新集水电站泄洪消能防冲刷优化研究

王亚洲，王均星，周 招，李 双，李辉成

(武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072)

0 引 言

对于低水头、大单宽流量的泄水闸，当Fr<2.0时，在闸后形成不完整水跃，水跃长度较短，旋滚不剧烈，水跃消能效果较差。水面线呈现波状起伏不定且向下游传播较远距离，并且对下游河床造成冲刷。因此，在泄水闸闸后消力池布置辅助消能工可促使强迫水跃的形成，起到缩短消力池长度的作用。一般的消力墩距跃首越近，水流反力越大，消能效果越好，但承受的冲击力和脉动压力较大，并且由于消力墩过于靠近水跃跃首，容易使水激起，反而不利[2]。Hartung认为水流动能向紊动能转变比例与跃前佛氏数成反比。低佛氏数水流仅有一小部分转换为热能，大部分能量表现为跃后大尺度紊动[3]。艾克明等人通过对三江口水利工程的T型墩消力池的研究，证明了T型墩消能形式的合理性[4]。结合国内外研究现状，T型墩布置在消力池下部时，一次水跃消能不充分时，尾坎位于一次水跃后部，形成二次水跃，起到补充消能效果，可以改善水跃形态，对改善出池水流流态以及对下游河床防冲刷有重要意义。

1 工程概况和模型设计

新集水电站位于汉江中游，是一座以发电、航运为主工程。枢纽主要建筑物包括泄洪闸坝、主厂房和右岸船闸。具体为从左到右依次为左岸阶地土石坝坝段、泄水闸坝段、主厂房段、右岸船闸段、右岸主河床土石坝段(含非常溢洪道)。泄水闸经比较推荐采用平底闸型，建于沙砾石层上，底板厚2.5 m，上游设底宽为3 m，深为1.5 m的齿墙。泄水闸共设24孔，每孔净宽13.5 m，溢流前缘总宽324 m，闸底板高程为63.20 m，选用两孔一联的结构型式，墩中分缝，中闸墩厚3 m，边墩厚2.5 m。泄水闸下游消能进行分区设计，共分两区，12孔为一区。一区消力池池长50 m，深1.3 m。二区消力池池长30 m，深0.5 m。泄水闸平面布置图如图1。

图1 枢纽平面布置图Fig.1 Layout of drainage sluice

本次试验选取3组工况进行分析，即常遇流量5 643 m3/s，5年一遇流量11 200 m3/s，设计流量17 400 m3/s。各工况均保持在上游正常蓄水位76.23 m条件下，开启方式见工况表1，其中闸孔序号排序方法为：从1区到2区，依次为1至24号孔，具体见图2。

表1 试验工况表Tab.1 Test condition table

该模型根据水流运动相似原理设计。采用正态模型加局部动床模型，整体水工模型采用长度比尺为λ=85，其他比尺计算如表2所示。

表2 模型试验比尺Tab.2 Model test scale

原设计方案是将24孔泄水闸共分为两区，Ⅰ区泄水闸从右岸到左岸1～12孔，Ⅱ区泄水闸从右岸到左岸13～24孔。I区消力池长50 m，深1.3 m。Ⅱ区消力池池长30 m，深0.5 m。溢流闸坝下游分设消力池段、海漫段和防冲槽，并设置局部动床。海漫水平段为40.5 m，斜坡段坡度为1∶10，长35 m。防冲槽抛填块石至海漫末端高程58.3 m，要求抗冲流速大于5 m/s，水平段长23.8 m，后衔接1∶5反坡与动床衔接。局部动床范围坝下0+208.6m～0+353.6 m，模型预留4 m×4 m(长×宽)大小的冲坑，冲坑底部高程为40.8 m，试验主要模拟河床砂砾石，允许抗冲流速为2.0 m/s。根据依兹巴斯( S. V. Isbash)公式计算得河床及防冲槽冲坑散粒料粒径分别为1.0～2.0 mm和6～12 mm。

本次试验在水工整体模型试验的基础上，重点研究不同工况下泄水闸下游消力池、海漫、防冲槽的消能防冲，消力池与海漫流场分布及下游河床冲刷情况。在泄水闸下游(包括下游河床)共布置8个断面[5](1～8号)。如图2所示。

