胡顺志，唐振华，姜 军

(中水东北勘测设计研究有限责任公司，吉林 长春 130021)

珠江流域红水河上某枢纽工程泄水低孔采用胸墙式泄水闸，闸孔净宽9m，共24孔，采用宽顶堰，堰顶高程22.00m，孔高18m，上游设双胸墙，胸墙最低点高程为40.00m；宽顶堰为了与消力池水流平顺衔接，堰体与消力池护坦采用抛物线衔接。在泄水闸结构设计时，对胸墙体型经过了多种方案的优化比较，推荐泄水闸典型剖面图，如图1所示。

泄水闸的特征水位分别为汛限水位47.60m、正常蓄水位61.00m，设计洪水位61.00m、校核洪水位61.10m。在运行调度过程中，泄水闸存在明、满流交替的过程，要求快速调整其他闸门开度，使泄水闸在尽量短的时间明满流泄洪。

通过断面试验对比单胸墙和双胸墙的泄流情况，同时对不同体型单胸墙泄水闸的泄流能力进行对比，在整体模型试验上进一步验证了泄流能力，对胸墙在不同水位下脉动压力进行观测，通过减压试验研究了胸墙是否出现空化现象。

1 胸墙布置型式研究

本工程在早期设计时，主要研究采用单胸墙方案，共研究布置了4个方案，如图2所示。

单胸墙布置方案，堰型和堰上水头一定时，影响泄水闸孔泄流能力和胸墙底缘负压情况主要因素是胸墙厚度、压坡布置和曲线型式。原设计方案提出胸墙底缘采用1/4椭圆胸墙布置型式，此方案泄流能力最大，但胸墙底缘曲线中偏后负压较大，如图3所示，最大负压为-5.76m水柱，试验时也进一步研究了加楔形掺气坎，未能有效降低负压，分析原因主要是设计胸墙曲线不能较好的与水流收缩曲线拟合，使胸墙下部水流脱离胸墙，造成局部负压区。

修改方案1为1/4圆弧胸墙布置型式，经分析，与更早布置方案相似，分析更早断面试验成果，负压可能会更大，因此未做进行一步研究。

修改方案2主要参考《HYDROSYNAMIC FORCES Hydraulic Design Considerations》介绍的德国学者研究的胸墙体型进行设计，通过试验发现，胸墙底部负压全部消除，但对泄流能力造成了较大影响，较原设计方案减小了4.5%。

修改方案3基于薄壁堰过流收缩曲线进行设计，考虑最大运行水头的95%确定水流收缩曲线，即椭圆曲线的一段，使设计胸墙曲线能在各级流量下较好的与水流收缩曲线相吻合。泄流能力较原设计方案减小1.9%，胸墙底部负压较原设计方案均减小，负压最大值为-1.49m水柱，此方案相对较优，推荐为前期单胸墙的布置方案。

在后期对泄水闸进行重新设计时，为了更好地解决泄流能力和胸墙底部负压问题，参考进水口设计规范、重力坝设计规范相关内容和水力设计手册有压短洞进水口体型，双胸墙布置方案如图4所示。同时研究了单胸墙布置方案，如图5所示，布置为圆弧段加压坡直线段。

图1 泄水闸剖面图

图2 单胸墙布置方案

图3 单胸墙布置方案时均压力分布

图4 泄水闸双胸墙布置方案

图5 泄水闸后期单胸墙布置方案

后期单胸墙布置方案在试验中发现胸墙底部最大负压达-6.0m水柱，水流脱空比较严重，需改进单胸墙布置，参考前期试验成果，布置为椭圆曲线一段的胸墙，椭圆参数略有不同，为后期单胸墙修改方案，调整后最大负压为-2.16m水柱。

双胸墙布置方案，胸墙底缘未出现脱空和负压值，胸墙底部时均压力具有进口最大，向下游逐渐减小，在椭圆曲线中点达到最小值，再向下逐渐增大的特点，时均压力均方根最小值为0.055×9.81kPa。

对比双胸墙与后期单胸墙修改方案的泄流能力如图6所示，二者在低水位基本相当，孔流时双胸墙略大，且随着库水位升高逐渐增加的趋势。

图6 双胸墙与后期单胸墙修改方案泄流能力对比

2 胸墙布置型式对泄流能力的影响

泄水闸布置胸墙的目的是在低水位泄流时，泄水闸是堰流，泄流能力较大，同时要考虑闸门挡水推力过大，因此在某高程以上采用胸墙挡水。

判断宽顶堰是堰流还是孔流，一般采用下式：

(1)

(2)

