胡甫圣，李 琳

(新疆农业大学 水利与土木工程学院， 乌鲁木齐 830052)

溢洪道是水利枢纽工程中一种重要的泄水建筑物，而溢洪道的布置形式多种多样[1]。在工程实践中，为了节省工程造价，常要求建筑物的泄水宽度小于原水库宽，这样就使泄出的水流集中，单宽流量增大，水流速度也很大，一般为急流，而下游泄槽中的水流一般多为缓流。且下游泄槽宽度一般小于上游泄水宽度。它们之间的过渡段多采用收缩段，收缩段是明流泄水道常用于连接上、下两种不同宽度的衔接形式，当收缩段的收缩角小于6°，可以不考虑冲击波的影响，但当收缩角大于6°必须考虑冲击波的影响。在急流下泄时，由于急流具有很大的惯性，在收缩段当水流遇到边墙转向的阻碍时，对边墙产生冲击作用。同时边墙也对水流产生反力，迫使水流沿边墙转向，而引起水流发生动量变化，并且出现水面部分抬高，边界的改变对急流产生扰动，这种扰动是以波的方式在渠道内传播，即为急流冲击波[2]。冲击波在平面上便形成一条划分扰动区域的斜线，称为绕动线或者称波峰。急流冲击波会造成单宽流量分布不均匀，收缩段边墙向水流内侧转折时，冲击波会使局部水深增加，边墙需要加高，增加工程造价；如果波动传至下游消能部分，由于部分水流集中，增加消能困难；冲击波处过水断面上流速和压力分布不均，并派生脉动，有可能损坏底板衬砌[3]。

白杨河水库是一座以农业灌溉和工业供水为主、兼顾防洪的具有综合开发任务的Ⅳ等小(1)型水利枢纽工程，主要建筑物级别4 级，次要建筑物及临时建筑物级别5 级。工程由大坝、导流放水冲沙涵洞、溢洪道等建筑物组成。水库总库容998.0 万m3，水库兴利库容810 万m3，死库容75 万m3，死水位1 301.38 m，正常蓄水位1 328.90 m，设计洪水位1 330.10 m，校核洪水位1 330.99 m，该水库设置正槽开敞式溢洪道，溢洪道为无闸控制开敞自由泄流式，堰顶高程与正常蓄水位相同，为1 328.90 m，设计和校核洪水位时对应的下泄流量分别为79.0 m3/s和212.2 m3/s，溢洪道由进口段、控制段、前段泄槽段、中部消能段、消能后渠道段、泄槽段、尾部消能段、与河床连接段组成，总长度为309.7 m。其中进口引渠段长38.53 m，控制段长17.0 m，第一段泄槽长64.472 m，中部消力池长36.528 m，消力池后缓坡渠道长63.0 m，渠道后接泄槽，长40.44 m，泄槽后接尾部消力池，长31.833 m，消力池后接河床连接段，长18.0 m。溢洪道进口底板高程1 326.9 m，末点与河床连接段高程为1 279.262 m。其中溢洪道WES堰净宽27 m，收缩段自0+017.00断面开始，至0+057.00断面结束，泄槽宽度由28 m收缩至10 m，收缩角为12.68°，如图1所示。由于收缩段收缩角12.68°大于6°，根据设计规范[4]对于收缩角较大的收缩段，应进行急流冲击波验算，此时收缩段内的冲击波影响必须考虑。由于急流冲击波是典型的三维高速流动，而前人冲击波的理论研究[5-7]是假定水流的竖向分速忽略不计，沿铅垂线上各点的压强按静水压强分布考虑; 摩擦阻力可以忽略不计，冲击波的波头为零，在这些假定基础上，从理论上无法正确预测急流冲击波的波后流速和波后水深，溢洪道收缩段及其下游的水流流态和流速需要通过水工模型试验对其设计方案进行验证，为设计提供参考。

1-a 平面图 1-b 纵剖图图1 溢洪道收缩段布置图Fig.1 Arrangement of contraction of spillway

比尺名称几何比尺糙率比尺时间比尺流速比尺流量比尺符号λlλrλTλvλQ比尺大小301．7635．4775．4774929．5

1 模型设计及试验工况

模型采用正态模型，按重力相似准则设计[8-9]。根据试验场地大小、试验任务要求和供水条件，模型几何比尺确定为1:30，其他各项比尺见表1。

溢洪道引渠段、控制段、陡槽段、消能段均采用有机玻璃制作，并具有拆卸功能，便于观察水流流态 ，能够满足修改模型和优化设计的要求。有机玻璃的糙率为0.008～0.009，换算成原型为0.014～0.016，与混凝土糙率十分接近，可以满足相似要求[7]。

表2 模型试验工况Tab.2 Model test conditions

模型模拟长度为390 m，其中坝上游库区段100 m，坝下游段290 m，上游库区模拟至库区底部，深度为60 m。模型由上游水库供水，物理模型堰前设置较长的引水渠以平顺水流确保水库进入模型的水流平稳，通过控制上游水库中的水位高程来控制模型流量。模型流量量测系统由上游量水堰(水库首部)和下游量水堰组成，入库流量由上游量水堰量测，溢洪道过流量由下游量水堰量测，溢洪道各部位水流的流速用毕托管测量，压强用测压管测量。设计方案的试验工况见表2。最后实测在设计洪水位时，下泄流量为87 m3/s，校核洪水位时，下泄流量为207 m3/s。

