不同跌扩组合对扩散式泄槽底流消能水力特性影响研究

周鑫宇,邱 勇,阮合春,李 鑫,余远浩

(云南农业大学水利学院，云南 昆明 650201)

为了降低高水头泄水建筑物出口单宽流量，减轻下游消能的压力，常在其出口处设置扩散式泄槽。已有文献对消力池进口接矩形明槽，尾水渠宽度随消力池突扩宽度同步变化的跌扩型底流消能工进行了大量研究：文献[1]通过模型试验和数值模拟，对比分析了突扩式与无突扩式跌坎消力池底板临底流速、时均动水压强的分布特点，并得出了突扩式跌坎消力池最大临底流速及时均动水压强随各影响因素的变化规律；文献[2]采用水力学模型试验，分析了跌扩型底流消能工的水流流态与水流结构，以及消能机理；文献[3]采用数值模拟及模型试验的方法，分别分析了跌坎型、突扩型和跌坎突扩型消力池内的水力学指标；文献[4]采用水力学模型试验，认为选择合适的突扩比能有效降低消力池内底板和边墙的水力学指标。

针对泄水建筑物扩散式泄槽底流消能工(固定尾水渠宽度不变)，池长一定的情况下，对比分析不同跌坎深度和边墙不同突扩宽度组合时跌扩型底流消能工的水力特性及水流流态变化，具有很好的实践价值。

1 试验方案选择与测点布置

试验针对跌扩型消力池，其进口接扩散角为3°的扩散式泄槽(i=1.0∶1.5)，体型见图1，尾水渠(i=0)长0.75 m，宽度为0.20 m。

a)平面

b)纵断面

试验方案分别考虑跌坎深度T=0.05、0.10、0.15 m，突扩宽度B=0.30、0.35、0.40 m共9种组合见表1，选择Q=9、12、15 L/s 3组流量进行试验研究。

文献[5]已经给出，跌坎深度T=0.10 m，突扩宽度由0.30 m增加至0.35 m时，底板临底流速明显降低，但底板时均动水压强有所增加；突扩宽度进一步增加至0.40 m时，临底流速衰减幅度继续降低，底板时均压强也有增加，但变幅较小。增减跌坎深度并保持不变，将突扩宽度由B=0.30 m增加至0.35、0.40 m，消力池底板临底流速和时均压强均服从同一规律。

根据试验研究，保持突扩宽度B不变，跌坎深度由0.05 m增加至T=0.10 m时，消力池内底板临底流速呈下降趋势、时均压强逐渐升高(脉动压强方差值下降)；跌坎深度继续增加至T=0.15 m时，底板临底流速继续下降、时均压强进一步升高(脉动压强方差值继续降低)，但变幅均不大。

同时改变跌坎深度T和消力池边墙突扩宽度B，得到方案A11、A22和A33。通过试验研究，对比分析其消力池底板水力特性及水流流态的变化情况。在消力池底板轴线位置沿程等间距(233 mm)布设5个测点见图2，以反映入射水流底板沿程水力特性变化规律。

图2 消力池底板测点布置示意(mm)

2 试验成果分析

2.1 消力池水流结构分区

根据消力池水流流态，将其水流结构划分为：淹没射流、底部旋涡、冲击区、附壁射流、补偿流区、表面漩滚见图3。

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。

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。

冲击区：射流冲击到底板的区域。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。

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。

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。

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。

a)水流结构立面

b)水流结构平面

2.2 消力池水力特性

2.2.1消力池底板临底流速

临底流速是消力池设计中的主控指标[6]，通常应尽可能减小临底流速以降低其对消力池底板的不利影响，从而提高消力池的结构安全。根据试验测试，得到消力池沿轴线各测点的临底流速见图4。

由图4可以看出，在相同流量情况下(Q=12 L/s)，对于方案A11，由于跌坎深度较小，水股入射冲击落点位于0-2测点上游13 cm处，可观察到冲击区下缘底板处出现小幅弹射后的水流急速潜行，致使测点0-3流速有所增大(1.65～1.81 m/s)，消力池底板临底流速沿程分布近呈“驼峰”状。

a)Q=9 L/s

b)Q=12 L/s

c)Q=15 L/s

增大跌坎深度和突扩宽度(方案A22)，临底流速沿程变化规律由“驼峰”状变成“尖峰”状：射流水股落点下移至距离测点0-2上游侧6 cm处，0-2测点位于冲击区下缘，临底流速达到2.20 m/s，相较于方案A11增加了33.3%；池深和池宽的增加，消力池内水体之间的相互碰撞、摩擦、混掺和剪切作用加大，表面漩滚明显，底部附壁射流流线急剧向上偏转，底板沿程临底流速下降明显：测点0-3流速下降为1.48 m/s，相比方案A11降幅为18.2%，测点0-4流速进一步衰减为0.49 m/s，相较于方案A11降幅达65.9%。