图2 模型测点布置图Fig.2 Layout of model measuring points

2 原设计方案存在的问题

2.1 消力池、海漫及动床流速分布

控制不同工况上游水位均为76.23 m，通过调度闸门改变试验工况。主流主要分布在I区消力池，因此各工况下只选取了主流分布断面上的特定测点进行计算，流速沿程分布具体见图5。在常遇工况，五年一遇工况及设计流量工况下，由于入池流速较大分别达到13.03、13.4、11.17 m/s(Ⅰ区)。出池流速分别达到8.37、8.22、6.60 m/s(Ⅰ区)。消力池段流速下降较快，海漫段及海漫斜坡段流速下降较慢。主流到达防冲槽时，各工况流速分别下降到5.08、5.70、4.26 m/s(Ⅰ区)。即流速的减小并未集中发生在消力池段，而是沿程逐渐降低。

图3 原方案底部流速沿程分布Fig.3 Velocity distribution along the bottom of the original scheme

图4 原方案水跃示意图Fig.4 Schematic diagram of the original scheme water jump

2.2 消能率研究

考虑到闸后形成了不完整水跃，海漫收缩断面处水跃能量的耗散不充分，因此主要计算一次水跃跃首(断面1-1)及海漫后斜坡(断面2-2，桩号0+120 m)处相应水力要素，以方便研究消力池内水跃的消能效率。如图4所示，其中以消力池底板(高程60.5 m)为基准面，计算各工况跃前断面能量及水流佛氏数，根据整体模型试验所测得的数据计算消能率如表3示。

表3 原计方案各工况消能率计算表Tab.3 Calculation table of energy dissipation rate in each working condition of the original scheme

计算可以得出：消力池的消能效率较低，除常遇流量工况外其余工况消能率均小于30%，通过上述分析，可以得出结论：

(1)低佛氏数水跃主流线位于河床底部，各流层之间流速梯度较小，流线皆为平滑曲线，另外观察发现气泡、旋涡量甚少。

(2)当Fr<2时，消能率不足32%，剩余能量所造成的水面波动在相当长的范围内将冲刷河床。

(3)消能率与跃前佛氏数成正比关系，佛氏数越小，消能率越低。

2.3 防冲槽与河床冲刷研究

本试验重点是研究闸下250 m范围内的河床冲刷情况，主流各断面流速较大，下泄水流进入防冲槽以后底部流速将明显偏大，证明消能效果不明显，为防冲槽之后的河床防冲带来压力；当河床底部流速大于河床抗冲流速时，会造成河床的冲刷，冲刷的剧烈程度一般由冲坑的大小和位置体现出来，由试验发现[6]，大约在冲刷3～4 h后河床会形成较稳定的冲坑，这时测量冲坑的各种参数基本上是反映真实情况的，按照冲刷试验的试验方法，测得各工况下稳定后的冲坑参数如表4所示。表中数据显示，各级流量下的冲坑范围基本在坝下0+218.67至0+248.42内，冲坑深度较大，在设计工况下，产生冲坑最远点，位于坝下坝下坝下0+248.42处，相应堆丘高程为64.35 m；在设计工况下，下游段也产生了明显的冲刷，防冲槽冲深达到12.18 m，下游河床也冲深6.25 m；在设计工况下，1区冲刷较小，2区冲刷较严重，两股水流在下游产生两个冲刷强点，造成严重冲刷。因此，消能工体型还需进一步优化[7]。

表4 各工况下游河床冲坑参数表Tab.4 Parameters of downstream riverbed punching under various working conditions

3 优化方案(T型墩+尾坎)

3.1 T型墩消能工体型设计

王均星[8]、Tiwaria[9]等均提出低佛氏数下水跃的消能效率较低，通过消力池的下泄水流并没有耗散多少能量，大部分剩余能量所造成的水面波动在相当长的范围内将冲刷河床和岸坡。为了提高消能率，在护坦上布设一些辅助消能工，如消力墩等[2]。

本次实验T型墩体型设计应先从消能角度选择其迎水面形式和阻水尺寸，再从防止空蚀破坏来选择其侧面形式和结构尺寸，参考各实际工程的T 型墩体型设计方案，尺寸形式为前墩厚：前墩高：前墩宽：尾坎高：支腿长为2∶3∶4∶5∶6[10]。海漫斜坡段坡度由原方案的1∶10改为1∶20，海漫斜坡段加长20 m，即详细设计见图5，单位均为米(m)。

图5 T型墩及尾坎设计图Fig.5 Design of T-shaped piers and tailstock

3.2 T型墩方案流速分布

通过对比修改前后河床断面的流速分布如图6，消力池内的流速变化幅度较大，一次水跃引起的流速波动效果明显。随着流量的增大发现流速沿程波动减小。河床流速值有明显降低，常遇流量工况下河床断面流速最大值5.04 m/s下降为3.86 m/s，降低幅度较大，而五年一遇流量工况由6.82 m/s下降为最大仅5.05 m/s，另外设计工况河床流速分布也有明显改善。

