突扩边墙对扩散式泄槽底流消能水力特性影响研究

阮合春，邱 勇，余远浩，段胜禹，罗国立

(云南农业大学水利学院，云南 昆明 650201)

溢洪道的布置一般遵循等宽、直线、对称原则，为减轻出口消能压力及降低对下游河道的不利冲刷，溢洪道出口常设置扩散段。陈朝[1]通过模型试验，分析了跌扩型底流消能工的水流流态，并研究了突扩比对消力池内水流流态、底板时均动水压力分布、临底流速及近墙流速的影响；陈文鑫[2]通过水力学模型试验，分析了跌扩型底流消能工的水流流态、时均动水压力分布、临底流速及近壁流速；黄海艳[3]通过水力学模型试验，着重分析了跌坎深度、突扩比和弗劳德数对跌扩型底流消能工的最大临底流速和最大临边墙流速的影响；周书建[4]采用水力学试验方法，对跌扩型底流消能工的消能及其机理进行了试验研究，详细分析了跌扩型底流消能工消力池内水流流态与水流结构。

上述研究成果均针对消力池进口接等宽矩形小底坡明槽、尾水渠与消力池等宽的跌扩式底流消能。

1 试验方案选择

试验针对大陡坡，且泄槽出口为扩散段的突扩消力池。模型采用有机玻璃制作而成，总长(平距)11.63m；控制段为WES实用堰，堰顶高程2.26m，最大水头2.40m；第一泄槽段(平距4.75m)底坡为1∶11.4、第二泄槽段(平距2.50m)底坡为1∶1.5，扩散段位于第二泄槽段末端(平距0.50m，扩散角3°)。消力池为跌扩型，如图1所示，跌坎深度0.10m，池长0.95m，突扩宽度B=0.30m(方案一)、0.35m(方案二)和0.40m(方案三)；出口尾水渠(i=0)宽度和扩散式泄槽末端等宽，均为0.20m。下泄流量为Q=9L/s、12L/s、15L/s。

图1 消力池结构体型图(单位：mm)

2 试验成果分析

在消力池底板沿程布设3排，共15个测点，轴线位置上游至下游编号依次为0- 1、0- 2、0- 3、0- 4、0- 5；左侧边墙与轴线中间位置布设一排，上游至下游编号依次为1- 1、1- 2、1- 3、1- 4、1- 5；右侧临边(距离边墙10cm)位置布设一排，上游至下游编号依次为2- 1、2- 2、2- 3、2- 4、2- 5。每排相邻两个测点均为等间距布置，间距为233mm。测点布置如图2所示。

图2 消力池底板测点布置示意图

2.1 消力池水流结构分区

根据消力池水流流态，将消力池水流结构划分为：淹没射流、底部旋涡、冲击区、附壁射流、补偿流区和表面漩滚，如图3所示。

图3 消力池水流结构分区图

(1)淹没射流：射流进入消力池后，在池内水体的顶托下形成扩散状淹没射流。

(2)底部旋涡：在淹没射流的吸卷作用下，淹没射流下部形成底部旋涡。

(3)冲击区：射流冲击到底板区域。入射水流进入消力池，受底板约束，流线发生急剧偏转，水流转向，主流沿底板潜射前行；此外，在主流左、右两侧及底板上游方向可见强度稍弱的潜射水流。

(4)附壁射流：潜射水流在消力池底板形成流速沿程减小的附壁射流。附壁射流和回淹水流不断掺混，在靠近边墙位置形成尺度沿程逐渐增大的上涌水突；同时，在尾水进口底部主流下方可观察到明显的椭圆状横轴漩滚。

(5)补偿流区：向上游方向的附壁射流，从消力池进口两侧的角隅处涌出，卷入主流。

(6)表面漩滚：回淹水流与两侧边墙附近不断向消力池轴线附近翻卷的水突共同作用，受淹没射流影响，形成向消力池进口方向涌动的表面漩滚。

2.2 泄槽扩散段水流流态

在泄槽扩散段，受水流惯性作用，主流靠近轴线中部，在直边墙和斜边墙之间的扩散区域内水深小于轴线附近水深，致使横断面水深沿水流方向均呈中间高、两侧低的“凸”形：扩散段起始断面(溢0+09.435m)和扩散段末端断面(溢0+09.935m)处水深分布较为均匀，但在A-A断面(溢0+09.685m)处，左、中、右水深差值明显，见表1。此外，扩散段水流横断面流速分布也呈中间高、两侧低。

表1 扩散段横断面(溢0+09.685m)水深分布

2.3 消力池底板临底流速

临底流速是泄水建筑物设计中一个重要参数，其大小对消力池底板稳定、冲磨破坏及空蚀破坏有很大影响。

根据试验，得到消力池底板轴线测点的临底流速，如图4所示。由图4可知，相同下泄流量下，消力池临底流速值随边墙突扩宽度的增加而降低。不同试验方案中，冲击区内测点临底流速均最大，冲击区下游方向临底流速沿程下降，上游测点均出现反向回流。