进一步增大跌坎深度和边墙突扩宽度(方案A33)，射流水体入池后，冲击区前移动至0-2测点稍下游侧，尽管临底流速变化规律仍然呈“尖峰”状，但测点0-2流速相较于方案A22下降至1.88 m/s，降幅仅为14.5%，冲击区下游临底流速较方案A22降幅并不明显，最大降幅只有10.2%。

2.2.2消力池底板时均压强

通过试验得到Q=9、12、15 L/s 3组流量工况下消力池轴线处时均压强。由于试验方案跌坎深度不同，考虑到消力池内所形成的水深对底板高程时均压强的影响，为便于比较，将方案A22和A33时均压强进行相应的平差处理，得到各方案不同测点的时均压强，见图5。

a)Q=9 L/s

由图5可以看出，不管是哪一组试验方案，随流量增加，消力池内底板时均压强分布规律基本相同：测点0-2附近时均压强变化最大，其余测点的时均压强逐步回升。其原因在于测点2位于射流冲击区附近，方案A33的数值包括了部分射流流速水头。

结合流态进行分析(Q=12 L/s)：方案A11中，射流水体进入消力池后，消力池内为远驱式水跃，射流水股落点位于测点0-2上游13 cm处，冲击区附近的测点0-1时均压强稍大，测点0-2受附壁射流影响，时均压强反而下降；更由于消力池内水面呈整体爬升状(水深沿程增加，临底流速降低)，故而底板沿程时均压强出现明显上升。

增大跌坎深度和消力池边墙宽度(方案A22)，消力池内能够形成有效淹没，射流水体进入消力池后，冲击区向前移动7 cm，位于冲击区下缘的测点0-2叠加了部分射流流速水头，时均压强有所增加；此外，突扩宽度的增加，消力池进口入射水流下部的底部旋涡处反向水流从消力池进口两侧的角隅处涌出，形成明显的补偿流区，加之边墙处附壁射流和淹没回流之间的混掺、摩擦和剪切，以及消力池出口角隅处的上涌水突作用，下泄水流主流流速衰减，底板时均压强上升。

进一步增大跌坎深度和消力池边墙宽度(方案A33)，消力池内淹没程度增加，射流水股进入消力池后，冲击区靠近测点0-2，该点时均压强达到最大(2.081 kPa)；池内水体的紊动有所减弱，出池水流流态持续改善，但沿程测点的时均压强未见明显变化。

2.2.3消力池底板脉动压强方差值

脉动压强表征消力池底板动水压强变化的剧烈程度，具有瞬时离散性质，其变化过大更易造成消力池底板发生失稳、断裂破坏。选择统计分析中的方差作为脉动压强主要幅值特征能够很好地表达脉动压强波动的剧烈程度[7]。通过试验得到消力池轴线各测点脉动压强方差值见图6。

由图6可以看出，不同流量情况下，方案A11在测点0-3脉动压强方差值最大，其原因在于测点基本位于射流冲击区下缘底板处出现的小幅弹射落点附近，加剧了该测点的水流脉动；方案A22和A33脉动压强方差最大值均出现在测点0-2附近，则是因为入射水流冲击区已经很靠近测点0-2附近，水股落点周围水体自身脉动所致。

尽管方案A11中的底板动水压强脉动方差值整体变幅较小，但其时均压强由于消力池内入射水流沿底板呈急速潜行，数值较低，消力池内并未形成有效淹没，出池水流紊动强烈。

a)Q=9 L/s

b)Q=12 L/s

c)Q=15 L/s

对于方案A22，除了测点0-2脉动压强方差值较大，其余测点脉动压强方差明显降低，其原因在于跌坎深度和边墙突扩宽度的增加，消力池内能够形成淹没射流，在入池水股与回淹水体之间的摩擦、剪切、碰撞作用下，消力池边墙及临底附壁射流流速减小，动水压强沿程趋于稳定，出池水流紊动减轻。进一步增大跌坎深度和边墙突扩宽度(方案A33)，消力池底板沿程各测点脉动压强方差值相较于方案A22均有所降低，但下降幅度并不明显。

2.3 消力池上下游水流流态

2.3.1泄槽扩散段水流流态

对于高水头泄水建筑物，泄槽出口段水流流速大，扩散段水流在惯性作用下，水股主流相对集中在轴线位置，横断面水深近呈“凸”形：起始断面(溢0+09.435 m)和末端断面(溢0+09.935 m)处水深分布较为均匀，但在A-A断面(溢0+09.685 m)处，左、中、右水深差值明显见表2。此外，受泄槽固体边界影响，扩散段水流横断面流速分布也呈中间高、两侧低的趋势。

