巢湖兆河分洪闸泄流特性试验研究

　　分洪闸论文（标准格式范文8篇）之第七篇

　　摘要：受周边地形条件及环境限制,巢湖兆河分洪闸与河道呈垂直布置,进流条件不利。针对分洪闸与河道垂直布置这一特征,分别对开敞式和涵洞式分洪闸进行了水工模型进口流态试验分析,结果表明涵洞式分洪闸进流流态优于开敞式分洪闸,能更好地保证各闸孔的均匀进流。针对涵洞式分洪闸方案,研究了分洪闸敞泄和控泄的泄流能力,指出敞泄状态下进口行近流速对流量计算影响明显,在水闸规划设计中,应计入行近流速影响。为改善消能效果及出口水流与下游的衔接,进行了多方案消能防冲改进试验,结果表明尾坎作为一种冲击式消能工布置在挖深式消力池末端,可使出口水流流速分布更加均匀并与下游水流衔接更为平顺,明显增强消能防冲效果。

　　关键词：分洪闸,泄流能力,进口流态,消能防冲

　　通常分洪闸布置在弯曲河段的凹岸稍偏下游或顺直河道的深槽一侧,引水方向尽可能与主流方向一致,两者中心线夹角不宜超过30°。这不仅有利于分洪闸引水,进口流态好,且可以利用弯道的环流作用,将底沙向凸岸推移,减少底沙进入水闸[1]。巢湖兆河分洪闸受地形条件及周边环境的限制,水闸中心线与兆河河道垂直,该布置形式不利于泄洪进水,影响水闸泄流能力。同时由于分洪初始阶段,水流流向垂直于闸中心线,各闸孔进水流速分布不均匀,使得闸室及消力池内部水流流态恶劣,危害水闸整体稳定[2]。本文针对巢湖兆河分洪闸与河道垂直布置这一特征,分别对开敞式和涵洞式分洪闸进行进口流态试验比较。并选用进口流态相对较好的涵洞式分洪闸方案进一步开展水工模型整流改进试验,分析研究垂直于河道布置分洪闸的泄流消能特性。

　　兆河分洪闸位于巢湖兆河白湖农场右岸东大圩堤防上,设计流量230 m3/ s,属三等中型水闸。为模拟通过分洪闸的水流流态,保证水流进出闸流态相似,水工模型试验范围包括闸上游300 m和下游200 m。根据《水工( 常规) 模型试验规程》( SL 155—2012) ,在满足重力相似基础上水工建筑物模型采用正态模型。根据模型范围相似条件、试验场地等因素综合考虑,水工模型试验的整体模型设计选定模型比尺为λl= 40[3]。

　　1 泄洪进口流态分析

　　开敞式分洪闸方案,水闸共3孔,单孔净宽8 m,总净宽24 m。水闸底板高程6. 4 m,闸墩顶高程为13. 5 m,闸室水流方向长18 m,中墩厚1. 2 m,中墩上下游均为圆弧形墩头,边墩厚1 m,闸室总宽度28. 4 m。闸室底板采用整体式,厚1. 2 m。枢纽工程布置见图1( a) 。

　　涵洞式分洪闸为无压式,涵洞孔口总净宽30 m,选用6孔钢筋混凝土箱涵,单孔宽5. 0 m,孔高5. 0 m,涵底高程4. 5 m。6孔涵洞分为两联,3孔一联,两联之间净距5. 0 m,中间填土。涵洞纵向总长24 m,分成2节,各节长度相同。涵洞出口布置闸门控制段,设置防洪工作闸门和检修闸门各一道。涵洞顶、底板厚0. 8 m,侧墙厚0. 7 m,中隔墙厚0. 6 m,在两联涵洞进出口段设置圆弧形导流墩[2]。枢纽工程布置见图1( b) 。

　　运行工况为: 设计进洪工况,外河侧水位11. 71 m( 水深7. 21 m) ,圩内侧水位8. 5 m( 水深4. 00 m) ,校核进洪工况,外河侧水位12. 5 m( 水深8. 00 m) ,圩内侧水位7. 5 m( 水深3. 00 m) 。两种工况下,流量均为230 m3/ s。

　　开敞式分洪闸在设计进流条件下,当下游水位为8. 5 m时,控制过闸流量,闸孔开度较小,水流为闸孔出流。河道主流在闸上进口约150 m处开始发生偏转,偏转角约为20°。该方案闸前虽设有导流堤引流进入闸室,但长度有限作用不明显[4],且闸前右侧水流受左侧导流堤顶冲作用,在闸前右侧河漫滩形成较大范围回流区,挤压闸前主流使其偏向分洪闸左侧闸孔,闸前左侧流速明显大于右侧,各闸孔出流速度分布不均,进口流态复杂。水闸泄洪初期闸门开度较小,出流虽为闸孔出流,但两边孔易形成贯通式漩涡[5,6]。开敞式水闸设计进洪工况时流态见图2( a) ( 闸门开度e = 1. 40 m) 。

