挑流水垫塘坎尾壅水特性研究

齐春风，尹进步

(西北农林科技大学水利与建筑工程学院，陕西杨凌 712100)

1 研究背景

近年来，随着我国高水头、大流量泄洪建筑物的不断增加，挑流水垫塘及宽尾墩+消力池联合消能的消能工形式在工程中得到了广泛应用。宽尾墩+消力池联合消能工虽然利用三元水跃进行消能，但分析其三元水跃的形成机理可发现，这种消能形式实质也是挑流与底流联合消能的一种形式［1－4］。

已有工程研究成果表明，无论是高坝挑流水垫塘的消能形式，还是宽尾墩+消力池联合的大单宽泄洪消能形式，2种消能的核心都是水垫塘(水垫塘又称消力池)水流紊动消能，而水垫塘水流能否充分紊动消能的关键因素则是水垫塘水垫深度。一般水垫深度主要取决于下游河道水位及水垫塘末端尾坎高度。由于下游河道水位是随河道流量而变化，不能通过建筑物调整，因此尾坎高度就成为人为可控的决定水垫深度的一个关键因素。

工程设计中尾坎高度的选取一般可以按不同过堰水流的过流能力计算选取，但工程实际观察结果表明:由于水垫塘处于不同程度的紊动状态，而一般堰前水流都比较平稳，因此按过堰水流的过流能力计算得到的尾坎顶部水深与尾坎实际壅水产生的水深之间始终存在一定差距。为了对这一差距进行准确把握，本文结合相关工程模型试验测试研究［5］，对淹没与非淹没2种状态下的尾坎壅水特性进行具体分析。

2 非淹没状态下尾坎壅水特性研究

非淹没状态下尾坎壅水实际就是下游河道水位比较低，而尾坎顶高程比较高，尾坎过流为自由过流的一种形式。以设计中的西藏澜沧江如美水电站水垫塘过流形式为例，通过模型试验测试与计算对比分析，对水垫塘尾坎非淹没过流状态下的壅水特性进行研究。

2.1 工程简介

如美水电站位于西藏自治区芒康县境内的澜沧江上游河段，工程枢纽由砾石土心墙堆石坝、左岸开敞式溢洪道、左岸泄洪洞、左岸中层放空洞、左岸底层放空洞及右岸厂房引水系统组成，2条导流洞均布置在右岸。其中，挡水建筑物心墙堆石坝最大坝高达315 m，是我国乃至世界上的高坝之一。

由于坝高水头也高，因此泄洪建筑物出口均采用挑流消能形式，为防止挑流水舌对下游河道产生严重冲刷，对下游左岸绒曲河沟槽进行开挖，形成圆弧底拱“凹”形水垫塘，所有挑射水流均挑入水垫塘中，水垫塘末端设置尾坎，尾坎纵剖面图如图1。由于下游河道水位比较低，而尾坎顶比较高，因此泄洪时尾坎过流始终为自由溢流形式，即尾坎属于非淹没状态下壅水。

图1 如美水电站消力池尾坎纵剖面图Fig.1 Longitudinal profile of the tail bucket of stilling basin of Rumei Hydropower Station

2.2 理论计算与模型试验测试对比

由于尾坎体型不同，其过流计算方法可能不同，为了选择一个相对比较合理的计算方法，首先对尾坎体型进行归类分析。从图1可以看出，如美工程尾坎是由上游斜坡面与三圆弧组成，与文献［6］定义的C型驼峰堰很接近，但堰高P与水头H之比P/H大于1.33，属于高堰，而驼峰堰多为低堰，因此不能按驼峰堰进行流量计算，必须按实用堰分析。一般实用堰流量计算又必须与其体型参数取值一致。经过对多组不同参数所确定的实用堰体型与此处尾坎体型对比分析发现:此处泄洪控制段体型与定型设计水头Hd=68 m的WES实用堰很接近，堰前为两段复合圆弧型曲线(R1=46.24 m，R2=14.28 m)，堰面曲线对比如图2所示，可以看出2个堰面曲线基本重合。因此可按该实用堰参数选取流量系数进行尾坎过流计算，流量计算公式［7］如下:

