溢洪道消能方式的选择探讨

张 鹏

(新疆水利水电勘测设计院有限责任公司，新疆 乌鲁木齐 830000)

1 工程概况

原溢洪道布置在右岸阶地上，根据坝址区的地形和地质条件，在坝右岸利用已形成的冲沟布置进口控制段，其后接泄槽，利用天然冲沟顺至原河道。溢洪道改、扩建设计是将原溢洪道拆除扩建，增大溢洪道的规模，提高溢洪道的泄流能力，保证工程安全。溢洪道为改扩建建筑物，主要由进口引渠段、控制段、泄槽段、整治段等部分组成。设计泄量1145 m3/s，校核泄量1834 m3/s。

2 消能方式水力学计算

2.1 消能方式

溢洪道消能段地表上部土层为碎石砂土，下部土层为砂卵砾石夹杂孤石，地表土层厚度在1～4 m之间，结构松散，局部架空；下伏块状全强风化中粗粒花岗岩及黑云二长花岗岩结构。地下水埋深浅，在地下水高程以下设置消能段底板，并在强风化基岩上设置消能段基础。因强风化基岩强度低，节理裂隙不发育，抗滑稳定性良好，但抗冲刷性能差，在挑流消能方式下存在严重的冲刷破坏，不利于溢洪道抗滑稳定。下游水深浅，如果采用面流消能方式，则因下游波浪较大，衔接形式复杂难控；阶梯式消能对小流量跌落式水流有较好的消能效果，但对大流量滑移式水流消能效果一般[1]。综合以上分析，该水库枢纽溢洪道应采取底流消能方式。

2.2 消能计算

溢洪道消力池出现临界水跃后，计算跃后水深如式(1)：

(1)

式中：h2为溢洪道消力池出现临界水跃后水深，m；h1为收缩断面水深，m；Fr1为收缩断面弗劳德数；b1为水跃发生前断面宽，m；b2为水跃发生后断面宽，m。

溢洪道消力池长度计算如式(2)：

Lk=5.52(h2-h1)

(2)

式中：Lk为消力池设计长度，m。

溢洪道消力池尾部出水口水面跌落计算如式(3)[2]：

(3)

式中：ΔZ为溢洪道消力池尾部出水口水面跌落，m；Q为消能防冲洪水下泄流量，取14.8 m3/s；b为消力池宽，取4.0 m；Φ为流速系数；ht为溢洪道消力池出水口下游水深，m；γ为水跃淹没度，取1.05。

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溢洪道消力池深度计算见式(4)、式(5)、式(6)：

d=σh2-h1-ΔZ

(4)

(5)

ha=10.33-∇/900

(6)

式中：d为消力池深度，m；σ为水流空化数；h0为来水流量参考断面时均压力水头，m；v0为来水流量参考面流速均值，m/s；ha为工程区大气压力水柱，m；hv为水气化压力水柱，m；∇为工程区海拔，m。

考虑到该水库枢纽溢洪道消能防冲洪水下泄流量、消力池设计宽度等实际，将相关参数值代入式(1)～式(3)后，得出消力池长度为15.000 m，底宽4.000 m，池深为1.500 m，底板高程1983.914 m，按照钢筋混凝土结构设计，矩形断面。按照1834 m3/s的校核洪水泄流量确定溢洪道消力池边墙高度，取6.500 m。在气压力水柱取0.240 m，工程区海拔高度1983.915 m的情况下，结合式(4)～式(6)求得水流空化数均在0.3以上，故消力池出现水流空化的可能性不大。

3 物理模型试验

通过设计涵盖上游水库、引渠段、控制段、泄槽段、消能段、护坦段等在内的物理模型，对不同水位下溢洪道运行工况、消力池水力特性等展开模拟，对消力池内水流流态和消能效果进行观测，并检测消能效果，以验证消力池设计尺寸的合理性，同时比较分析传统底流消能和跌坎型底流消能水力特性及消能效果。

3.1 模型设计

按照相似性要求，通过混凝土砂浆抹面制作物理模型中的上游水库地形，引渠段及消力池出口护坦则通过水泥砂浆抹面，控制段和以后的溢洪道、消力池，则使用有机玻璃制成；下游河道按照原断面设置。整个模型按照几何比尺为1∶25的正态模型设计，要求满足重力相似准则和阻力相似要求，并在模型上游设置1座控制流量的量水堰。为保证试验结果的可靠性，必须加强模型尺寸及误差控制[3]。水工模型长度比尺λL=25，流量比尺λQ=λL2.5=3125，流速比尺λv=λL0.5=5，糙率比尺λn=λL1/6=1.72。该水库枢纽溢洪道衬砌表面糙率为0.013，有机玻璃材料表面糙率在0.008～0.010之间，满足溢洪道水工模型材料性能要求。

试验开始后，使用精度为0.1 mm的水位测针量测水位和堰上水头；通过测压管和LS-401D型直读式流速仪测量流道时均动水压强和流速；用钢板尺量测水面线。通过上游矩形薄壁量水堰控制模型流量，当流量较小时使用三角形薄壁堰量测，按照《水工模型试验规程》(SL 155—2012)展开量水堰或薄壁堰流量计算。