式中,e—孔口高度；H—堰上水头。

双胸墙模型共进行了两次断面模型试验，在几何比尺1:65断面模型上闸门开度为0.68～0.69出现孔堰流过渡区；在几何比尺1∶30断面模型上闸门开度为0.68～0.72出现孔堰流过渡区。主要区别在1∶30模型上上游水位较低时出现明满流交替，原因是模型比尺大小的影响，断面试验模拟的孔数影响；在观察试验时发现，刚出现明、满流交替时主要是闸墩侧收缩激起的水流撞向胸墙下缘造成的明、满流交替，主流距离胸墙底缘还有一定空隙，断面试验无法模拟真实的上游进流条件，不同模型会存在一定差异；在试验时，下游水位超过一定高度也影响明、满流交替出现位置，下游水位越高，越早出现明满流交替。在闸门流激震动试验几何比尺1∶25断面模型上验证了闸门开度在0.70、0.689两个点是明满流交替(未做连续观测)。

2.1 宽顶堰堰流情况泄流能力分析

对宽顶堰堰流时一般采用下式计算泄流能力。

(3)

式中,m—堰流流量系数；B0—闸孔总净宽；Q—过闸流量；H0—计入行进流速的堰上水深；g—重力加速度；ε—堰流侧收缩系数；σ—堰流淹没系数。

本工程泄水低孔较多，在堰流计算泄流能力时，下游水位较高，淹没系数对堰流流量影响很大，设计工程时计算堰流泄流能力采用SL 265—2016《水闸设计规范》中的计算公式和参数。通过多个断面模型试验和整体模型试验对比，模型试验值比计算值大；在断面试验中，同样条件下，在库水位44.00m时试验值比计算值大2.6%，在库水位47.00m时试验值比计算值大1.6%；在整体模型试验中，堰流的泄流曲线试验值比计算值大1.7%～3.0%。分析原因主要是下游水位和侧收缩影响，本工程堰流泄流能力对下游水位的变化特别敏感，计算值和模型试验值存在差异，模型之间存在差异是正常情况，但整体趋势是吻合的。

2.2 宽顶堰闸孔孔流泄流能力分析

对宽顶堰闸孔孔流时一般采用下式计算泄流能力。

(4)

式中,he—孔口高度；μ—孔流流量系数；σ′—孔流淹没系数，其他同式(3)。

设计工程时，计算孔流泄流能力采用SL 265—2016中的计算参数，在断面试验中，同样参数条件下(考虑下游最高水位)，模型试验值比计算值大；库水位51.80m时，试验值为2115m3/s，设计计算值为1896m3/s，大11.6%；库水位56.72m时，试验值为2426m3/s，设计计算值为2364m3/s，大2.6%；库水位61.10m时，试验值为2575m3/s，设计计算值为2571m3/s，基本相同。

在闸门流激震动试验中，对库水位61.10m、下游49.20m和库水位61.0m、下游46.41m两种运行工况进行了不同闸门开度的泄流能力试验，试验数据见表1—3。

通过试验数据反计算出流量系数μ(含淹没影响)，μ随闸门开度先减小后增大，其变化趋势接近为线性变化关系。在表1和表2中流量系数μ均值约0.76；在闸门全开运行时，表1库水位61.10m流量系数达1.08，是下泄水流将水跃推出闸室形成闸后水面降低，发生超泄；表2库水位61.0m流量系数亦达0.98，水流下泄能力极强。在库水位为61.0m时，下游为临界出流时，工作闸门局部开启流量系数均值μ约为0.83。

表1 库水位H上=61.10m、下游水位H下=49.20m工作门局部开启流量试验结果

表2 库水位H上=61.00m、下游水位H下=46.41m工作门局部开启流量试验结果

表3 库水位H上=61.00m、下游水位控制为临界出流时工作门局部开启流量试验结果

3 闸孔孔流时双胸墙底缘压力试验情况

在几何比尺1∶30断面模型上，不同运行水位下，对胸墙底部压强水头进行了观测，库水位61.0m，下游水位46.41m时胸墙压强特性如图7所示。其他工况和运行水位基本与此工况相同，只是压强数值大小有所区别。

图7 库水位61.0m，下游水位46.41m时胸墙压强特性图

对双胸墙布置方案也进行了减压试验，通过试验研究测定了胸墙的空化特性，在相似真空度下，库水位由汛前限制水位47.60m升至校核水位61.10m时，胸墙底部没有出现空化现象。

4 结语

由上述分析可知，选用带胸墙布置的泄水闸，当胸墙挡水较高时，单胸墙难以避免胸墙底缘脱空和负压存在，泄流能力对胸墙体型也比较敏感；双胸墙对进闸水流有较长距离的导流作用，水流和胸墙底缘贴合较好，很好地解决了底缘脱空和负压存在的问题，泄流能力相对单胸墙略微增大，上游水头越高增大越明显。通过常压模型试验和减压试验验证了本工程胸墙底部不存在空化现象。