2.4 消力池底板时均动水压强

泄洪时，高速水流以淹没冲击射流的方式进入消力池，撞击消力池底板，所产生的时均动水压强是造成消力池底板破坏的重要原因，它很好表征了消力池底板的总体平均受力情况。

根据试验测试，得到Q=9L/s、Q=12L/s、Q=15L/s三组流量下底板测点的时均动水压强(p)的分布情况。

在相同下泄流量情况下，底板时均动水压强随边墙突扩宽度的增加而升高，见表2。原因在于随消力池宽度的增加，主流两侧的反向水流和射流水体间的剪切、混掺更为充分，附壁射流流速降低。当Q=15L/s，方案一测点0- 2的时均动水压强为1.676kPa(v=3.06m/s)；方案二测点0- 2的时均动水压强为2.077kPa(v=2.31m/s)，增幅达23.9%；方案三测点0- 2的时均动水压强为2.234kPa(v=1.86m/s)，增幅仅为7.6%。

此外，在不同流量情况下，冲击区内测点(0- 2)时均动水压强值均大于消力池中部测点(0- 3)时均动水压强，其原因在于淹没射流流速水头叠加所致；消力池中部测点时均动水压强值最小，往下游方向测点时均动水压强值回升明显，如图5所示，表明潜射水流流速沿程衰减。

根据试验测试，得到消力池其余测点底板时均动水压强分布图，如图6、7所示。

由图6、7可以看出，无论是消力池底板临边测点，还是边墙与轴线之间的底板测点，其时均动水压强均呈沿程递增，说明进入消力池的主流经过扩散，流速递减，测点压强回升。此外，边墙与轴线之间底板测点的时均动水压强分布和轴线测点存在一定的差异性，其原因在于上游扩散式泄槽水流横断面分布不均，但并不影响消力池整体消能效果。

图4 消力池底板轴线测点临底流速分布图

图5 消力池底板轴线测点时均动水压强分布图

流量Q/(L/s)消力池宽度B/m各测点时均动水压强/kPa0-10-20-30-40-5备注9(v=3.53m/s)12(v=3.79m/s)15(v=4.12m/s)方案一0.301.5481.5661.5322.0072.114方案二0.351.8041.8031.7792.1312.247方案三0.401.8561.8821.8482.1592.251方案一0.301.5811.6151.5532.0522.356方案二0.351.7861.8851.7522.1822.427方案三0.401.9432.0371.8642.2432.485方案一0.301.5391.6761.4992.0622.577方案二0.351.8382.0771.7582.2352.715方案三0.401.8882.2341.8792.3002.704v为泄槽扩散段末端出口断面平均流速

对比消力池边墙宽度由0.30m(方案一)增加到0.40m(方案三)前后，同一测点附近(方案一临边测点和方案三轴线与边墙的中间测点)的底板时均动水压强，可以发现其值上升明显，表明消力池边墙扩大，底板主流流速降低，射流所具有的能量能够有效消除。

根据试验研究，得到消力池垂直水流方向横断面底板时均动水压强分布，如图8所示。

由图8可知：相同流量情况下，冲击区范围内，位于轴线附近的测点时均压强较低，靠近边墙位置的测点时均压强有所回升，但增幅不大。

此外，冲击区上游底部旋涡区，横断面(测点0- 1、1- 1、2- 1)底板时均动水压强几无明显变化；在冲击区下游横断面测点时均动水压强的变化规律与冲击区附近垂直于轴线方向(测点0- 2、1- 2、2- 2)类似，只是数值更接近、变幅更小。

2.5 消力池底板动水压强峰峰值

动水压强峰峰值是指同一测点最大压强与最小压强的差值，它描述了压强值变化范围的大小。可以很好的表征消力池底板疲劳破坏的程度。

根据试验测试，得到不同方案的底板沿程动水压强峰峰值，如图9所示。

图6 消力池底板临边测点时均动水压强分布图

图7 消力池边墙与轴线之间底板测点时均动水压强分布图

图8 消力池底板测点横断面时均动水压强分布图

图9 消力池底板动水压强峰峰值

由图9可知，相同下泄流量下，三个不同方案冲击区下游测点的底板动水压强峰峰值变化均不大，但不同方案下冲击区附近测点(0- 2)的动水压强峰峰值变化明显：Q=15L/s时，方案一测点(0- 2)的动水压强峰峰值为4.921kPa，方案二相同测点的动水压强峰峰值为4.078kPa(下降幅度20.7%)，方案三测点的动水压强峰峰值为3.793kPa(相对于方案二下降7.5%)。

3 结论

本文通过水工模型试验，研究了突扩边墙对扩散式泄槽底流消能底板临底流速和时均动水压强、底板动水压强峰峰值的影响。成果表明：在试验条件下(跌坎深度0.10m)，消力池宽度0.35m时，底板临底流速、时均动水压强及动水压强峰峰值等水力特性均较为理想。继续增大消力池边墙突扩宽度，底板临底流速、动力压强等水力特性的变化已不明显。