沿程不连续束缩式内消能工在高流速无压隧洞中的应用

武英豪，王均星

（武汉大学水利水电学院，武汉430000）

0 概 述

高速水流容易造成泄洪建筑物的空蚀破坏［1］，消能设计时需要严格控制过流面不平整度，否则会导致泄洪建筑物破坏［2］。研究表明，把大面积遭受高速水流作用改变为局部承受的内消能方式，是高坝泄水消能的一条有效途径［3］。目前的内消能工（如洞塞式消能工、孔板消能工等）都应用于有压管道或有压隧洞中，工程上还未出现将沿程不连续束缩式内消能工应用在无压隧洞内的先例［4，5］。

某水电站溢洪道主要由无压隧洞段及明挖段组成。隧洞段洞身采用城门洞型结构，净断面尺寸为15 m×18.53 m（宽×高）。隧洞段后接明挖段。明挖段采用坡度为3%的底坡，长度为697.84 m。明挖段出口采用挑流消能工，挑角为30°。溢洪洞引渠底板高程2 860 m，溢流堰堰顶高程2 873 m，溢流堰顶到挑坎坎顶高度落差达188 m，溢洪道剖面图如图1所示。初期校核工况下挑坎流速达到56.7 m/s，超出一般高速水流范畴，在工程上史无前例，消能形势十分严峻。消能总任务是将挑坎出口最大流速控制在50 m/s 以内。本文模拟计算及模型实验均采用校核工况下水力学参数：校核洪水位2 896.42 m，校核下泄流量12 627 m3/s。

本文考虑在流速量级较小、增速较慢的无压隧洞段（隧洞进口流速为22 m/s）沿程布置内消能工，通过设置消能墩束窄过水断面以消杀水流能量，在保证流态相对平稳的条件下完成消能任务，减小明挖段的消能压力。

1 研究路线

本文主要通过计算流体力学软件（CFD）模拟水流流态并计算水力学参数，选择最佳消能墩体型。

阶段①：通过Flow-3D 软件［6］计算隧洞段及明挖段均无多余消能工情况下，溢洪道的流速分布。

阶段②：本阶段数值模拟分为两个步骤。首先在隧洞段前端设置单排消能墩，对不同消能墩体型的消能效果及局部流态进行对比分析，确定最优消能墩体型。后续根据消能墩流态影响范围，确定消能墩布置间距，在隧洞段等距布置最优消能墩，进行联合消能数值模拟试验。

阶段③：根据阶段②确定的隧洞段消能墩体型及间距，建立比尺为1∶80的模型进行物理模型实验，验证Flow-3D 软件的计算结果。

阶段④：针对原驼峰墩体型的问题，进一步进行体型优化。

2 初期计算成果

建立初期溢洪道数字模型，通过Flow-3D软件的计算，得出初始水力学参数如图2所示。

以挑坎出口高程为位势水头基准面，初期隧洞进口最大流速为22 m/s，隧洞出口最大流速为27.4 m/s，挑坎出口处最大流速为56.7 m/s。

3 隧洞内消能工比选

3.1 三角墩方案

3.1.1 三角墩体型设计

为验证消能墩束窄过水断面消杀水流能量的可行性，初步以三角墩为简单束窄体型，验证消能墩的可行性，并确定最佳束窄度和收缩角，为之后体型优化积累经验［7］。

三角墩通过改变L、B控制断面束窄度、收缩角，体型示意图如图3所示。坡比为B/L，断面束窄度为2B/断面宽度（15 m）。三角墩高度考虑洞顶安全富裕，设置与洞身同高，即14.2 m。三角墩设在距洞口100 m 处，左右对称布置。共采用4 种计算方案，体型尺寸如表1所示。

