龙英水库溢流坝挑流消能工优化试验研究

2021-05-06张小飞黄佳敏肖天培

广西水利水电 2021年2期

覃培，张小飞，黄佳敏，肖天培

（广西大学土木建筑工程学院，南宁 530000）

0 引言

龙英水库大坝溢流采用挑流消能，采用连续式鼻坎，鼻坎顶高程为837 m，反弧半径R 为10 m，挑射角取30°。由于下游河道宽在25 m 左右，为避免水流冲刷岸坡，初步设计将溢流坝导墙两侧各向内收缩25.9°，并在反弧段设置长为10 m的调直段，调直段与鼻坎连接，鼻坎前沿宽度20 m。根据龙英水库溢流坝导墙收缩角对泄流水力特性影响的试验成果，当导墙收缩角大于20°时，需要采用工程措施改善挑坎处流态，改善挑流水舌的形态和稳定性，减小雾化和下游的冲刷，因此，有必要对龙英水库溢流坝挑流消能工进行优化。

挑流消能是泄水建筑物常用的消能方式，对挑流消能工的设计已很成熟，但由于高速水流与其过水建筑物相互作用的复杂性，国内外对挑流消能工的研究一直没有停止，对挑流消能工体型进行了大量的研究工作，已经由传统的连续式挑坎、差动式挑坎发展出了宽尾墩、窄缝、扭曲斜切坎以及燕尾坎等多种表现优异的新型挑坎[1]；李元杰等[2]根据黄家湾水利枢纽工程的特点，研究提出了一种新型非对称转向收缩差动式挑坎，以适应工程地形地质条件、枢纽布置和泄水建筑物的运行要求，试验表明消能效果较好，并能有效控制射流落入下游河床的位置；陈雪冬[3]提出异型斜切鼻坎挑流消能工，并采用模型试验的方法对挑流消能挑射水舌进行研究，认为影响其挑射水舌形态的主要因素为右侧圆弧边墙转弯半径、高坎处的挑射角度。这些研究是针对导墙没有收缩或收缩角很小的挑流消能工进行的，龙英水库溢流坝收缩角为25.9°，远大于常见范围，水流具有其特殊性，因此，有必要对挑流消能工开展试验研究，为龙英水库溢流坝挑流消能工优化设计提供依据。

1 模型设计与试验流量

1.1 模型设计

水工模型试验按重力相似准则进行设计，采用正态整体水工模型，模型几何比尺采用Lr=80，其它水力要素比尺按《水工（常规）模型试验规程》（SL155-2012）重力相似准则的要求确定，具体如下：

流量比尺：Qr=Lr5/2=57 243.34

流速比尺：Vr=Lr1/2=8.9 443

时间比尺：Tr=Lr1/2=8.9 443

糙率比尺：nr=Lr1/6=2.0 758

测量主要仪器设备：流速量测采用LGY-Ⅲ型多功能智能流速仪，脉动压力量测采用DJ800 多功能监测系统，时均动水压力量测采用连通测压管。

1.2 试验流量

为了分析不同挑流消能工布置方案在下泄各级流量时水流形态和消能效果，对不同挑流消能工布置方案分别测试了包括校核洪水（Q=837 m3/s）、设计洪水（Q=574 m3/s）和消能防冲设计洪水（Q=464 m3/s）在内的9个流量（见表1）。

表1 模型试验流量

2 初步设计推荐方案试验

初步设计推荐方案消能方式采用挑流消能，将溢流坝导墙两侧各向内收缩25.9°，并在反弧段设置长为10 m 的调直段，调直段与鼻坎连接，鼻坎前沿宽度20 m，采用连续式鼻坎，鼻坎顶高程为837 m，反弧半径为10 m，挑射角取30°。

敞泄校核、设计、消能防冲设计和10 年一遇洪水时的流态分别见图1～图4。

试验观测表明：受两侧导墙向内收缩的影响，水流在收缩段的边墙处产生冲击波，由于下泄水流流速较大，冲击波波角很小，冲击波几乎没有向中间传播，而是沿导墙积聚成两股水流向下流动，造成导墙附近的水面出现明显壅高。随着冲击形成的水流在导墙内壁流动并沿程叠加，导墙附近的水面壅高呈沿程不断增加的趋势。在挑坎处，沿两侧导墙向下流动的两股集中水流和沿坝面下泄的水流在挑坎反弧段处交汇，交汇的3股水流相互碰撞，产生向上跃起的水冠，水冠不稳定，出现左右摆动。下泄较大流量时，摆动的水冠会拍打和冲刷下游两侧河岸。由于水冠的存在，挑流水舌不规则、不稳定。

下泄各级试验流量时，均能形成挑流，没有出现水流沿挑坎末端漫溢现象；挑流水舌落在下游河床中部偏左岸，部分水流冲击左岸山体，下游河道内水流湍急，流速较大，流态复杂。根据挑流水舌的形态判断，大流量时挑流会产生较强的雾化。

