跌坎深度对扩散式泄槽底流消能水力特性影响试验研究

李 鑫，邱 勇，阮合春，余远浩，张家鼎

(云南农业大学 水利学院，云南 昆明 650201)

消力池是工程中常用的消能工，主要靠消力池内水体强烈紊动、剪切和混掺作用消能。突扩式跌坎消力池与常规底流消能工相比，其体型在横向和竖向均有突扩，边墙突扩增加了入池水流和主流两侧水体的摩擦和剪切[1]，跌坎加大了池内水深,避免入池水流直接冲击消力池底板。消力池体型和入池水流条件的改变均会影响水流流态，从而改变消力池局部或整体水力特性。已有文献对影响跌扩型底流消能水力特性因素进行了大量研究：文献[2]研究了跌坎高度、突扩比、入池弗劳德数、尾水深度对底板中轴线时均压强的影响；文献[3]研究成果表明，由于跌坎和突扩的存在，临底流速和临边流速大大减小，消能效果提高；文献[4]对多股跌扩型底流消能工建立三维数学模型，认为跌扩式底流消能工消能效果显著，能有效解决高水头、大单宽流量消力池力学指标过高的力学问题。

以上研究均是针对等宽矩形泄槽、尾水渠与消力池等宽的突扩式跌坎消力池。在实际工程中，多数泄水建筑物采用扩散式泄槽，以减小消力池入池水流单宽流量，降低单位水体所具有的能量，缓解下游消力池消能压力，因而针对扩散式泄槽，对消力池内水力特性影响进行研究具有很强的工程实用价值。

1 试验方案及模型布置

1.1 研究内容及方案

泄槽扩散角太大，水流容易脱离边界，扩散角太小则达不到降低单宽流量的目的，工程上所采用的扩散角通常不大于3°。故通过水工模型试验，基于扩散角为3°的扩散式泄槽，通过改变消力池深度，研究突扩式消力池水力特性。试验方案选择如下：方案一,跌坎深度T=5 cm；方案二,跌坎深度T=10 cm；方案三,跌坎深度T=15 cm。试验测试了不同方案下3组流量(Q=9、12、15 L/s)消力池底板的时均压强、脉动强度和临底流速。

1.2 模型布置

模型控制段为WES实用堰，最大水头2.40 m，消力池进口接扩散角α=3°、底坡i=1∶1.5的扩散式泄槽，泄槽由15 cm 扩散到20 cm；消力池突扩比(消力池宽度比泄槽末端宽度)为1.75，池长95 cm；出口尾水渠设置为平坡，宽度为20 cm，见图1。消力池底板测点对称布置，一共5行5列、25个测点，见图2。

a)平面

b)立面图1 消力池体型(mm)

图2 测点布置示意(mm)

2 水流流态及结构分区

2.1 扩散式泄槽水流流态

在泄槽扩散段，受水流惯性作用，主流靠近轴线中部，扩散区域内的水深小于轴线附近水深，致使横断面水深沿水流方向均呈中间高、两侧低的“凸”形：扩散段起始断面(溢0+09.435 m)和扩散段末端断面(溢0+09.935 m)处水深分布较为均匀，但在扩散段中部A-A断面(溢0+09.685 m)处，左、中、右水深差值明显(表1)。此外，扩散段水流横断面流速分布也呈中间高、两侧低。

表1 扩散段横断面(溢0+09.685 m)水深分布

2.2 消力池水流结构分区

为便于分析，根据消力池水流流态，将消力池水流结构划分为：淹没射流、底部漩涡、冲击区、附壁射流、补偿流区、表面漩滚(图3)。

a)水流结构立面

b)水流结构平面图3 消力池水流结构分区

a) 淹没射流：射流进入消力池后，在池内水体的顶托下形成扩散状淹没射流。

b) 底部漩涡：在淹没射流的吸卷作用下，淹没射流下部形成底部漩涡。

c) 冲击区：射流冲击到底板的区域。入射水流进入消力池，受底板约束，流线发生急剧偏转，水流转向，主流沿底板潜射前行；此外，在主流左、右两侧及底板上游方向可见强度稍弱的潜射水流。