图6 T型墩方案一区消力池主流沿程分布Fig.6 The mainstream distribution of the stilling pond in area 1 of the T-shaped pier scheme

对比修改前后海漫位置的流速分布，发现增加T型墩和尾坎后，海漫上的流速显著增加，在海漫位置形成2次水跃。其中五年一遇工况海漫二次水跃跃前流速11 m/s，是所有工况海漫跃前最大流速，二次水跃发生在海漫水平段即混凝土护坦上面，护坦能够承受二次水跃的冲刷作用。主流经过海漫水平段二次消能和斜坡段稳流作用后，海漫末端的断面(0+120 m)最大流速降低为4.5 m/s左右，低于防冲槽部位抗冲流速5 m/s。

如图6所示主流及一区消力池左、右侧流速分布。由于左边岸坡位于二区消力池左侧，二区消力池泄水闸并没有泄水，所以二区消力池左岸边坡流速较低，不存在冲刷问题；消力池右岸是挡墙，挡墙右侧有电站尾水渠和隔流堤，而主流主要集中在一区消力池中部，因此重点研究主流对消能建筑物的影响。具体断面如图7(断面1-1位于一次水跃跃首；断面2-2靠近海漫末端，桩号0+120 m；断面3-3位于海漫水平段二次水跃跃首)。

图7 T型墩方案水跃示意图Fig.7 Schematic diagram of hydraulic jump of T-pier scheme

3.3 T型墩方案消能率研究

为了更能反映出增加T型墩的消力池消能率随流量大小变化的规律，因此增加两个试验工况A=3 571 m3/s，B=8 789 m3/s。设水流经消力池消耗的总能量为ΔE,其中1-1断面和3-3断面消耗的能量为ΔE1,3-3断面至2-2断面消耗的能量为ΔE2。首先分别对1-1断面、2-2断面、3-3断面建立能量方程：

(1)

(2)

由以上公式计算，得到消能率计算对比情况表5。

表5 消能率计算对比情况表Table.5 Calculation and comparison of energy dissipation rate

通过试验由表5可知消力池消能率随流量增大而减小，在各工况下，T型墩方案相对原方案消能率有明显提高，说明T型墩加尾坎消能工对于大单宽流量集中敞泄情况的消能有明显效果。

3.4 消力池流态优化研究

从表6的试验数据中可以看出，由于一区消力池的末端位置为L0+78.40，所以以上各工况水跃均能够发生在消力池范围内，水跃发生的位置基本一致，随着流量的增加，水跃整体有向上游推移的趋势。在常遇流量工况下，2孔和4孔下游堰流产生的水跃跃长较长，对下游的冲刷破坏作用较大，通过冲坑试验也可以得出此结论，但跃长仍控制在了消力池的范围内。因此，消力池的池长设计是合理的，原方案池深计算值大于设计值，说明实际的出闸水力要素和理论上有所出入，优化后计算值则符合要求。

表6 各工况下的消力池情况对比计算表Tab.6 Comparison calculation table of different working conditions

通过比较原方案与优化方案，根据表7发现修改模型水跃淹没系数均大于1，优化方案各工况均形成淹没水跃，说明池深满足要求；而通过计算消力池池长比较发现修改方案池长相比原方案减小30%左右，进一步修改可大幅减少开支。另外，水跃淹没度普遍较大而导致消力池内水跃消能无法达到最佳值，因此在海漫上需产生2次水跃将进一步消刹水能，表7将列出2次水跃发生在海漫上的部分水力参数：由表7可以看出，除常遇流量和设计流量工况，其余工况均为集中开启闸门的情况，在海漫上形成2次水水跃时，水垫较薄，A工况仅3.4 m，而流速均较大，都达到10 m/s以上，对海漫冲击较大，但2次水跃本身属于良好的淹没水跃，消能效果较好；水跃跃前位置大致都发生在海漫平段末端，此处距海漫末端为35 m，各工况下最大自由跃长为五年一遇工况下的16.56 m，仍远小于35 m，因此认为海漫末段已停止水跃紊动，下游流态稳定。

