基于水库泄导洞优化设计方案的分析

闫 靖，赵 晶

(宜昌市水利水电勘察设计院有限公司，湖北 宜昌 443005)

1 案例工程基本情况简述

二塘沟水库枢纽工程坐落在我国西北某地，是一座兼顾防洪、灌溉和地区供水任务的Ⅲ等中型山区峡谷型水利枢纽工程，工程由溢洪道、泄导洞、灌溉闸和沥青心墙坝等建筑构成行流泄水系统。水库洪水期校核水位1 476.83 m，洪水期设计水位1 475.06 m，死库容209×104m3，死水位1 439 m，总库容2 360×104m3。

泄导洞在左岸岩体内布置，位于放水灌溉洞右侧，与放水灌溉洞的轴线距离20 m。该洞系为多功能Ⅲ级标准隧洞，在库坝修建期承担施工导水任务，在水库正常运行期担负泄洪、冲排沙和放空等任务。因受到区域地形的限制，洞身段采用半径30 m和角度46.66°的弯道设计。在库区施工期，该泄导洞的导水过流最大量为172 m3/s；在正常蓄水期的洪水校核过流量为356.63 m3/s，洪水设计过流量为349.82 m3/s。

在综合讨论原泄导洞方案基础上，提出改进方案：改进的泄导洞陡坡上面的抛线按原抛线方程延长，消力池底面板应下降1.7 m，末端桩号从原导0+367.634须延长至后陡槽及导0+372.640相接，陡槽坡比须由原来得i=0.436 8优化为i=0.538 6。优化建议的泄导洞结构立、平面简图见图1。

图1 泄导洞优化修改方案(m)

为验证案例泄导洞优化改进方案，本文基于工程导水防汛任务需求，以等比缩放模型模拟实验分析的方式，对案例优化改进水库泄导洞设计方案进行分析，探讨沿程流态、测度并演算优化后的水力参数，解析判断该设计的参数合理性。

2 改进设计方案的实验分析

2.1 基于导流度汛任务的优化分析

2.1.1 沿程流态分析

在泄导洞内水流由压力段进入明渠段时，由于受工作闸室段分散扩展的影响，发生水面陡然跌落，之后于明渠段，以折冲流的方式继续行流。水流进入抛线分散扩展段，因为断面分散发展，优化后的抛线变长，后衔接的斗槽坡度增大，流动的速率加大，并且中间水面较大，两边下降较多。

入流消力池后，出现淹没水跃。跃首随库内水位升高而后移，继而越出边墙。图2是过流量为172.27 m3/s、库水位1 434.87 m时，泄导洞消力池段的沿程流态。在桩号导0+381.21～导0+383.19之间，水跃跃首波动，随库水位继续攀升。消力池均有淹没水跃发生，预示消力池无论长度还是深度上，均可以满足工程任务需要。

出消力池后，有一段跌落水流发生，此为导墙弯道所致，水流在出口呈现右低左高状态。行流入结构退水渠，流态先分散扩展，冲向渠边墙，形成水流折冲，沿结构退水渠以菱形不对称冲击波形态流动，之后入流下游河道，基本状态见图3。

图2 消力池段的过流状态

图3 退水渠段的过流状态

行流在退水渠出口以跌落的状态流入下游河道，因为下游河道入口拥有相对宽阔的河床，故此段行流相对平稳。实验测得表明，水面在230.69 m3/s过流量和1 443.04 m库水位时，发生2.30 m跌落；水面在172.27 m3/s过流量和1 434.87 m库水位时，发生2.08 m跌落。

上述流态表明，泄导洞消力池段的沿程流态能够满足任务需要，并且避免出现远驱水跃。但淹没水跃在库水位攀升积累达一定程度后开始跃出边墙，故此案消力池的边墙高程设计需要进一步优化。

2.1.2 主要参数分析

1) 沿程水线。在172.27 m3/s过流量时，在分散扩展段测得水跃跃首前水深最大值为2.74 m。在230.69 m3/s过流量时，测得水深最大为3.07 m。比较对应设计值，边墙的高程设计能够满足泄流任务需要。

在172.27 m3/s过流量时，消力池水跃段测得水深最大值为12.21 m。在230.69 m3/s过流量时，测得水深最大值为13.86 m。该段边墙的高程为12.9 m，显然边墙高程的设计不能够满足水工特性需要。随着库水位的攀升，泄量持续加大，消力池高程亦不能满足工程需要，故亦需进一步优化此处的边墙高程。

退水渠顶段消力坎在172.27 m3/s过流量时，水深最大测得值为4.29 m。在230.69 m3/s过流量时，水深最大测得值为5.61 m。此段边墙的高程为6.0 m，可以满足对应需要。但随着过流量的增大，该段边墙高程亦不满足需要。在172.27 m3/s过流量时，测得结构退水渠水深最大值为2.28 m。在230.69 m3/s过流量时，水深最大测得值为3.30 m。此段边墙的高程设计是6.0 m，可以满足泄流需要。