d) 附壁射流：潜射水流在消力池底板形成流速沿程减小的附壁射流。附壁射流和回淹水流不断掺混，在靠近边墙位置形成尺度沿程逐渐增大的上涌水突；同时，在尾水进口底部主流下方可观察到明显的椭圆状横轴漩滚。

e) 补偿流区：向上游方向的附壁射流，从消力池进口两侧的角隅处涌出，卷入主流。

f) 表面漩滚：回淹水流与两侧边墙附近不断向消力池轴线附近翻卷的水突共同作用，受淹没射流影响，形成向消力池进口方向涌动的表面漩滚。

消力池内水流流态随跌坎深度变化和流量增减而改变：消力池中产生远驱式底流流态和淹没型底流流态。对于工程设计而言，应促使其尽量产生淹没型底流流态(图3a)。经过扩散式泄槽的下泄水流，由于不能很好地沿边墙扩散，主流集中于轴线位置，进入消力池后形成较为典型的三元流，沿泄槽边墙方向的水流撞击边墙后流向改变，与回淹水流共同作用，形成沿边墙向上的上涌水突；主流冲击底板后，沿消力池底板形成的附壁射流向下游急速流动，由于尾坎拦阻向上涌出，在消力池尾部角隅处形成明显水突(图3b)。

3 试验成果分析

3.1 临底流速

底流消能工应用于高水头、大单宽流量泄洪工程时，作用在消力池底板的临底流速往往较大，在脉动作用下，直接影响消力池底板的稳定，容易造成消力池底板破坏[5]。通过试验测试，得到消力池底板射流冲击区附近(测点2)临底流速(表2)以及消力池底板轴线各测点临底流速(图4)。

表2 冲击区附近流速

从表2可知：随跌坎深度加大，消力池底板射流冲击区附近临底流速下降明显，最大降幅接近30%。

由图4可以看出，不同流量情况下，消力池底板冲击区下游沿程临底流速均随跌坎深度增加而减小。Q=15 L/s情况下，跌坎深度T=5 cm(方案一)时消力池底板临底流速最大(冲击区测点流速达2.857 m/s)；跌坎深度增加至10 cm时，消力池底板冲击区测点临底流速下降到2.310 m/s，降幅为19.1%；跌坎深度进一步增加到15 cm时，消力池底板冲击区测点临底流速继续下降，但降幅仅为10.1%。

a)Q=9 L/s

b) Q=12 L/s

c) Q=15 L/s图4 消力池底板轴线测点临底流速

3.2 消力池底板动水压强

3.2.1时均压强

作用在消力池底板上的时均压强表征消力池底板总体受力情况，是造成消力池底板破坏的重要原因[6]。根据试验，测得消力池底板轴线测点时均压强(表3)，考虑到跌坎深度增加，消力池底板时均压强随之增加。为便于比较，以方案一消力池底板为基准，将方案二和方案三底板测点压强进行扣减处理，得到扣除消力池内静水深度增加值后的底板时均压强值。

表3 消力池底板轴线测点时均压强

从上表可以看出：不同流量下，方案一射流冲击区位于0-1与0-2测点之间，入池水股落点距测点0-2约13 cm，相对于射流下方的测点0-1，测点0-2时均压强稍大；由于流速衰减，沿底部潜流方向，底板时均压强逐渐回升。方案二射流冲击区下移，入池水股落点距测点0-2约6 cm，由于部分叠加了射流流速水头，测点0-2时均压强有所增加。方案三射流冲击区位于测点0-2稍下游侧，由于流速水头叠加明显，致使0-2测点的时均压强最大；由于池深加大，下游回淹水流前移，消力池靠近出口的水面回落，底板0-4、0-5测点时均压强相对于方案二，反而出现下降。