3.2 传统底流消能试验

在消能防冲、设计洪水及校核洪水等特征工况下，消力池内联合下泄水流均形成淹没水跃。消能防冲工况下，入池水流表现出侧向回流，并在与尾坎相距3.0 m处主流上扬，出现横轴旋流，旋滚回流与池前部水跃衔接后出现较大涌浪。因尾坎处存在较大的水面壅高，水流出现跌水，对下游河道造成冲刷，并在尾坎下游30 m范围内形成二次水跃。在其余两种工况下，池尾部出现更高涌浪和更加剧烈的水流紊动，出池后仍保持较大紊态和更为明显的二次水跃，造成下游河道严重冲刷，十分不利于水库枢纽工程水工结构的安全。

3.3 跌坎型底流消能试验

跌坎型底流消能工水流流态主要包括旋滚区、淹没射流区、冲击区和附壁射流区，具体分布见图1。根据紊动射流理论，其底流消能工淹没射流区同样符合直线扩散规律。

图1 跌坎型底流消能消力池中水流流态分布

在展开跌坎型底流消能试验的过程中，消力池跌坎深度按照6 cm、8 cm和10 cm取值，泄槽底板末端入池处高程与消力池尾坎坎顶高程保持一致。入池角按照30°和45°取值，入池流量依次取1140×103m3/s、1231×103m3/s、1635×103m3/s。跌坎型底流消能工入池水流顺利流入消力池后，在跌坎作用下，主要表现为淹没射流形态。在淹没射流区内，水流在克服消力池中水体沿程摩擦切应力后动能消散和转移，主流流速随之减缓。通过水力学试验，调整入池水流能量、入池角度、跌坎深度等参数关系，分析跌坎型底流消能工淹没射流区主流轴向时均速度最大值的衰减规律，并推求基于该衰减规律的衰减程度计算的经验公式[4]。

在入池角度取30°时，对于不同跌坎深度，跌坎型底流消能工淹没射流区主流轴向时均速度最大值衰减的试验结果见表1。根据试验结果可以看出在30°入池角度及不同跌坎深度下，随着入池能量改变，跌坎型底流消能工淹没射流区主流轴向时均速度最大值表现出一定的衰减规律。根据实测数据，进行跌坎型底流消能工淹没射流区主流轴向时均速度最大值衰减经验公式的拟合，如式(7)：

表1 淹没射流区主流轴向时均速度最大值实测结果

(7)

式中：um为淹没射流区主流轴线处流速最大值，m/s；u0为入消力池水流流速，m/s；x为主流轴向距离，m；h0为入池水深，m。

λ池角度取45°时，根据试验数据，所拟合出的跌坎型底流消能工淹没射流区主流轴向时均速度最大值衰减经验公式如式(8)：

(8)

3.4 水力特性对比

3.4.1 传统底流消能水力特性

水库枢纽溢洪道在消能防冲下泄流量取1145 m3/s，时，消力池水流空化数为0.46，消能水体相对稳定于池中部，消能效果良好，无水跃发生。当消力池下泄流量增大至1834 m3/s时，水流空化数变为0.40。传统底流消能水力特性见图2，图中h为水深，vs为水表面流速，ve为最大流速。由图2可知，当水深达到3.38 m时，消力池水面剧烈波动，水面流速增大，而临底流速减小，消力池水体稳定性和底板抗冲刷能力受到较大影响；进入消力池的水体出现“远驱式”水跃[5]，消能转移至池体后部，池后部和出水口水面壅高；出池水流表现出较大的水面跌落，消力池长度不足，消能效果较差。

图2 传统底流消能水力特性

3.4.2 跌坎型底流消能水力特性

考虑到消能水体及入消力池水流能量扩散情况，为控制和降低入池水流临底流速，应将消力池收缩水深断面向上游移动5.0 m，即移至溢0+169.177 m处，将1.0 m的垂直跌坎设置在溢0+186.177 m底板处后，消力池底板高程变为1984.682 m。消力池边墙布置、出口桩号、体型及泄槽反弧段均保持不变。在校核洪水下泄流量取1834 m3/s时，消力池水流空化数为0.43，底流消能水力特性详见图3。由图3可知，水面流速先升后降，临底流速呈减小趋势；消力池前段临底流速比底流消能低，消力池中水流充分扩散，池体后段水体稳定，取得了较好的消能效果；出水渠中水流流态改善，下游河道水流流态变得平稳，也说明消力池设计尺寸的合理性。

图3 跌坎型底流消能水力特性

4 结 论

本文分析表明，传统底流消能方式下，在消能防冲下泄流量时消能出现在消力池中部，消能水体稳定，消能效果良好，无水跃出现；但在校核洪水下泄流量时，消力池内的底流消能水流会出现“远驱式”水跃，消能位于池后部，无法形成稳定的消能水体，消力池长度不足，消能效果不良。而跌坎型底流消能方式下，因消力池底板高程的降低，水面流速先升后降，临底流速减小；消力池前段临底流速明显降低，池后部形成稳定水体，消能效果较好，水流流态改善。此外，跌坎型底流消能方式还能有效避免溢洪道消力池冲刷破坏和空蚀破坏，提升消能效率。本文所推求出的跌坎型底流消能工淹没射流区主流轴向时均速度衰减规律的经验公式计算结果较为合理，可应用于工程实际。