表2 扩散段横断面(溢0+09.685 m)水深分布

扩散段水流流态及横断面水深分布表明：试验所采用的扩散角(3°)能够兼顾扩散式泄槽的水流流态和有效降低泄槽出口的单宽流量，起到改善下游消力池水力特性的作用。

2.3.2消力池出口段水流流态

由于跌坎和突扩边墙的存在，消能水体体积增加，使得池内水体强紊动区长度减小，消力池尾部水体紊动减弱，出池水流趋向平顺见图7。

a) 方案A11

b) 方案A22

c) 方案A33

流量Q=12 L/s情况下，方案A11中，入射水流进入消力池后，消力池内能够观察到较为明显的远驱式水跃，主流沿底板急速潜行，水面呈爬升状，进出口水面高差值达19.0 cm；靠近边墙位置的水体亦呈急速前行状，致使靠近消力池出口两侧角隅处形成较大上涌水突(瞬时最大高差约为7.0 cm)，平面上可见向轴线方向的翻卷，消力池范围之内的水体水气混掺相当明显，出口附近水流紊动剧烈且水面跌落明显，最大跌落达12.7 cm。

方案A22中，由于跌坎深度增加，消力池内形成淹没式水跃，入射水流进入消力池后，可见主流向水面上涌翻卷，爬升现象减弱，进出口水深差值降为6.3 cm；突扩宽度的增加，临近边墙位置范围内出现明显的反向水流，并随着上涌的主流翻腾涌动；出口两侧角隅处上涌水突最大只高于中轴线水面4.6 cm，出池水体呈斜向对冲，水流有一定的跌落，最大跌落6.0 cm。

跌坎深度和边墙突扩宽度进一步加大(A33)，消力池内淹没程度增加，回淹水流表面紊动减弱，进出口水深差值5.6 cm；近边反向水流随主流波动减弱，出口角隅处上涌水突瞬时最大高差仅为4.0 cm，向心出流呈改善趋势，水面跌落降高度5.3 cm。

2.3.3尾水渠段水流流态

出池水体在尾水渠内的流态对下游河道及岸坡的安全有直接或间接的影响。根据试验观察，测试得到尾水渠进口下游5 cm处(溢0+10.935 m)及里程溢0+11.260 m横断面水深分布见表3。从表3可以看出，3组方案在尾水渠进口下游5 cm处横断面水深分布则均呈“中间高，两侧低”的凸形，但A33方案横断面水深相对均匀。

表3 尾水渠横断面水深分布(Q=12 L/s)

在方案A11中，消力池内水流急速前行，临底附壁射流以较大流速到达尾坎后斜向上出挑，尾水渠进口近底板处出现尺度较大的椭圆状横轴漩滚(长半轴长12.0 cm，短半轴长6.0 cm)；出池水流呈斜向对冲，距离尾水渠进口下游5 cm处(溢0+10.935 m)水流出现脱离边壁现象，其横断面水深为“凸”形(左侧5.5 cm，轴线13.5 cm，右侧5.7 cm)，水面呈菱形波动向下游折冲前行。

对于方案A22，出池水流斜向对冲现象弱化，护坦进口近底板处的椭圆状横轴漩滚尺度大幅减小(长半轴长8.0 cm，短半轴长4.5 cm)，横断面水流流速趋于均匀；里程溢0+10.935 m处尽管仍有水体脱壁现象，但横断面水深差值明显减小(左侧7.5 cm，轴线13.0 cm，右侧7.4 cm)，尾水渠水流波动减轻，流态相对平顺。

随着跌坎深度和突扩宽度的进一步加大(方案A33)，护坦进口近底板处的椭圆横轴漩滚尺度基本不变(长半轴长7.5 cm，短半轴长4.0 cm)；里程溢0+10.935 m断面横断面水深趋于均匀化，尾水渠水流更为平顺。

综上所述，跌坎深度5 cm、边墙突扩宽度30 cm时(方案A11)，消力池及尾水渠水流流态紊乱；增加跌坎深度和边墙突扩宽度后(方案A22)，消力池及尾水渠水流流态改善明显；继续增大跌坎深度和边墙突扩宽度后(方案A33)，消力池及尾水渠水流流态改善程度不大。

3 结语

通过水工模型试验，研究扩散式泄槽跌扩型底流消能在不同的跌坎深度、边墙突扩宽度组合情况下，各水力特性(临底流速、时均压强、脉动压强方差值)的变化及出口水流流态。结果表明：跌坎深度0.05 m、边墙突扩宽度0.30 m时，消力池内临底流速、动水压强等水力特性较差，出口水流流态不理想；当增加跌坎深度由0.05 m增加到0.10 m，边墙突扩宽度由0.30 m增加到0.35 m时，消力池内临底流速降低，时均压强逐渐回升，消力池内水流流态及尾水水流流态明显改善。当进一步增加跌坎深度(由0.10 m增加到0.15 m)和边墙突扩宽度(由0.35 m增加到0.40 m)时，消力池内临底流速、时均压强和水流流态虽持续改善，但效果已不明显。

模型试验针对扩散式泄槽，基于一定的泄槽纵坡和扩散角进行。其研究成果经不同比尺放大后可为类似的实际工程提供参考。