2 急流收缩段方案优化

2.1 原设计方案试验

原设计方案收缩段及其上下游布置见图1。库水位为设计洪水位时泄流满足要求，而校核洪水位时溢洪道泄流不能满足安全泄流要求，其泄流流态和水面线分别见图2。试验结果表明实用堰的泄流能力不足，应增加堰宽提高其泄流能力。无论是在设计洪水还是校核洪水工况下，由于堰后收缩段内为急流，边墙向水流内侧偏转，出现了扰动线以下区域水面壅高的现象，即产生冲击波，冲击波恶化了收缩段和下游泄水道的流态。收缩段内折冲水流在反弧段(桩号0+047.0～0+064.5)中轴线处碰撞壅高，两侧边墙处水深相对较小，形成了中间高两边低的水流形态，折冲水流碰撞壅高的水流挑射到下游泄槽段，形成飞溅的水翅对下游流态产生了很严重的影响，在收缩段末端，折冲水流的碰撞壅高高度随着泄流量的增大而增高。校核洪水时，水流速度较大，水流的佛汝德数Fr较大，收缩段边墙转折处的水深随着Fr的增加而加深[7]，产生的冲击波更加明显，水流最大壅高与边墙同高，不断有水流溅出边墙外。从图2可以看出，从收缩段开始由于渠道宽度变小及冲击波的影响，水深逐渐增大，校核洪水时收缩段内的水深自1.032 m增加到最大值1.697 m(位于0+49.792)，随后中轴线处水深开始减小，进入反弧段后成贴壁流，边墙处的水流在0+49.792折冲交汇壅高形成水翅，水流开始抛射出去，在收缩段下游的反弧段0+59.866处开始抛射水流高出边墙，并有水流溅出，故原设计方案边墙高度不满足泄流要求。

2-a 校核洪水泄洪流态 2-b 校核洪水水面线图2 原设计方案校核洪水流态及水面线Fig.2 Flow state and water line of check discharge in original design scheme

2.2 修改方案1试验

为了解决原设计方案实用堰过流能力不足及收缩段急流收缩产生冲击波造成的影响，对原设计方案进行修改：增加WES堰泄流净宽度至32 m，控制段总宽度由28 m增加至33 m，其他尺寸保持不变；将收缩段加长，收缩段仍由0+017.00断面开始，延长至0+065.40断面结束，泄槽宽度由33 m收缩至10 m，收缩角为13.35°修改方案1如图3所示。

校核洪水时溢洪道泄流流态和水面线如图4所示。试验结果表明，堰宽增加后设计洪水位和校核洪水位下溢洪道泄流量满足泄流要求。溢洪道宣泄设计洪水和校核洪水时收缩段内冲击波依然很明显。与原设计方案相比由于收缩段始端宽度增加，相比于原设计方案同一断面收缩段水深减小，边墙区与中轴线处的水深差值减小，水流较平顺地沿底板泄流。在设计泄流量时，与原方案相比，修改方案1中收缩段的最大水深低于原设计方案最大水深。由于修改方案1收缩角增大，水流佛汝德数减小，根据刘韩生改进简化式[6]计算得冲击波的波角随之增大，折冲水流交汇点向下游移动，交汇后飞溅的水流没有超出边墙，此时边墙高度满足要求。同理在校核流量时，由于流量增大，佛汝德数增大，相较于设计洪水，校核洪水折冲水流交汇点位置向上游移动，在0+056.200处交汇碰撞壅高水深为1.1 m，在惯性力和离心力共同作用下反弧段(桩号0+057.900～0+070.500)不断有水溅起，并且折冲产生的水翅影响到下游，在下游飞溅的水流有部分超出边墙。修改方案1解决了设计方案中泄流能力不满足要求的问题，但水流冲击波和水翅对泄流的影响仍然较显著，必须采取一定的措施来降低水流冲击波和水翅的影响。

图3 修改方案1布置图Fig．3Thearrangementofmodifiedscheme14-a校核洪水泄洪流态 4-b校核洪水水面线图4 修改方案1校核洪水流态及水面线Fig．4Flowstateandwaterlineofcheckdischargeinmodifiedscheme1

在收缩段内共布置11个典型断面，每个断面上布置了左、中、右三条测线，每条测线上布置了三个测点。用距离底板三分之一水深处的测点流速均值代表该断面测线的平均流速。设计洪水和校核洪水时收缩段平均流速如图7所示。从图中可以看出，由于沿程高程的降低，流速随之增大。在桩号0+056.200处，由于折冲水流开始在此处碰撞壅高，使水流内部结构发生急剧变化，流速分布改变，造成水流质点之间摩擦和碰撞加剧，速度下降。