　　涵洞式分洪闸,控泄时河道主流偏流现象不明显,仅在闸上进口附近约80 m处水流明显向分洪闸侧偏转,敞泄时河道主流发生偏转,偏转角30° ~ 40°。此时涵洞式水闸进口系淹没式进流,进口流态相对较好,左右两侧闸孔出流较为均匀,各闸孔流速相差不大。涵洞式水闸设计进洪工况时流态见图2( b) ( e =1. 18 m) 。

　　比较而言,涵洞式分洪闸进洪流态明显优于开敞式分洪闸。对于与河道垂直布置的分洪闸建议采用涵洞式分洪闸。下面选用进口流态相对较好的涵洞式分洪闸方案,进一步进行水工模型试验,分析其泄洪特性,并采用整流措施消力池优化试验,提高其消能防冲效果。

　　2 泄流特性分析

　　2. 1 敞泄泄流

　　2.1.1泄流试验

　　当兆河超过承泄能力,启用分洪闸泄洪时,兆河水位基本不变,圩内水位随洪水泄入逐渐抬高。随着闸上下游水位差逐渐降低,泄流能力也随之减小。试验时控制兆河水位为11. 71和12. 50 m两种情况,闸门全部打开,改变下游水位,实测过闸流量。当兆河水位11. 71 m,圩内水位11. 51 m时,过闸流量为284. 69 m3/ s,大于设计流量230 m3/ s,过流能力满足要求。试验得出下游水位与泄流量关系曲线见图3。水闸全开,水流出闸流态随下游水深增加由自由出流变为淹没出流。临界值为: 下游水深ht= 5. 4 m( H上= 11. 71 m ,H下= 11. 41 m ) ,ht= 6. 06 m ( H上=12. 50 m ,H下= 12. 06 m ) 。淹没出流时下游水深对过闸流量影响较大。

　　2. 1. 2试验值与计算值比较

　　敞泄时闸门全开,兆河水位涨高后过闸水流为有压流,可按下式[7]计算泄流量:

　　式中: μ为流量系数,w为涵洞出口断面面积,H0为计入行近流速水头的上游堰上水深,hs为下游水头。

　　式中: ξi为局部水头损失系数,wi为与ξi相应流速的断面面积,li,Ri,Ci为某均匀洞段长度、水力半径和谢才系数。

　　一般水闸在规划设计阶段缺乏试验资料,垂直于河道布置的水闸进口流速难以确定,往往不计入行近流速或以设计流量除过流断面面积计算行近流速[8]。通过式( 1) 对水闸泄流量进行计算并与试验数据对比。

　　可以看出,虽计算值均比实测值略小,但计入行近流速后计算流量更接近实测流量值。在高淹没度出流时流速水头仅占堰上总水头的0. 46% ~ 0. 69% ,计入行近流速水头后流量计算值却增加7. 5% ~ 10. 5% 。参考有关水闸水工模型试验资料[9],对比4座侧面近水的水闸( 双桥闸分洪闸、荆山湖分洪闸、荆山湖退洪闸、姜唐湖退洪闸) 试验及计算数据见表2,可见行近流速水头对垂直于河道布置分洪闸泄流量的影响非常明显。因此,敞泄条件下计算垂直于河道布置分洪闸泄流量时应计入行近流速。

　　2. 2 控泄泄流

　　2.2.1控泄试验

　　控泄时,闸门部分开启,闸下水流呈孔流状态。由于泄洪开始阶段,闸下水位较低,试验选取上游水位11. 71和12. 50 m两种情况,圩内水位8. 5 m。控制上下游水位,实测不同闸门开度时的过闸流量。当闸门开度为1. 5 m时已能达到泄洪要求。

　　2. 2. 2 试验值与计算值比较

　　泄洪初期,闸门开度较小,涵洞内水流呈明流状态,选取孔流公式[7]计算:

　　式中: σs为淹没系数,e为闸门开度,b为闸孔净宽,μ0为流量系数,μ0= 0. 60 - 0. 176e / H0,H0为上游堰上水头。

　　从表3可见,根据上下游水位,采用上述算法计算流量与试验实测流量较为吻合,偏差基本在5% 以内。因此,控泄状态下计算垂直于河道布置分洪闸泄流量时可以忽略行近流速水头。

　　控泄时河道主流基本不发生偏流,仅在闸上进口附近80 m处水流明显向分洪闸侧偏转,敞泄时河道主流发生偏转,偏转角30° ~ 40°。这种布置形式下涵洞式水闸进口系淹没式进流,进口流态相对较好,左右两侧闸孔出流较为均匀。在闸上游右侧翼墙后及下游两导流堤后大面积区域出现死水区。分洪闸左右两侧闸孔出流较为均匀,各闸孔流速相差不大。