表1 三角墩体型参数表Tab.1 Table of triangular piers shape parameters

3.1.2 三角墩体型计算结果

通过Flow-3D 软件计算，可得4种体型下，三角墩附近水流流态如图4所示。

方案①三角墩处水流流态波动不明显，墩后水面略有起伏，影响范围较小，消能效果并不理想。提高一倍束窄度形成方案②，三角墩处水流明显向中间跃起，水流波动剧烈，对墩后水流的影响范围加大。

为进一步分析三角墩束窄幅度、收缩角对消能效果的影响，进一步增大束窄度到20%，采用1∶5 坡比和2∶5 坡比形成方案③和方案④。

方案③相较于方案②，加大了三角墩高度并减小了倾角，三角墩处壅起水流高度降低，但影响墩后水流距离更远。

方案④增大倾角后，三角墩处边壁水流壅起更高且向中心卷覆，跃起的集束水流与三角墩两侧收缩的水流汇集，冲击墩后水流。水面起伏更加剧烈，且影响范围进一步增大。

4种三角墩方案对应的隧洞出口最大流速及消能效果如表2所示。

4 种三角墩方案隧洞出口水面均无波动，断面流速分布左右对称，说明消能墩紊动影响范围未至隧洞出口。

通过4 种三角墩方案可知，消能墩对过水断面的束窄度越大，消能效果越好，过墩水流紊动越剧烈；束窄度相同时，消能墩自身的倾角越大，消能效果越好，但过墩水流壅起高度增加，过墩流态更加紊乱。

3.2 驼峰墩方案

三角墩体型过于简单，过墩水流流态不佳。为了保证水流能够更加平滑顺畅过墩并减少墩后回流，选择设计驼峰型消能墩作为优化体型。

3.2.1 驼峰墩体型设计

驼峰墩体型设计依据是溢洪道中过流流态良好的驼峰堰，将其竖立布置成消能墩，达到束窄过流断面消杀水流能量的效果。驼峰墩体型设计参照《溢洪道设计规范》（SL253-2018）的附录A.1.5中a型驼峰堰的体型参数［8］。

根据驼峰堰设计规范，堰上水头取为洞宽的一半，驼峰墩体型具体参数为Hd=7.5 m，P1=1.8 m，R1=2.5，P1=4.5 m，R2=6，P1=10.8 m，L=8，P1=14.4 m，断面束窄度为2P1/15 m=24%，具体体型见图5。驼峰墩高度考虑洞顶安全富裕，设置与洞身同高，即14.2 m。驼峰墩设在距洞口100 m处，左右对称布置。

3.2.2 驼峰墩体型计算结果

通过Flow-3D 软件计算，驼峰墩水体流态及过墩水流流态如图6所示。

相较于最优型式三角墩方案④的流态，驼峰墩边壁壅起水流高度有所降低，但向中心卷覆的趋势更加明显。驼峰墩处卷覆水流在空中交汇，与主流一起冲击墩后水流，墩后水流的起伏更加剧烈，对下游的水体的影响范围进一步增大。

隧洞出口断面流速分布呈左右对称分布，最大流速为25.4 m/s，较三角墩方案④减小了0.3 m/s，消杀4.8 m 水头当量，消能效果有所提高，水流过墩流态明显改善。

3.3 隧洞内消能工确定及优化

在相同束窄程度的情况下，驼峰墩的消能效果优于三角墩的消能效果。在达到相同消能效果的情况下，驼峰墩体型相较于三角墩方案，过墩水流壅高有所降低，跃起水量加大，且有效抑制墩后回流现象。

为保证过墩水流相对平稳，参考三角墩体型的不同束窄度的计算结果，将驼峰墩过水断面束窄10%，即驼峰墩的宽度为0.75 m。重新优化设置的驼峰墩的体型为P1=0.75 m，R1=1.875 m，R2=4.5 m，L=6 m。

为保证水流到达下一驼峰墩时达到稳态，根据单个驼峰墩墩后水流紊动长度，设置各消能墩间距为90 m。从隧洞段首部开始，90 m 等距设置8组消能墩，最后预留约100 m 的距离使隧洞出口水流平稳出流。具体布置如图7所示。