2) 壁面压强。由测度的实验数据换算为压强值可知，改进方案在导水防汛期泄导洞底面板压强值均为正值，压强演变相对平缓。抛线段172.27 m3/s过流量时，其底面板最小压强值为0.7×9.8 kPa。其下切最大截面的过流速率为18.9 m/s。在230.69 m3/s过流量时，底面板最小压强值为0.7×9.8 kPa，并且下切最大截面流动速率为21.4 m/s。因为压强均为正值，并且下切流动速率高于空化初生流动速率，即在两种导水工况条件下抛线段不会出现空化水流，认为底曲线设计合理。退水渠段及消力池段的底面板压强同为正值，压强分布合理，压强变化也平缓。新设计分段压强计算极值统计表见表1。

3) 抛线后各部分沿程流动速率分布。从测得流动速率分析得知，在172.27 m3/s过流量时，分散扩展段最大流动速率为18.9 m/s。在230.69 m3/s过流量时，该最大流动速率为22.2 m/s。在172.27 m3/s过流量时，消力池段最大流动速率为8.6 m/s。在230.69 m3/s过流量时，其最大点流动速率为11.1 m/s。与原方案比较，新设计的消力池池首流动速率要小一些。在172.27 m3/s过流量时，退水渠段流动速率最大为6.5 m/s。在230.69 m3/s过流量时，最大流动速率在7.4 m/s。结果表明，新设计的各个部分流动速率分布基本合理。

表1 新设计分段压强计算极值统计表 /9.8 kPa

综上所述，泄导洞抛线后虽然沿程流动速率演变较大，但流动速率分布仍然较为合理，并且流动速率数值未超越初生空化数30 m/s，因此解析认为在导水工况条件下不会对建筑物造成空蚀破坏。

2.2 基于蓄水任务的优化分析

2.2.1 明流段沿程流态

在上游库水位相对较大、过流量相对较大时，泄导洞流动速率较大，并且因为抛线曲率经变更，坡度较陡，所以在截面分散扩展处中间水面超出两边较多，并且流动状态也随库水位攀升变差。基于382.64 m3/s过流量和1 474.00 m蓄水位的流动状态见图4。

图4 正常蓄水位消力池段沿程流态

图5是在设计洪水期386.63 m3/s过流量和1 475.06 m水位时，泄导洞消力池段沿程流态，水跃跃首在桩号导0+383.85～导0+387.81之间波动。图6是校核洪水期393.51 m3/s过流量和1 476.83 m水位时，泄导洞消力池段沿程流态，在导0+384.51～导0+388.80之间，水跃跃首波动。每当上游水库水位在设计水位时，在水流流出消力池后，以不对称的菱形冲击波沿结构退水渠流动，该段流动状态形态较差，见图7。实验结果表明，消力池深度及长度可以满足需要，但边墙高程仍不够充分，并且抛线段曲率较大，坡度较陡。

图7 设计洪水位结构退水渠段沿程流态

2.2.2 主要参数分析

1) 出口段沿程水线。3个工况条件：基于全开闸门的设计洪水位；基于全开闸门的校核洪水位；基于局开闸门的148.6 m3/s泄流量和洪水20年一遇的1 474.96 m库水位。泄导洞出口后各处沿程水线的测量数据见表2。

表2 蓄水期方案一沿程最大水面线统计解析表

3个工况条件铰座截面测得水深最大值为4.29 m，水面高度是1 424.768 m，而铰座轴心的高度为1 426.478 m，实验观察到铰座安全超高可以满足需要。

明渠段在闸门局开为148.6 m3/s过流量和1 474.96 m库水位时，测得水深最大值是1.82 m；在1 475.06 m设计洪水位时，测得水深最大值是为4.29 m；在1 476.83 m校核洪水位时，测得水深最大值为4.09 m。该段的边墙高程是5.5 m，因此边墙高程可以满足泄流需要。

分散扩展段水跃跃首前在明渠段闸门局开为148.6 m3/s过流量，并且1 474.96 m库水位时，测得水深最大值为4.29 m；在1 475.06 m设计洪水位时，测得水深最大值是4.46 m；在1 476.83 m校核洪水位时，测得水深最大值为4.79 m。因为该段边墙高程大于5 m，因此边墙高程可以满足泄流需要。

消力池内水跃段在1 475.06 m设计洪水位时，其测得水深最大值为17.16 m；在1 476.83 m校核洪水位时，测得水深最大值为16.83 m。因为该段的边墙高程是12.9 m，边墙高程不能够满足泄流需要，需实施设计修改。

消力坎顶段退水渠段在1 475.06 m设计洪水位时，测得水深最大值为8.25 m；在1 476.83 m校核洪水位时，测得水深最大值是8.58 m。因为此处边墙原为6.0 m，显然此高程不能满足泄流需要。

结构退水渠段在1 475.06 m设计洪水位时，测得水深最大值为5.26 m；在1 476.83 m校核洪水位时，测得水深最大值为6.60 m。此处边墙高程原设计是6.0 m，这样的边墙高程满足泄流需要。

