沙河水库溢洪道挑流鼻坎体型优化及下游消能防冲研究

何志亚，冷月华，杨 磊，李修妍，刘文超

（1.云南省红河州水利水电勘察设计研究院，云南蒙自 661100；2.水资源与水电工程科学国家重点实验室（武汉大学），武汉 430072）

0 概 述

泄洪消能防冲一直是溢洪道的研究重点。许多水利工程结合工程实际，巧用挑流消能方式，凭借泄水建筑物尾部挑流鼻坎，将挑射水流在空中的扩散、紊动和掺气作用最大化，再依靠下游河床冲刷坑，水垫对水流的缓冲作用，达到泄洪消能的目的［1］。

张守磊等［2］运用水力计算方法，通过研究斜切挑坎工程实例，指出切角是影响水舌形态的关键因素，并得到了水舌的轨迹方程，与实测数据相比相对误差仅为7.45%。李书芳等［3］从势流入手，观察挑坎出口位置流速分布规律，拟合出的出射水流上下缘流速公式，内外缘挑距计算值与模型试验和原型观测资料吻合良好。吴鹏［4］以差动式挑流为例，结合理论分析和模型试验，深入研究其挑流消能机理，成功将空气阻力和浮力对挑距的影响渗透入差动鼻坎挑流距离与冲坑深度计算公式之中，符合工程实际情况。余挺等［5］调整泄洪洞出口挑坎位置和体型，对比研究挑流水舌水力特性以及下游河道冲淤情况，设计出一种新型椭圆型挑流鼻坎。试验证明该挑坎下水流特性与下游冲刷淤积情况均比较理想。成永华等［6］优化挑流鼻坎挑角、反弧半径等体型参数设计，改善挑流形态，解决挑距过短，水舌空中消能不充分，冲坑尺寸大等问题。

重庆市武隆县沙河水库下游河谷狭窄，弯曲角度大，泄洪消能区存在崩塌体，河道地形地质条件复杂。受挑流水舌后水面漩滚冲击波以及逐渐形成的冲坑影响，左岸坡的崩塌体可能发生垮塌。若大量山体滑坡至主河床，堰塞河道，将带来极大的工程安全隐患及水库调度运行难题。论文对溢洪道末端挑流鼻坎体型优化进行了相应的数值模拟和物理模型试验研究，以期能够实现下游水舌挑距落点优化，保护左岸崩塌体，减少下游河床冲刷的目的。

1 工程概况

重庆市武隆县沙河水库是一座以城乡供水为主，兼有农田灌溉功能的中型水利工程。正常蓄水位为412.00 m，校核洪水位为414.34 m，总库容1 064.9万m3，最大坝高77.0 m。

沙河水库岸边溢洪道采用有闸控制开敞式型式，布置于大坝右岸。初设方案下溢洪道全长313.73 m，其中进水渠长82.74 m，底部高程398.0 m。控制段表孔孔口尺寸10.0 m×10.0 m（宽×高），堰顶高程402.0 m，堰面采用WES 曲线，设弧形工作门。控制段顺河向长度为33.00 m。泄槽段长176.08 m，断面为矩形，净宽10 m，泄槽边墙高6.0 m，泄槽底板坡比为1∶4.4。出口消能采用挑流鼻坎消能，挑流鼻坎水平长度21.92 m，反弧半径R＝30 m，反弧底高程347.19 m，出口顶高程350.00 m，中心夹角40.9°，挑角25°，过水断面采用10 m 等宽矩形断面。溢洪道纵剖面示意图如图1所示，平面布置示意图如图2所示。

2 初设模型试验成果

2.1 模型制作

水工模型制作遵循《水工（常规）模型试验规程［SL155-2012］》［7］。模型制作范围选定溢洪道控制段以上约100 m，挑流鼻坎以下河道约400 m。模型采用正态模型，几何比尺1∶40。

为确保蜂桶岩堆积体安全，设计单位对蜂桶岩崩塌体前缘布置了钢筋混凝土面板护坡与钢丝石笼压脚相结合的防护方案。

模型试验中下游测试断面如图3所示。断面桩号与溢洪道桩号保持一致。

试验工况按照消能防冲建筑物的消能防冲设计洪水标准和校核洪水标准来设计，各工况的参数见表1。

表1 试验工况表

2.2 模型试验成果

初设方案消能防冲工况下溢洪道内无不利流态，边墙高度满足要求；挑流鼻坎段出口处流速最大值为29.73 m/s 左右；沿程压力分布满足《溢洪道设计规范》（SL253-2018）［8］要求。挑流水舌基本位于溢洪道挑流鼻坎出口下游90 m范围内。