式中:c为上游堰面坡度影响系数，取c=0.997;m为流量系数，根据规范选取;ε1为侧收缩系数，此处无收缩，取ε1=1.0;σs为淹没系数，自由出流取σs=1.0;B为堰宽(m);H为土堰前水深(m)。

图2 尾坎体型对比Fig.2 Comparison of tail shapes

为求得此尾坎的实际壅水曲线，由模型试验分别测得其堰上水位和过堰流量。其中，过堰流量由上游量水堰测得;堰前水位，考虑到水流紊动大小的影响，在不同流量时分别由距尾坎顶一定距离处同一断面上多个测试点的平均值求得。计算与模型实测壅水曲线如图3所示。

对图3中2条曲线进行对比分析，可以看出:(1)当Q＜6000 m3/s时，2条曲线很接近，差距不大，理论计算和试验实测的尾坎壅水特性基本保持一致。

(2)当Q＞6 000 m3/s时，2条曲线的差距随过流量增大而逐渐增大，且实用堰理论计算所得坎顶水深总要大于其实际的壅水高度。Q=10000m3/s时，坎顶水深差值 ΔH=0.955 m;Q=15 000 m3/s时，ΔH=1.948 m。

对上述对比结果进行分析发现，在非淹没过流状态下，受水流紊动影响，尾坎实际过流能力要大一些，即尾坎壅水高度比堰流计算有所减小，且随着泄洪流量的增加，紊动逐渐加强，实际壅水高度与堰流计算结果之间的差值也逐渐增加。

图3 非淹没过流尾坎壅水曲线Fig.3 Curves of tail backwater in non-submerged discharge

3 淹没过流状态尾坎壅水特性研究

淹没状态下尾坎壅水实际就是下游河道水位比较高，而尾坎顶高程比较低，尾坎过流为淹没过流的一种形式。以云南金沙江阿海水电站消力池过流形式为例，通过模型试验测试与理论计算分析对比方法，对消力池尾坎淹没过流状态下的壅水特性进行研究。

3.1 工程概况

阿海水电站位于云南省丽江地区玉龙县(右岸)与宁蒗县(左岸)交界的金沙江中游河段，枢纽主要由挡水大坝、左岸溢流表孔及消力池、左岸泄洪(冲沙)底孔、右岸排沙底口、坝后主副厂房等组成。

由于泄洪单宽流量比较大，因此泄洪建筑物采用宽尾墩+消力池联合消能的形式，消力池末端设一复合性尾坎，其体型纵剖面如图4。虽然尾坎后水流存在2次跌落，但下游河道水位始终比尾坎顶高，因此泄洪时，尾坎过流基本为淹没溢流形式，即尾坎壅水形式属于淹没状态下壅水。

图4 阿海水电站消力池尾坎纵剖面图Fig.4 Longitudinal profile of the tail bucket of stilling basin of Ahai Hydropower Station

3.2 理论计算与模型试验测试对比

首先对尾坎体型进行归类分析。δ/H=0.937 5，属于实用堰，取Hd=15 m。尾坎过流量计算公式仍为式(1)，式中参数意义同上，取c=1.0，ε1=1.0，流量系数m也由规范确定，σs取决于下游水深超过堰顶的高度与堰上全水头之比hs/H，以及下游堰高与堰上全水头之比P2/H。

尾坎的壅水高度由水力学模型试验测得。计算与模型实测壅水曲线如图5所示。对图5中2条曲线进行对比分析，可以看出:对于同一过流量，尾坎的理论计算坎顶水深总大于其实际的壅水高度，且随着流量增大，2条曲线差距逐渐减小。当Q=4 000 m3/s时，坎顶水深差值ΔH=1.713 m;当Q=14 000 m3/s时，坎顶水深差值ΔH=1.324 m。随着泄洪流量的进一步增加，实测坎顶水深与计算值差距继续减小。