综合上述，溢流坝挑坎的坎高、挑角和反弧半径基本合理，挑坎的布置需要进一步进行优化。

图1 敞泄校核洪水（Q=873 m3/s）流态图

图2 敞泄设计洪水（Q=574 m3/s）流态图

图3 敞泄消能防冲设计洪水（Q=464 m3/s）流态图

图4 敞泄P=10%洪水（Q=389 m3/s）流态图

3 挑坎分流墩优化试验

3.1 挑坎分流墩布置方案

为改善挑坎处由于两侧导墙收缩形成的两股水流和沿坝面下泄水流碰撞引起的水流不稳定，避免或减轻挑流水舌对两岸的冲刷，减轻雾化。根据初步设计推荐方案挑坎处水流的流态，提出了在挑坎段设置分流墩的试验方案。为优化分流墩的布置，做了多种方案的尝试性试验，在分流墩的体型方面，试验了在竖直方向为Y形、倒梯形和矩形3种墩型，从试验结果来看，和矩形分流墩相比，Y形、倒梯形分流墩在消除挑坎处水流碰撞产生的水冠方面效果不明显，而且增加了分流墩在结构上的复杂性，因此，分流墩的体型建议采用矩形墩。对矩形分流墩的布置，试验共测试了4个分流墩布置方案。

（1）方案1。采用1个分流墩，分流墩布置在挑坎段两侧导墙的中间，分流墩的厚度为1.2 m，长度、顶高程和导墙的调直段相同，上游采用三角形墩头，墩尾和两侧调直段导墙末端齐平。

（2）方案2。采用2 个分流墩，2 个分流墩等间距布置在两侧导墙之间，与两侧调直段导墙成平行布置，体型和方案1 的相同，长度、顶高程和导墙的调直段相同，墩尾和两侧调直段导墙末端齐平。

（3）方案3。采用2 个分流墩，2 个分流墩等间距（以墩尾距离计，下同）布置在两侧导墙之间，每个分流墩分别与相邻侧的调直段导墙成一定夹角，体型和方案1的相同，长度为13.2 m，顶高程和导墙的调直段相同，墩尾和两侧调直段导墙末端齐平。

（4）方案4。采用2 个分流墩，2 个分流墩等间距布置在两侧导墙之间，每个分流墩分别与相邻侧的调直段导墙成一定夹角（9.7°），分流墩的厚度为1.2 m，长度为11.2 m，顶高程和导墙的调直段相同，上游采用三角形墩头，墩尾距离挑坎末端3 m。

3.2 试验结果

（1）方案1采用单一分流墩不能实现将沿两侧导墙向下流动的水流与沿坝面下泄的水流的有效分隔，挑坎处流态与无分流墩时的相比，没有明显改善。

（2）方案2采用2个分流墩，分流墩能较有效地将3 股水流分隔，挑坎处水流流态与无分流墩时相比有明显改善，但由于分流墩与沿两侧导墙向下流动的两股水流交角较大，水流撞击分流墩后沿分流墩面出现较大的跃升，挑流水舌不够稳定。下泄设计洪水时，方案2挑流流态见图5。

（3）为减小左右两股水流撞击分流墩后沿分流墩面跃升的高度，增加挑流水舌的稳定性，方案3将2 个分流墩分别与相邻侧的调直段导墙成一定夹角，经试验比较，夹角在9.5°～10°之间时，分流墩的分流效果和挑流水舌的流态均较好，试验最终选用了9.7°。下泄设计洪水时，方案3挑流流态见图6。

图5 方案2敞泄设计洪水（Q=574 m3/s）挑流态图

图6 方案3敞泄设计洪水（Q=574 m3/s）挑流态图

（4）方案3的分流墩在分流和改善挑流水舌的流态方面有较好的效果，但挑坎末端水舌的流态不够平稳，为了进一步改善挑流流态，经试验比较，方案4在方案3的基础上，分流墩向上游方向延长了1 m，而尾部缩短了3 m，最终选定的分流墩的厚度为1.2 m，长度为11.2 m，顶高程和导墙的调直段相同，上游采用三角形墩头，墩尾距离挑坎末端3 m。方案4分流墩的布置见图7和图8。

方案4 进一步改善了挑坎末端挑流水舌的流态，减小了水流向中间集中，挑坎末端水流分布更均匀，挑流水舌更稳定，有利于下游的消能防冲和降低雾化。下泄设计洪水、消能防冲设计洪水时，方案4挑流流态分别见图9和图10。

图7 方案4分流墩推荐方案平面示意图

图8 方案4A-A剖视图

图9 方案4敞泄设计洪水挑流态图

图10 方案4敞泄消能防冲设计洪水挑流态图

从方案4下泄各级洪水时挑坎上的水流和挑流水舌的流态来看，在下泄消能防冲设计及以下洪水时，挑坎上的水流和挑流水舌的流态均较好；在下泄设计及校核洪水时，沿两侧导墙向下流动的两股水流撞击分流墩后沿分流墩面跃升的高度高于分流墩，跃起水流由于脱离了导墙和分流墩的约束而不够稳定。下泄设计洪水时，跃起水流较小、不连续；下泄校核洪水时，跃起水流较大、跃起高、连续、不够稳定，但跃起水流没有直接打在岸坡上，主要是对雾化产生影响。方案4 下泄各级洪水时，挑流水舌入水处均在河道中部略偏左岸，下泄校核、设计和消能防冲设计洪水时测得的挑流挑距分别为61.2、53.96和47.56 m。经动床试验，下泄设计和消能防冲设计洪水时，对应的冲坑深度分别为11.41和10.73 m，冲坑后坡（挑距/冲坑深度）分别为5.91和5.54，冲坑不至于直接危及大坝的安全。