经历完整洪水过程后，下游河床的冲刷数据如表2所示。

表2 初设方案下游左侧护岸坡脚冲刷试验成果表m

下游河床及左岸崩塌体处冲刷地形如图4所示。

由于崩塌体护岸工程的施工，导致下游主河道过水宽度略微缩窄，下游水位略有壅高，挑流冲坑均位于挑坎出口下游123 m 附近，河床冲坑深度约13.20～16.48 m。校核水位下冲坑最低点高程323.52 m，接近基岩顶面。各种特征水位下，前缘护岸坡脚处（桩号Y0+280.67 m）冲坑深度均超过6.0 m，校核水位下该处护岸坡脚以下冲刷深度达到了10.48 m。从崩塌体前缘桩号Y0+294.22 m 断面开始，护岸坡脚处冲刷逐渐由冲刷转为淤积形态。需结合下一步挑流鼻坎优化后的水流及冲刷状态，对桩号Y0+236.67～Y0+294.22 m 断面间的坡脚进行进一步优化加固处理。

3 挑流鼻坎体型优化数值模拟

3.1 模型建立与网格划分

数值模型采用紊流模型中的标准k -ε模型，自由液面追踪采用VOF 法［9］，采用有限体积法进行离散，速度与压力耦合采用PISO算法处理。

模拟区域采用混合网格进行划分。进水渠段采用非结构化网格，网格间距是0.8 m；控制段、泄槽段、挑坎段以及坎后范围均采用结构化网格划分，网格间距为0.5 m。模型共有网格数2009864。网格划分详见图5。

数模模拟主要针对消能防冲建筑物设计洪水工况，上下游水位分别为412.00 m 和343.27 m，整体计算区域底部均采用无滑移壁面边界（Wall）；上方设置压强边界，取压强P=0。

3.2 数值模拟方案

根据理论计算得出的挑距随挑角的变化规律，选取合适挑角以使水舌在空中加大纵向拉伸程度，进行充分掺气消能，同时适当减小内外缘挑距，拉近水舌入水点。初步拟定的3 个优化方案，见表3。

表3 挑流鼻坎体型优化方案

数值模拟方案主要以消能防冲建筑物设计洪水位进行模拟。

3.3 数值模拟可靠性验证

初设方案消能防冲建筑物设计洪水位下，模型模拟区域流态良好，且与物理模型流态有着极高吻合度，数模计算可靠。

拟定水气比1∶1，即水的体积分数为50%的提取面作为数值模型的自由水面，所测水深与物理模型进行对比，数据误差最大值7.28%发生在挑坎段（桩号Y0+143.95 m）。流速的数模计算值和物模试验值最大误差5.86%发生在进水渠段（桩号Y0-020.00 m），泄槽段与挑坎段临底流速吻合良好，整体误差均满足精度要求。具体数值比对见表4。

表4 典型断面数模与物模试验水深及临底流速对比表

3.4 数值模拟成果及分析

3.4.1 水力特性分析

各体型优化方案典型断面流速及临底压强分布如表5所示。

表5 挑流鼻坎各体型优化方案典型断面流速及压强

总体来说，各优化方案下溢洪道及挑坎段流态良好，挑坎段内无负压产生。

3.4.2 挑流水舌分析

各体型优化方案挑流水舌参数见表6，挑流水舌流态图见图7。

表6 各优化工况挑流水舌参数表m

优化方案一挑坎出口挑角偏小，水流并没有完全挑起，入水后容易形成较大的涌浪，直接冲刷护岸前缘，引起较大部分崩塌体表面碎石土淘刷，增加崩塌体护岸工程量，增大崩塌体不稳定因素。

优化方案三挑流水舌特性与挑流水优化方案一相反，水舌被高高挑起，远入水点达106.18 m，近入水点达95.73 m，更加靠近下游左岸坡崩塌体。挑流水舌后水面漩滚冲击波以及逐渐形成的冲坑会使左岸坡崩塌体大部分垮塌，大量山体滑坡至主河床堰塞河道，因此该方案不可取。

优化方案二挑高虽较初设方案略有降低，但与下游水面留有合适的高差，入水后不致形成较大涌浪冲刷下游河床。近入水点与挑坎出口相距66.18 m，距离适宜，水流回流作用并不会危及大坝坡脚结构安全；远入水点距挑坎出口81.28 m，与初设方案相比缩短约10 m，与下游左岸坡崩塌体能保持一定安全距离。