图5 淹没过流尾坎壅水曲线Fig.5 Curve of tail backwater in submerged discharge

4 过流状态尾坎壅水特性比较

为了对2种过流状态下尾坎的壅水特性进行比较，又绘制了坎顶水深差值与堰流计算水深之比随流量变化的关系曲线，如图6所示。可以看出，2曲线的变化规律不同:非淹没过流条件下，ΔH/H计算随过堰流量增加而增加，设计过堰流量超过15 000 m3/s时，ΔH/H计算接近16.64%;淹没过流条件下，ΔH/H计算随过堰流量增加而减小，过堰流量在5 000～14 000 m3/s时，ΔH/H计算从17% 减小到7.34%。结合2种过流状态的水力特性进行分析发现，变化规律完全不同的主要原因是形成水垫深度的因素不同。

图6 尾坎壅水曲线比较Fig.6 Comparison of tail backwater curves

非淹没过流状态下，尾坎自由出流，水垫深度主要依靠尾坎壅水实现，而随着泄洪流量增加，水垫塘内的水流紊动也在不断增加，但尾坎壅高的计算值是按近乎静水的水深计算得到，因此，坎顶水深差值与堰流计算水深之比逐渐增加;而淹没过流状态下，水垫深度既依靠尾坎高度壅高，又受下游河道水位影响。虽然随着泄洪流量增加，池内紊动可能促使坎顶水深差值与堰流计算水深之比逐渐增加，但下游河道水位快速增加，产生的壅水作用也快速增加，2种作用交叉，使得过堰流量增加时，坎顶水深差值与堰流计算水深之比逐渐减小。

5 结语

通过淹没与非淹没状态下尾坎过流能力的试验与计算分析，发现由于受水垫塘内的水流紊动影响，一般实际工程中尾坎的壅水高度较计算值偏小。非淹没过流状态下，如果泄洪流量相对比较小，池内水流消能充分，则尾坎高度可直接由理论计算壅水曲线确定，但随着泄洪流量的增加，受水流紊动等因素影响，尾坎的实际壅水高度与理论计算值之间的差值逐渐增加。如美工程资料对比发现，当设计过堰流量超过15 000 m3/s时，试验测试壅水高度与理论计算值之间的差值接近16.64%;淹没过流状态下，虽然坎顶水深也受水流紊动作用，但同时也受下游水流淹没度影响，因此随着泄洪流量的增加，试验测试壅水高度与理论计算值之间的差值逐渐减小，阿海工程资料分析发现，当过堰流量在5 000～14 000 m3/s变化时，试验测试壅水高度与理论计算值之间的差值从17%可减小到7.34%。

上述分析结果表明，在实际工程中进行水垫塘尾坎高度设计时，需在理论计高度基础上，考虑水流紊动等因素进行适当加高，且加高幅度，需结合淹没与非淹没不同过流状态，以及相关工程资料进行确定。

［1］童显武，李桂芬，谢省宗，等.高水头泄水建筑物收缩式消能工［M］.北京:中国农业科技出版社，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］练继建，杨 敏.高坝泄流工程［M］.北京:中国水利水电出版社，2008.(LIAN Ji-jian，YANG Min.Discharge Structure for High Dam［M］.Beijing:China Water Power Press，2008.(in Chinese))

［3］张宗孝，牛争鸣.用附加动量理论分析齿墩与消力池联合消能机理［J］.长江科学院院报，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］陈宗梁.世界超级高坝［M］.北京:中国电力出版社，1998.(CHEN Zong-liang.Extra-high Dams in the World［M］.Beijing:China Electric Power Press，1998.(in Chinese))

［5］梁宗祥，尹进步，卢泰山，等.云南金沙江中游河段阿海水电站X型宽尾墩消能技术试验研究总报告［R］.陕西杨凌:西北农林科技大学，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］武汉大学水利水电学院.水力计算手册［K］.北京:中国水利水电出版社，2006.(School of Water Resources and Hydropower of Wuhan University.Handbook of Hydraulic Calculation［K］.Beijing:China Water Power Press，2006.(in Chinese))

［7］水利部天津水利水电勘测设计研究院.溢洪道设计规范［S］.北京:中国水利水电出版社，2000.(Tianjin Hydropower Design Institute of Ministry of Water Resources.Code for Spillway Design［S］.Beijing:China Water Power Press，2000.(in Chinese))