4 联合消能工数值计算

4.1 流 态

采用以流速着色的三维不透明水体展示消能墩局部流态，整体流态见图8（a）。同时关注前三组消能墩范围内的水流流态，局部流态见图8（b）。

将优化驼峰墩体型等距布置后，过墩水流有约0.5～0.8 m（约为平均水深的5.4%～8.6%）的水面壅起，没有出现两侧水流向中间壅起卷覆的不利流态。水流过墩后两侧水流没有形成空腔，边壁水流未从两侧回流。首组消能墩后存在两股沿着驼峰墩顶部切线方向的射流，在第二组消能墩前发生汇集和重分布，而后水面更加平稳。由此可知，90 m 的驼峰墩间距设置能够使得水流经过下组驼峰墩前恢复稳态，且空间利用效率较高。隧洞段沿程水面起伏不大，没有水流集束冲击或其他紊乱流态，流态十分良好。

4.2 流速分布

隧洞中剖面整体流速分布图如图9所示。

无压隧洞内流速最大值22 m/s 增长至25.9 m/s。在隧洞段中部最大流速达到峰值，而后一直保持到隧洞出口。隧洞段中部之后流速沿程无明显增长，说明驼峰墩组达到预期消能效果，有效抑制隧洞段流速增长。隧洞出口断面最大流速25.6 m/s，流速分布左右对称，说明消能墩的紊动影响没有扩散到隧洞出口，水流能够平顺出流进入明挖段。

4.3 压力分布

正压和负压采用以限定上下限的压力值着色的三维流体分别单独展示，正压显示范围为0 至117.6 kPa（即12 m 水头），负压显示范围为88.2 kPa（即-9 m 水头）至0。最不利的正压及负压范围在隧洞段的前端，隧洞段前端正压及负压分布图见图10。

正压最大值约为117.6 kPa（约12 m水头），出现位置是驼峰墩前下方，即过水断面束窄前的边壁底部。水流沿着3%的底坡，直接冲击驼峰墩的突出部位，造成墩前底部压力最大。首组消能墩墩前底部冲击压力最大，水流紊动重分布后，后续消能墩前的冲击压力逐渐减小。

最大负压值约为-88.2 kPa（即-9 m水头），主要出现在驼峰墩峰顶附近，其余位置压力均为正压。过水断面在峰顶处收缩至最窄，此处水流流速最大，水流通过峰顶后形成射流，出现脱壁现象，故在峰顶产生不利负压。

5 联合消能工物理模型实验

为验证Flow-3D 软件计算的精确性，建立比尺为1∶80 的物理模型进行实验验证。根据糙率相似比尺，溢洪道模型整体采用有机玻璃制作，模拟范围为上游水库、引渠段、控制段、扩散段、隧洞段、明挖段。隧洞段模型及驼峰墩模型如图11所示。

5.1 流 态

通过物理模型实验，可得典型过墩流态（4 号驼峰墩）及过墩后流态如图12所示。

驼峰墩对水流束窄作用明显，贴壁水流从墩前开始逐渐壅高，驼峰墩峰顶断面贴壁水流壅至最高，形成薄水翅落向下游。水翅最高处接近边墙顶部，墩后水流流态变化微弱，整体过墩流态较为平顺。

5.2 流速分布

选取隧洞段进口、各驼峰墩峰顶、隧洞段出口最为测量断面，测得流速数据如表3所示，分析整理表3中的流速数据如图13所示。

表3 物理模型实验流速数据表Tab.3 Flow velocity data sheet for physical model experiments

隧洞段最大流速逐渐增大，在6号驼峰墩峰顶达到峰值，为27.61 m/s（Flow-3D 模拟结果为25.9 m/s），之后逐渐减小，至隧洞出口最大流速为23.73 m/s。各组峰顶断面平均流速均维持在同一水平，流速沿程控制较为均匀。水流势能经各墩组沿程均匀耗散，没有转化为动能，隧洞段进口流速与出口流速基本一致。

