滨海水闸闸下冲刷成因及布置优化分析<br/>——以瓯飞东2号闸为例

滨海水闸闸下冲刷成因及布置优化分析
——以瓯飞东2号闸为例

2018-05-07韩晓维屠兴刚

中国农村水利水电 2018年4期

王斌，韩晓维，刘云，屠兴刚

(浙江省水利河口研究院，杭州 310020)

0 引言

滨海水闸为沿海地区常见的排涝挡潮闸，除具备传统平原水闸的低水头特性外，闸下多为软土(或粉砂)基础，稳定性及抗冲能力较差，闸下水位亦随潮汐涨落频繁，带来施工期基础开挖困难、围堰内外水压力高，运行期海漫末端冲刷严重以及维护成本高等一系列问题[1-3]。

对浙江省十几座大中型滨海(感潮)水闸消能率与相关设计参数的关联性开展试验分析[4-9]，得到几组相对明显的趋势图，见图1。图1(a)为闸上水位与消力池尾坎高程之差和消能率的相关性，即随着差值增加，消能率也呈提高趋势，这与其他文献里归纳的消力池跃首佛氏数Fr和消能率的关系相似[10]，且更为直观；图1(b)和图1(c)为相同工况下，消力池尾坎、海漫末端高程与消能率的相关性，即降低两者高程能在一定程度上改善闸下的消能效果，反映了出闸水流与下游潮位的衔接是否良好，为滨海水闸的典型特征。

为进一步探索滨海水闸的闸下冲刷成因及防治措施，以瓯飞一期围垦工程东2号闸为例，通过物理模型试验，对闸下控制潮位、消能工布置形式、海漫末端高程及冲刷时间等关键设计参数开展分析，希望能够提出适用于滨海水闸的优化方向或改善措施，为类似工程的防冲设计及运行管理提供经验参考。

图1 滨海水闸闸下消能率与部分特征参数相关图(消能率统计至海漫末端)Fig.1 Correlation graph of the energy dissipation and characteristic parameters of coastal sluice

1 工程概况及模型设计

1.1 工程概况

瓯飞一期围垦工程位于浙江省温州市，其中东2号闸为围区涝水东排的主要通道之一，闸室共5孔，每孔净宽8 m，底板高程-3.0 m，闸下设一级消力池，池长25 m，池深1.5 m，后接护坦及海漫段，长50 m，末端高程-5.0 m，工程布置见图2。据2013年4月水文测验资料，瓯飞滩附近海域底沙平均中值粒径约0.008 mm，基本上为黏性较大的细颗粒泥沙，属黏土质粉砂。

1.2 模型设计

试验采用正态水工模型[11]，几何比尺1∶40。其中海漫段以下的外海区域采用局部动床进行模拟，模型沙采用天然沙，中值粒径0.15 mm，启动流速参照张瑞瑾公式计算[12]，折算为模型后约0.19～0.24 m/s(水深按1.5～8.0 m计)。试验工况控制闸上远期正常蓄水位1.8 m，其自由出流时的过闸流量约704 m3/s。

图2 瓯飞东2号闸工程布置及模型照片图(单位:m)Fig.2 Layout of the east gate 2 of Oufei reclamation project and the picture of physical model

2 冲刷成因及特征分析

2.1 闸下潮位影响分析

参考以往经验，内河河道一般存在较稳定的水位流量关系，故其水闸运行时一般先利用闸门局部开启、分级提升等方式，逐步充填闸下河道容积，待下游形成一定水位(水垫)后，再逐级拉升至闸门全开状态。该类闸在合理的调度方式下，能够较好地规避上游大流量遭遇闸下无水的极端冲刷工况，从而降低消能工的建设成本以及闸下的维护费用[13-15]。而滨海水闸一般直面开阔海域，闸下水位受涨落频繁的潮汐控制，持续排涝时必然会遭遇低潮位时段的不利消能条件，如何对待极端低潮位的冲刷问题，即确定合理的闸下消能设计潮位成为了滨海水闸消能设计时需要确定的首要参数。《水闸设计规范》[16]指出：“挡潮闸闸下消能设计还应以控制运行条件下可能出现的最不利潮位作为消能计算条件”，《水闸技术管理规程》则提出了“始流时闸下安全水位曲线”要求，以保证操作安全，避免造成下游冲刷，但两个规范均未给出具体的潮位标准。

为分析不同潮位对闸下冲刷的影响，以东2号闸为例，分别对0.29 m(平均潮位)、-1.04 m、-1.87 m(平均低潮位)及-3.30 m(最低潮位)4组潮位开展试验，其中海漫末端高程为-5.0 m，得到结论如下。

