出現“遠驅式”水躍[5]，消能轉移至池體后部，池后部和出水口水面壅高；出池水流表現出較大的水面跌落，消力池長度不足，消能效果較差。

圖2 傳統底流消能水力特性

3.4.2 跌坎型底流消能水力特性

考慮到消能水體及入消力池水流能量擴散情況，為控制和降低入池水流臨底流速，應將消力池收縮水深斷面向上游移動5.0 m，即移至溢0+169.177 m處，將1.0 m的垂直跌坎設置在溢0+186.177 m底板處后，消力池底板高程變為1984.682 m。消力池邊墻布置、出口樁號、體型及泄槽反弧段均保持不變。在校核洪水下泄流量取1834 m3/s時，消力池水流空化數為0.43，底流消能水力特性詳見圖3。由圖3可知，水面流速先升后降，臨底流速呈減小趨勢；消力池前段臨底流速比底流消能低，消力池中水流充分擴散，池體后段水體穩定，取得了較好的消能效果；出水渠中水流流態改善，下游河道水流流態變得平穩，也說明消力池設計尺寸的合理性。

圖3 跌坎型底流消能水力特性

4 結 論

本文分析表明，傳統底流消能方式下，在消能防沖下泄流量時消能出現在消力池中部，消能水體穩定，消能效果良好，無水躍出現；但在校核洪水下泄流量時，消力池內的底流消能水流會出現“遠驅式”水躍，消能位于池后部，無法形成穩定的消能水體，消力池長度不足，消能效果不良。而跌坎型底流消能方式下，因消力池底板高程的降低，水面流速先升后降，臨底流速減小；消力池前段臨底流速明顯降低，池后部形成穩定水體，消能效果較好，水流流態改善。此外，跌坎型底流消能方式還能有效避免溢洪道消力池沖刷破壞和空蝕破壞，提升消能效率。本文所推求出的跌坎型底流消能工淹沒射流區主流軸向時均速度衰減規律的經驗公式計算結果較為合理，可應用于工程實際。