经过出口段水面线的测度发现，消力池的边墙高程与消力坎段顶段退水渠的边墙高程不满足泄流需要，因此需参考实际测度高程对边墙高程实施优化。

2) 壁面压强。前述3种工况条件下泄导洞沿程壁面沿程压强极值测量结果见表3。

表3 泄导洞沿程壁面沿程压强极值测量结果 /9.8 kPa

续表3

由统计表数据可知，泄导洞洞身段底面板压强在3种工况条件下均为较大时值，并且压强演变较为平缓；抛线段在闸门局开，148.6 m3/s过流量和1 474.96 m库水位时，测得底面板最小压强为-0.1×9.8 kPa，位处导0+360.054截面，在1 476.83 m校核洪水位及1 475.06 m设计洪水位工况条件下，测得底面板压强最小均为-0.2×9.8 kPa，并且位处导0+360.054截面至导0+363.215截面之间，该部位在抛线的后部；在3种工况条件下泄导洞顶曲线压强均为时值，并且压强演变平缓，顶曲线设计可以满足压强需要；检修门槽段，在闸门局开、148.6 m3/s过流量和1 474.96 m库水位时，测得侧墙最小压强42.9×9.8 kPa；在1 475.06 m设计洪水位时测得侧墙最小压强33.0×9.8 kPa，在1 476.83 m校核洪水位时，测得侧墙最小压强34.3×9.8 kPa。3种工况条件下，检修门槽截面压强没有负压且数值都较大。退水渠段及消力池段的底面板压强演变平缓，压强均为正值，分布基本合理。

因为该泄导洞抛线段发生负压值，故测度抛线段面上切点与下切点部位在20年一遇洪水、设计洪水位、校核洪水位3种工况条件下的最大流动速率，并且抛线上切点最大流动速率分别为27.9、27.4、26.4 m/s，抛线下切点测得最大流动速率分别为24.1、27.5、27.7 m/s。在上面3种运行工况条件下，抛线段上切点最大流动速率与下切点最大流动速率接近初生空化流动速率，并且底面板为负压，所以可能会出现空化水流，说明抛线底曲线设计曲率较大。

3) 沿程流动速率分布。3个工况：渠段在闸门局开、148.6 m3/s过流量和1 474.96 m库水位；闸门全开、386.6 m3/s过流量和1 475.06 m设计洪水位；闸门全开、393.5 m3/s过流量和1 476.83 m校核洪水位。测得最大流动速率分别为32.0、26.7、27.3 m/s，数据显示闸门小开度时明渠段流动速率较闸门全开时流动速率要大，表明水流压力在小开度下较大，最小流动速率增大，但容易出现不平衡力矩，需引起重视。

3工况条件下，抛线上切点部位最大流动速率分别为27.9、27.4、26.4 m/s，该截面的平均流动速率分别约为24.1、22.3、22.6 m/s，下切点测得最大流动速率分别为24.1、27.5、27.7 m/s；分散扩展段在3种运行工况条件下测得最大点流动速率分别为27.9、29.9、30.1 m/s；消力池段在1 476.83 m校核洪水位及1 475.06 m设计洪水位时，测得最大流动速率分别为24.8及25.8 m/s；退水渠段在1 475.06 m设计洪水位及1 476.83 m校核洪水位两个运行工况条件下测得最大流动速率均为8.7 m/s。

3种不同工况条件下的沿程流动速率测定结果表明，明渠段的水流现象要引起重视，抛线段流动速率则需进一步的优化，其它各个部分流动速率分部均合理。

3 泄导洞改进设计总评述及再改进建议

综合前述分析结果，从水力学角度看，泄导洞平面布置总体合理可行，但存在着如下问题，需进一步修改优化。

泄导洞抛线段在导水防汛期各水工特性总体满足需要，但在蓄水期，因为沿程桩号加长，消力池加深，曲率较大，从而导致该段流动状态较差。与此同时，该处水流流动速率较大，并发生负压，水流有脱离底面板态势，有出现空化水流的可能，极易导致空蚀破坏，影响泄水建筑物安全。因此，建议对抛线段的曲率进一步优化。同时提醒施工时要注意充分控制分散扩展段的不平整度，以保障分散扩展段避免发生空蚀破坏。在消力池段及退水渠段，因为拥有较大水深，水流容易跃出边墙，因此建议工程设计按本文测得水线适当加高。

4 结 语

本文以等比缩放模型模拟实验分析的方式，对案例优化改进水库泄导洞设计方案开展分析研究：①对原工程泄导洞改进设计方案开展缩比模拟实验和分析；②对案例泄导洞改进设计给与基本评述，给出泄导洞改进设计方案平面布置总体合理可行的基本评价；③对案例泄导洞改进设计给出再改进设计建议：建议对泄导洞抛线段的曲率再进一步优化；消力池段及退水渠段的水线应适当加高；施工时要注意充分控制分散扩展段的不平整度，以保障分散扩展段避免发生空蚀破坏，以期为工程实际应用提供参考与借鉴。