3.5 防冲刷优化研究

原方案试验条件下，常遇流量工况的上游流态平稳，流速较低，仅在两个边闸孔位置产生局部的横向流速，左侧边孔的闸墩内侧由于横向流速的影响，产生逆时针的立轴漩涡，而右侧边孔由于隔流堤和右侧导水墙的横向阻挡作用，横向流效果不明显，仅受到闸墩的侧收缩影响，过流较好。如图8(a)所示，五年一遇工况下，原方案消力池池中产生稍带淹没的水跃，但由于闸孔调度性能差，下泄水流单宽流量大，出池水流仍为急流，在海漫末端形成2级波浪，水流携带余能仍对下游造成不利影响。如图8(b)所示T型墩方案末端水流扩散情况良好，两侧回流不明显，一次水跃为良好的淹没水跃，一次水跃距离闸室出口8 m处，对泄流影响较弱；二次水跃在消力坎后25 m左右，水跃类型是稍许淹没，并且消能衔接良好，有效减轻对海漫冲刷。

表7 流态优化后各工况海漫水力学计算表Tab.7 Hydraulic calculation table under various working conditions after flow state optimization

图8 一区消力池流态对比图Fig.8 Flow pattern comparison of the silt pond in area 1

如图8(c)所示，设计流量工况下，原方案1区产生明显淹没水跃，由于下游尾水抬高，能量主要集中在表面，下游河床冲刷小，而2区水流出池水流经消力池作用，能量并没有明显消减，波动能沿水流方向传播到下游，水垫较薄，旋滚幅度较大，形成冲击波流态，对下游有明显冲刷。优化后如图8(d)所示，设计流量工况由于下游水位较高，虽形成和集中开启时相类似流态，但在海漫上水垫较厚，对海漫冲刷程度小，下游水位抬高后，河床抗冲能力也加强，因此下游受冲能力良好。而在消力池内由于墩坎作用，淹没度加大，上下游水位差减小，水流势能下降，已不具备形成水跃的能力，仅有少数漩涡经水浪涌动至下游表面，不会对河床底造成冲刷影响。

试验发现，在冲刷3～4 h后河床会形成较稳定的冲坑，优化后冲坑形态如图9所示。原方案及优化后各工况冲刷情况如表8所示，原方案五年一遇流量工况下冲槽和河床冲深最深分别达到12.18 m和6.25 m，冲距最远，最低点位于坝轴线下游229 m处，为最不利工况，经过T型墩方案优化后，防冲槽与河床冲坑最大深度分别降低到2.53 m和3.82 m。设计流量工况下，防冲槽与河床最大冲深由原方案的8.06 m和8.33 m降低到2.11和2.46 m，进一步说明优化方案对减轻下游河床冲坑深度有很大的作用。在五年一遇流量工况和设计流量工况下，模型优化后河床最低点位置较原方案提前，即距离防冲槽最低点位置提前40 m左右，河床淤积高程下降了3 m左右，河床整体冲刷淤积情况得到改善。在增加河道行洪能力的同时改善了下游航道条件，对模型整体流态具有重要意义。

4 结 论

本文通过水工模型试验，结合水利枢纽工程的实际情况，针对T型墩消能的水力学特性做了一些研究，现将试验研究主要结论归纳如下：

(1)试验结果表明，在原方案设计条件下，闸下产生临界水跃，随着流量增大，消力池的消能效果降低，海漫和下游河冲刷严重，下游冲刷减小，且消能率均小于30%，因此需要通过一定措施来提高消力池的消能率。

图9 T型墩方案冲坑样图Fig.9 Pit sample drawing of T-shaped pier scheme

工 况设计方案防冲槽最低点高程冲坑深度/m最低点位置/m河床最低点高程冲坑深度/m最低点位置/m最大堆丘高程常遇流量原方案58.951.10+16260.781.020+22761.9T型墩方案56.491.810+14360.910.890+17864.4五年一遇原方案49.0112.180+16755.556.250+22964.3T型墩方案55.772.530+14657.983.820+18661.6设计流量原方案50.248.060+15253.478.330+24864.4T型墩方案56.192.110+13759.342.460+18260.2

(2)T型墩和尾坎有良好的壅水作用，保证消力池内产生淹没水跃，并在海漫上形成二次水跃进一步消减余能，整个消能段的消能率有大幅提高，满足消能要求，在大单宽流量集中下泄时，随流量增加，消力池的消能效果降低，海漫上二次水跃消能效果增强。

(3)T型墩方案海漫上已发生二次水跃的整个过程，剧烈掺混现象没有波及下游，其中设计流量工况下冲坑深度降低至2.46 m，当流量增大时，下游冲刷情相比原方案有很大改善。

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