结合消力池内水流流态进行分析，Q=15 L/s情况下，扩散段末端断面(溢0+009.935 m断面)平均水深2.22 cm，跌坎深度5 cm(方案一)时，消力池内水流流态已经出现远驱式水跃，淹没度仅为0.69，射流在消力池内呈急速流动，底板测点压强明显偏小；跌坎深度增加到10 cm(方案二)时，消力池内能够形成稳定的淹没水跃(跃后断面基本位于消力池出口)，淹没度1.06，消力池内水深增加(h″=33 cm)，临底流速降低，时均压强明显增大；跌坎深度继续增加到15 cm(方案三)时，消力池内淹没度继续增加(淹没度1.10)，消力池内水深有所增加，临底流速继续减小，但由于跃后断面前移(距离消力池出口12 cm)，受跃后水深跌落影响，在底板测点沿程压力分布图中，方案三中的测点0-4、0-5时均压强均低于方案二(图5)。

a)Q=9 L/s

b)Q=12 L/s

c)Q=15 L/s图5 消力池轴线时均压强

整体而言，相同流量下，除0-2测点外，跌坎深度由5 cm增加至10 cm时，时均压强的增加幅度明显大于跌坎深度由10 cm增加至15 cm。根据试验测试，得到消力池底板临边时均压强(图6)。

a)Q=9 L/s

b)Q=12 L/s

c)Q=15 L/s图6 消力池临边时均压强

由图6可以看出，相同下泄流量情况下，不同方案消力池底板临边时均压强的整体变化规律与消力池底板轴线时均压强类似，同样容易看出：跌坎深度由5 cm增加至10 cm时，时均压强的增加幅度明显大于跌坎深度由10 cm增加至15 cm。

3.2.2脉动压强

脉动压强的存在，增加了泄流边界的局部瞬时荷载，提高了对结构物的强度要求[7]，它的变化可能造成结构物发生失稳、断裂破坏[8]。因此，消力池荷载设计时应考虑脉动压强的影响。试验测试了动水压强的脉动情况，以分析消力池底板压力脉动(图7、8)。

图7可知，相同方案情况下，随流量增加，消力池底板脉动强度值增加。相同流量情况下(Q=9 L/s)，随跌坎深度增加，消力池内冲击区附近(0-2测点)的脉动强度逐渐减小，但方案二(跌坎深度10 cm)较方案一(跌坎深度5 cm)的脉动强度降幅明显大于方案三(跌坎深度15 cm)较之方案二的降幅：跌坎深度5 cm时冲击区附近测点(0-2)脉动强度为0.527，跌坎深度增加为10 cm时冲击区附近测点脉动强度(0.405)降幅达到23.1 %，明显大于跌坎深度继续增加到15 cm时的脉动强度(0.347)降幅(14.3%)。

a)Q=9 L/s

b)Q=12 L/s

c)Q=15 L/s图7 轴线测点脉动强度

随流量增加，冲击区范围不断扩大；同时随跌坎深度的增加，射流冲击落点不断后移，致使Q=12、15 L/s时，不同跌坎深度情况下，0-2测点脉动强度变化不大，但数值相对于Q=9 L/s有所上升，冲击区下游侧沿程测点脉动强度明显下降并渐趋均匀。

从图8可以看出，冲击区附近脉动压强在垂直水流方向上呈“凸”型分布，由轴线向消力池两侧边墙递减；且底板脉动压强数值横水流方向的分布沿程渐趋均匀，强度逐渐降低，轴线测点下降更为明显。

a)2号测点

b)3号测点

c)4号测点

d)5号测点图8 横水流方向底板压强脉动压强(Q=12 L/s)

4 结论

水流条件是影响水力特性的重要因素。本文通过水工模拟试验，改变跌坎深度对扩散式泄槽突扩式底流消力池水力特性进行研究，得到以下结论：跌坎深度为5 cm时，消力池内水流流态介于临界水跃向远驱式水跃过渡区间，不能形成有效淹没，射流在消力池内呈急速流动，临底流速最大，时均压强最小；跌坎深度增加至10 cm时，消力池能够形成稳定的淹没，池内水深增加，临底流速减小，时均压强升高；跌坎深度进一步增加至15 cm时，消力池内淹没程度虽继续增加，临底流速进一步减小，底板沿程时均压强先增加后减小，但变幅减小。

综上所述，跌坎深度10 cm已能满足要求，继续加大跌坎深度，消力池内水力特性变化不再明显。在开挖深度受限时，试验研究成果经几何比尺放大后，可用于实际工程设计参考。