(1)当潮位在-1.87 m以上时，闸下冲刷由主流区的普遍冲刷及副流区回流引起的盘头淘刷两部分组成，其中副流区回流冲刷(盘头冲刷)深度远大于主流区，冲坑位置随着潮位抬升逐渐往中轴线聚拢，但深度有所减弱，故该工况最大风险点位于两侧翼墙的盘头附近，可能引起翼墙不稳及局部垂直防冲深度不足等问题。试验照片见图3。

(2)当潮位低于-1.87 m时，出闸水流与外海水体在海漫末端逐步脱节，流态与-1.87 m以上工况迥异，原两侧回流区消失，形成了全断面的跌流及垂直淘刷，主流区的普遍冲刷深度剧增。因此，该工况的风险点为翼墙不稳及全断面垂直防冲不足，一般不允许开闸排涝。试验照片见图4。

(3)经统计，该工程潮位低于-1.87 m时段约占10%。因此，控制在-1.87 m以上潮位运行时，仅需重点关注盘头冲坑的发育，其危害及维护费用也相对可控；但若想继续挖掘平均低潮位以下的10%效益，则须进一步提高消能及防冲设施的投入，或加大日常维护的费用，经设计综合比选，东2号闸最终采用-1.87 m为闸下消能设计潮位。不同潮位时的冲刷高程断面图见图5。

图3 闸下潮位-1.87 m工况时的局部流态及冲坑形态照片Fig.3 The local fluidity and scour images of the tidal -1.87 m

图4 闸下潮位-3.30 m工况时的局部流态及冲坑形态照片Fig.4 The local fluidity and scour images of the tidal -3.30 m

图5 闸下不同潮位时的冲坑形态断面曲线Fig.5 The scour curve under different tidal level below the sluice

2.2 消能工布置影响分析

规范指出[16]，平原、滨海区的低水头水闸宜采用底流消能。但在水工模型咨询工作中却多次发现，由于对滨海水闸的水力特性认识不足，设计时容易出现消力池跃首佛氏数(Fr<1.5)超低情况，最终导致消能率严重偏低。当遭遇下游中低潮位时，出闸水流将在护坦及海漫等斜坡段形成二次急流，对下游造成严重的冲刷问题。譬如，在瓯飞东2号闸的论证过程中(闸下潮位控制平均低潮位-1.87 m，下同)，虽然消力池布置均按规范设计，但由于对出闸水流与下游潮位的衔接考虑不足，布置方案①消能率仅15%，海漫段Fr达到2.38，盘头最大冲深约8.3 m；但当消力池底板及尾坎高程降低后(海漫末端高程不变)，海漫末端的Fr数明显减小，流态转为缓流，池内消能率提高至39%，冲深减少至2.7 m，改善效果显著(见表1)。

但规范也明确提及，当计算的池深超过3.0 m时，消力池的工作条件将十分恶劣，特别是两侧超高直立边墙的稳定性以及施工期围堰内外的水压力问题，最大可达10 m以上，需慎重对待。针对该情况，一般推荐采用边墙逐级降低以及二级或多级消力池的布置方案，如上述水闸若采用二级池方案，其总消能率能达到40%左右；也有工程采用了消力墩等辅助消能工设置[17,18]，但由于个体差异较大，通用性较低，在此不再展开。

表1 不同消力池尾坎高程的流速及冲刷成果表Tab.1 The flow velocity and scour results table of different elevation of the end of the stilling basin

2.3 海漫段布置影响分析

规范指出[16]，下泄水流经海漫段后，河床的流速分布理应接近正常分布状态；水闸下游翼墙的平均扩散角不宜过大，每侧宜采用7°～12°。因此海漫的主体作用是调整流速分布，消除水流的余能，使出池水流趋于均匀扩散，并与下游河道平顺衔接，以保河床免受大范围冲刷。而滨海水闸多位于沿海堤防位置，直面外海，若按内河常规布置，过闸水流经护坦及海漫段后，平面流速分布总体趋于均匀，但正是这类内河水闸的利好条件却成为引起滨海水闸闸下冲刷的主要影响因素之一，究其原因，经海漫段调整后，闸下流速分布趋于均匀，也使得两侧圆弧翼墙附近的脱壁流速较大，该股水流冲入外海后摩擦带动了两侧静止水域，形成大范围的回流区，并在惯性影响下挤压主流[19,20]，最终导致下游主流区冲刷加剧以及在回流区形成严重的锥形淘刷，成为了闸下冲刷的最大危害点。