综上所述，修改方案1解决了溢洪道过流量不足的问题；收缩段内流态较原设计方案有所改善，但是在校核流量泄流过程中反弧段依然有折冲水流交汇产生的水花溅出，边墙高度不能满足泄流要求。

2.3 修改方案2试验

在修改方案1的基础上，通过多组次、不同孔板孔径和孔间距的泄流实验，优选出最佳的布置方式即修改方案2，在堰后收缩段内自桩号0+027.837起始设置一小于溢洪道底板坡度的正坡对称多边形孔板，孔板上均匀布置一定孔径的圆孔，孔板始端为锐缘型，与溢洪道底板直接相连。孔板末端底部设置一定高度的支撑墩体，使孔板顶面形成一定坡度，孔板尺寸和具体布置见图5。

5-a 孔板纵剖面 5-b 孔板平面图5 修改方案2布置图Fig.5 The arrangement of modified scheme 2

6-a 校核洪水泄洪流态 6-b 校核洪水水面线图6 修改方案2校核洪水流态及水面线Fig.6 Flow state and water line of check discharge in modified scheme 2

7-a设计流量时收缩段沿程流速对比7-b校核流量时收缩段沿程流速对比图7 修改方案1、2收缩段典型断面平均流速Fig．7Averagevelocityofcontractionsectionfortypicalplaninmodifiedschemes

由于控制段保持不变，故修改方案2溢洪道泄流能力与修改方案1相同。校核洪水时溢洪道泄流流态和水面线如图6所示。校核洪水工况下，堰后急流收缩段和反弧段泄洪流态明显改善。折冲水流交汇点与修改方案1相比较向下游移动至阶梯段，交汇后中轴线处的水翅高度明显小于原设计方案，这主要是因为原设计方案中水流折冲碰撞点恰好位于反弧段，离心力作用明显，水花不断溅出边墙。修改方案2收缩段水流交汇点移至阶梯段，加之阶梯段糙率较大，水深明显大于反弧段，水流折冲交汇后边墙处和中轴线处水深相差不大，原设计方案中校核洪水时反弧段边墙处水深仅为15 cm、中轴线处水深达到3.8 m，远大于边墙处水深，水深相差很大，而在加孔板方案中，反弧段边墙处水深增加至1.5 m，中轴线处水深基本与其同高。同时由于孔板顶面坡度小于泄槽底板坡度，因此收缩段内各横断面上水深增加，流速有所减小，减小折冲水流初始动能。修改方案2与修改方案1在设计流量和校核流量时收缩段典型断面平均流速对比如图7。从图中可以看出，设计和校核流量下修改方案2中收缩段及其下游泄槽内的流速明显小于修改方案1。这是因为孔板段糙率增大坡度减缓使泄槽水深增加，流速减小，孔板段结束后进入泄槽段，由于惯性作用，孔板对水流的影响维持一定距离，使孔板下游一定距离内流速继续减小。

试验结果表明与修改方案1相比修改方案2可更有效地削减急流冲击波及水翅对泄流的影响。由文献10可知折冲波产生的水翅长度和水翅高度与上游库水位、水面下凹深度、水流对冲长度有关，水翅长度随水流对冲长度和水面下凹深度增加而增加，水翅高度随水流对冲长度和水面下凹深度的增加而增加[10]；当收缩段内增加孔板后，中轴线处水深增加、边墙与中轴线处的水深差减小，流速减小，水流对冲减弱，水流对冲长度减小，因此，修改方案2产生的水翅长度和高度减小。对冲点的位置与波角、收缩段收缩角、波前傅汝德数、渠道的宽有关，根据石教豪水流正冲击波的生产机理推导的公式[11]可以得出相对波高增加，波角减小，对冲点后移，对冲点从修改方案1的0+056.200处向后移动到修改方案2的阶梯段，作用于水体的离心惯性力减小，也使折冲水流交汇产生的水翅长度和高度减弱。

3 结论

原设计方案试验结果表明，溢洪道控制段宽度偏小，实际泄流能力不能满足设计要求；在校核流量时，收缩段内会产生较严重的冲击波，水流漫溢边墙，不能满足水库溢洪道安全泄流的要求。修改方案1增加了控制段宽度使溢洪道泄流量满足安全泄流要求，折冲水流引起的水翅高度有所减小。修改方案2在修改方案1的基础上，在溢洪道堰后或闸后收缩段内特定位置设置一小于溢洪道底板坡度的正坡对称多边形孔板，与溢洪道底板直接相连。试验结果表明：在收缩段底板上布置孔板，急流收缩段内泄洪流态明显改善，折冲水流产生的水翅进一步减小，原设计方案收缩段及其下游段边墙高度满足要求，布置的孔板减小了收缩段中轴线及其附近区域的坡度，增加了水深，减小了断面的水深差。从一定程度上减轻了冲击波对下游流态的影响，同时减小了水流的流速，折冲水流形成的水翅高度和长度都减小。收缩段底板上布置正坡多边形孔板是解决急流收缩段内冲击波和水翅影响的一种新型措施，其布置方式可为其他同类工程提供参考。

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