综合考虑流态、流速、压强分布特性，将优化方案二作为挑坎优化推荐方案进行物理模型试验验证。

4 推荐方案物理模型试验

挑流鼻坎推荐体型如下：保留连续挑坎形式，起始段断面桩号为Y0+133.00 m，出口桩号为Y0+156.82 m。反弧段半径为33.84 m，宽度为10 m，出口挑角为19.42°，高程为346.65 m。按照消能防冲设计洪水标准和校核洪水标准试验工况，进行物理模型试验。

4.1 下游流态

水流被挑起后以一定弧度冲入下游河床水面，入水后形成较大的涌浪，冲向护岸前缘偏下游侧。涌浪在护岸前缘、王家沟沟口继续向上爬升，其最高水位在350.00～350.80 m 之间变化。水流在此分为两部分，一部分沿“王家沟”沟口向上游回流，在挑流水舌近入水点和左岸之间形成宽约20 m 的回流区。另一部分则沿着崩塌体护岸，贴坡高速流向下游。由于挑流水舌入水点靠近右岸（距右岸岸坡约10 m），因此河床右岸岸坡处均为主流。在桩号Y0+326.50 m 断面后的主河道最窄处，由于该断面地形偏向左岸，导致河床冲坑内的覆盖层被冲刷后大量淤积在此。再往下游水流逐渐平顺，水面波动不大。挑距最远入水点大都位于挑坎出口下游80～88 m 范围内。各特征水位溢洪道下游河道流态如图8所示。

4.2 挑流水舌及下游冲刷

各特征水位下挑流水舌典型参数的测试数据如表7所示。

表7 挑流鼻坎推荐体型方案挑流水舌主要参数表

模型试验中经历完整洪水过程后，下游河床典型断面的冲刷情况如表8所示。

表8 挑流鼻坎推荐体型方案下游河床典型断面冲刷试验成果表

下游河床冲刷地形如图9所示。

相比初设方案，挑流鼻坎推荐体型方案能缩短水舌最远入水点约11 m，河床冲刷最深点也从前缘坡脚变为右岸坡脚，远离了崩塌体。Y0+280.67 m 断面冲深明显减小（消能防冲水位工况下冲深从6.20 m 减小为1.88 m，校核水位工况下冲深从10.48 m减小为5.68 m），优化效果明显。

4.3 下游防冲措施优化

前述模型试验中，并没有对崩塌体护岸下的坡脚进行保护。虽说挑流鼻坎推荐体型方案下坡脚冲刷有所减轻，但“王家沟沟口”及上游断面左岸坡脚冲深仍较大，仍需采取防护措施。试验中经过多次尝试和比较，最终确定的下游防冲保护方案如下：“王家沟”沟口上游侧30 m，铺设高1.5 m 宽5.0 m 的石笼；沟口向崩塌体前缘桩号Y0+294.22 m 断面20 m 和Y0+294.22 m 断面向下4 m 范围内，铺设高1.5 m 宽3.0 m 的石笼；再往下游9 m 铺设高1.5 m，宽2.0 m 范围的石笼；模型中将石笼每4 个联成1 串，以增加其抗冲能力。模型中所铺设的压脚石笼如图10所示。

试验成果如表9所示，成果表明：沟口及崩塌体前缘护岸坡脚处及典型断面的冲刷深度和未压脚相比大大减轻，说明推荐石笼压脚布置对崩塌体护岸坡脚有较好的保护作用。

5 结 论

本文结合Fluent 软件数值模拟计算以及物理模型试验，针对初设方案的不足，提出并验证了挑流鼻坎体型优化方案，同时对下游崩塌体坡脚防护设计提供了依据。论文主要成果如下：

（1）利用fluent 软件对拟定的挑流鼻坎优化方案进行数值模拟，结果表明：挑流鼻坎反弧段半径33.84 m，出口挑角19.42°方案下，挑流水舌近入水点距离适宜，水流回流作用并不会危及大坝坡脚结构安全；远入水点距挑坎出口81.28 m，与下游左岸坡崩塌体保持一定安全距离。可作为挑流鼻坎体型推荐方案。

（2）挑流鼻坎推荐方案物理模型试验表明：推荐方案能够缩短水舌入水点，使河床冲坑位置远离崩塌体；崩塌体前缘冲刷程度大大减缓，优化效果显著。

（3）模型试验经过多次尝试和比较，提出了下游崩塌体坡脚的防冲保护方案。□