5.3 压力分布

通过物理模型对隧洞段水流压力的测量，发现最大正压力发生位置是驼峰墩前下方，最大负压力位置是驼峰墩峰顶位置，与Flow-3D 计算结果保持一致。各驼峰墩处最大正压及最大负压测量数据如表4所示，分析整理表4中的压力数据如图14所示。

表4 各驼峰墩组最大压力表Tab.4 Maximum pressure gauge for each hump piers

最大正压位置出现在5号驼峰墩组，为15.84 m 水头（Flow-3D 模拟结果为12 m 水头）；最大负压位于1 号驼峰墩组，为-10.08水头（Flow-3D模拟结果为-9 m水头）。

5.4 空蚀空化分析

根据《溢洪道设计规范》（SL253-2018），本试验采用水工中常用的计算公式（1）计算各个驼峰墩组最不利的水流空化数。

式中：σ为水流空化数；h0为来流参考断面时均压力水头，m，采用章节6.3压力分布中各驼峰墩组最大负压；ha为建筑物所在地区的大气压力水柱，m，取ha＝10.33 m；hv为水的汽化压力水柱，m，根据平均气温7.7 ℃，取hv=0.11 m；v0为来流参考断面平均流速，m/s，采用章节6.2 流速分布中的各驼峰墩中断面平均流速。各驼峰墩组最不利空化数如表5所示。

表5 各驼峰墩组最不利空化数Tab.5 The most unfavorable cavitation number of each hump pier group

各驼峰墩组最不利空化数均小于0.3，存在发生空蚀破坏的风险。

5.5 消能效果分析

认为总水头在渐变段断面为某一常数，建立能量方程如下式：

即可得式（3）：

取α1=α2=1，则可得式（4）：

隧洞段进口和隧洞段出口的水力学数据如表6所示。

表6 隧洞段进口和出口的水力学数据表Tab.6 Hydraulics data sheet for inlet and outlet of tunnel section

计算得ΔE=19.28 m 水头，即隧洞段消杀19.28 m 水头能量。隧洞入口与出口水深、流速基本一致，满足预期消能效果。

6 驼峰墩体型优化

针对原体型驼峰墩中出现的过墩水翅、驼峰墩峰顶不利负压等问题，对驼峰墩体型贴合水流流线进行优化，如图15所示。保持L=6 m，束窄度为10%。

根据章节5.4 空蚀空化分析可知，最易发生空蚀破坏的位置是1 号驼峰墩组。优化驼峰墩体型的实验结果如图16所示。

1号驼峰墩组最大负压减小为-65.66 kPa，均匀分布在消能墩顶部断面上，且过墩水流流态平顺，有效抑制过墩水翅。结合墩中断面平均流速，计算空化数为0.34。当1.7＞σ＞0.3 时，严格控制消能墩附近不平整度，即可避免空蚀空化破坏［1］。

7 结 论

（1）初期三角墩实验方案表明，消能墩对过流断面的束窄度和消能墩自身的倾角是影响消能墩消能效果和过墩水流流态的关键因素。束窄度相同的情况下，消能墩倾角越大，消能效果越好，但过墩水流紊动及边壁水流壅高也会加剧；消能墩倾角相同的情况下，过流断面束窄度越大，消能效果越好，但水流紊动也会加剧。

（2）驼峰墩实验方案表明，在合理选择消能墩体型、束窄度以及布置间距的情况下，高流速无压隧洞内沿程布置束缩式消能工能够在保证洞内流态相对平稳的条件下完成消能任务。

（3）本文提出的驼峰墩方案消能效果良好，但还存在诸多问题，比如过墩水翅、驼峰墩峰顶不利负压，需要进行贴合水流流线进行体型优化才能应用于工程实践中。贴合水流流线优化后的驼峰型消能墩的空蚀空化及水翅问题可得到有效改善。