因此，减少闸下冲刷的前提是改善两侧的锥形淘刷问题，进而可引申为减小脱壁水流流速或者如何避免回流的产生。对此，常规对策是考虑进一步加长海漫及翼墙段长度，甚至可设置导流堤，从而扩大海漫末端断面宽度以降低流速，或者也可降低海漫末端高程以达到该目的，前者将对工程投资带来较大影响，不适用于闸下宽短的滨海水闸，后者主要影响两侧直立翼墙及施工期围堰的稳定性。为分析海漫高程对闸下的冲刷影响，以东2号闸为例(采用二级池布置)，探索不同海漫末端高程对闸下冲刷的影响，成果见表2及图6。结果表明，方案④由于海漫高程与下游潮位脱节，低潮位时形成了全断面的跌流冲刷，导致冲深最大；方案⑥则在海漫段形成了二次水跃，能进一步削减余能，为此虽然海漫高程最低，但是冲刷后的高程却仍是最高。因此，合理的海漫末端高程能够进一步优化出闸水流与下游潮位的衔接问题，为消杀余能创造条件。

表2 不同海漫末端高程的流速及冲刷成果表Tab.2 The flow velocity and scour results table of different apron elevation

图6 不同海漫末端高程试验流态照片Fig.6 The flow images were tested at different apron elevation

2.4 冲刷时间影响分析

规范冲刷公式一般测算平衡后的稳定状态[16]，对于冲刷坑的形成过程及所需时间未作细述，为此，文章也对冲刷坑形态随时间变化进行观测，见图7。结果表明，虽然单潮排涝时间较短，但是从冲刷趋势可以看出，首个潮周期的最大冲刷深度几乎达到了5个潮周期的70%左右，之后逐渐加深并趋于稳定。因此，就滨海水闸来说，受水动力及底质条件影响，冲坑形成时间较短，运行中应严格按调度原则控制，避免侥幸心理。

图7 各潮周期内闸下两侧盘头冲刷深度及趋势图Fig.7 The scour depth and trend line of the two sides of each tidal cycle

3 改善措施及新型布置

3.1 改善对策分析

通过闸下控制潮位、消能工布置、海漫段布置及冲刷时间等分析，发现该类水闸的重点冲刷部位为海漫两侧的翼墙附近，最大冲深为中轴线附近的2～3倍，且冲坑形成时间较短，给防护带来巨大压力。初步分析，闸下冲刷深度与出闸水流和下游潮位的衔接方式密切相关，若条件允许，设计时应着重降低消力池尾坎高程，增加海漫段的长度及水深，以降低断面流速及加深水垫，避免形成跌流或二次急流等不良流态。其中，闸下的盘头冲刷主要源于两侧的回流淘刷，并可追溯至出闸水流与两侧静止水域的相互作用问题。因此，从机理角度看，如何削弱闸下翼墙附近的流速梯度，使出闸水流与开阔水域平顺过渡将是改善盘头冲刷的关键措施，且盘头附近回流削弱后，主流区将不再遭受挤压，中轴线附近的冲刷也能有所改善。

3.2 新型布置探讨

为削弱或消除回流的产生，包中进等提出了无翼墙的水闸布置形式[3]，希望通过加大出闸水流的平均扩散角以达到降低海漫两侧流速梯度的目的，为对比及深化成果，以东2号闸为例开展试验，结果见图8及图9。试验表明：①无翼墙方案的两级消力池及海漫段的总消能率达到54%，较直立翼墙方案提高了14%以上；②无翼墙方案海漫末端的脱壁流速约2.6 m/s，而直立翼墙方案则达5.8 m/s，降幅过半；③无翼墙方案两侧盘头的最大冲深为3.3 m，不到直立翼墙的一半，且冲坑体型明显缩小。因此，无翼墙布置的闸下冲刷效果改善明显。

为进一步削弱海漫末端两侧的冲刷深度，文章在无翼墙布置基础上，提出了月牙坎二级池布置方式，试验表明，该布置海漫末端两侧的冲深已逐渐小于中轴线位置，降为2 m以内，可彻底消除传统布置中存在的盘头冲刷问题。

4 结语

采用物理模型试验对滨海水闸的闸下控制潮位、消能工布置、海漫布置及冲刷时间等关键设计参数开展分析，初步揭示了闸下冲刷的成因及特点，并以此为基础，探索改善措施及新型防冲布置方式。结果表明，滨海水闸冲刷形成时间较短，若采用传统布置，应重点分析海漫段水深条件，通过水垫进一步消杀及扩散余能，使出闸水流与下游潮位平顺衔接；也可采用无翼墙消能布置方式，通过增大出闸水流扩散角以降低闸下断面平均流速及两侧流速梯度，达到削弱回流淘刷的目的；最后，在无翼墙布置方式基础上，提出了月牙形二级池尾坎布置方式，彻底消除了传统布置中存在的盘头冲刷问题，成果可为类似工程参考。