　　3 泄洪出口流态及消能防冲改进试验

　　3. 1 泄洪出口流态试验

　　控制上游水位11. 71 m,圩内水位8. 5 m,控制闸门开度1. 27 m,过闸流量230 m3/ s。下游翼墙及导流堤末端有回流现象,流速0. 4 m/s,建议加强两侧导流堤护砌。

　　消力池原设计护坦高程2. 5 m,末端顶部高程4. 5 m,池长22. 4 m。考虑下游圩内分布有沟渠泄洪时有一定的积水,采取防冲最不利情况,选取上游水位11. 71 m,圩内水位7. 5 m作为消能防冲试验工况。

　　试验显示,原方案中闸门开度1. 18 m,流量230 m3/ s时,池内消能形式呈面流消能,闸下水流水跃长度超出消力池3 ~ 4 m,消力池下游流速过大。水流出防冲槽后形成的扩散区,流速达到2 m/s,对下游产生较大冲刷,消能效果不佳。由于闸后蓄洪区泄洪初始阶段水位较低,不建议采用面流消能。

　　3. 2 消能防冲改进试验

　　为改善消能效果及出池水流与下游的衔接形式,形成底流消能,参考相关资料[10,11,12],在原消力池设计基础上,采取以下4种改进方案: 1增设1排消力墩,2增设1排消力墩,抬高护坦高程0. 5 m,3增设1排消力墩,抬高护坦高程1. 0 m,末端设0. 5 m尾坎,4抬高护坦高程1. 0 m,末端设0. 5 m尾坎。原布置方案和4组修改方案布置及试验结果见表4。

　　表 4 消力池各修改布置方案试验结果Tab. 4 Energy dissipation effects of modified schemes for stilling basin

　　从表4可见,修改方案1中消力池内增设消力墩后,在消能起始运用条件下,出闸水流仍表现为面流消能,消力墩作用不太明显,水跃长度虽有所减小,但仍超出消力池范围,修改方案2在修改方案1的基础上抬高底板,池内消能形式为底流消能,但水跃跃后断面到达尾坎顶部,消力池长度偏短,修改方案3: 在方案3的基础上抬高底板至1 m,水跃跃长明显缩短,消力池内形成稳定的淹没水跃,出闸水流与下游水流衔接良好,修改方案4在方案2的基础上不设消力墩,水流经消力池尾坎调节,底部流速较小,且在坎后产生小横轴旋滚,减少了对尾坎后的冲刷,并有利于平面扩散和消减下游边侧回流。

　　尾坎作为一种冲击式消能工,对出池水流起阻击作用,增加水流旋滚消耗能量。从动量守恒角度看,水跃方程[10]为:

　　式中: A'1,A'2分别为设尾坎后跃前、跃后断面面积,h'c1,h'c2分别为设尾坎后跃前、跃后断面形心距水面的距离,FR为尾坎的反击力。

　　取 ,则J( h1) = J( h2) 。因为设尾坎前、后流量及跃前水深均相同,故。根据水跃特性曲线可知: h'2< h2,即增设尾坎后跃后水深较无坎时小。泄洪初期蓄洪区内水位相对较低,抬高尾坎后消力池内外水头差减小,水面跌落幅度变小,出池水流与下游得以平顺衔接。

　　综合分析比较,增设尾坎后消能效果明显改善,且出池水流流速分布均匀,推荐修改方案4作为优化方案。消力池优化布置,分洪闸在设计工况和校核工况下试验,防冲槽末端最大底部流速为1. 16 m/s,小于不冲流速1. 22 m/s。防冲槽末端流速满足设计要求。

　　4 结 语

　　(1) 分洪闸轴线垂直于河道布置影响进流效果,水闸进口出现不同程度的偏流,涵洞式分洪闸进水流态明显优于开敞式分洪闸。

　　(2) 分洪闸敞泄状态下进口行近流速对流量计算影响显着,在水闸规划设计阶段,应计入行近流速计算敞泄流量,控泄状态下可以忽略行近流速水头。

　　(3) 原方案分洪闸消力池中部有较大面积回流,对中间闸孔出流有一定影响,闸下出流水跃亦超出消力池。通过优化改进试验,抬高护坦高程1. 0 m,末端增设0. 5 m尾坎,消能效果明显改善。在挖深式消力池后设尾坎,不仅可减少开挖量,节省工程投资,而且改善了池内水流流态,对同类工程优化设计提供有益参考。

　　参考文献
　　[1]谈松曦.水闸设计[M].北京:水利电力出版社,1986.(TANG Song-xi.Sluice design[M].Beijing:China Water Power Press,1986.(in Chinese))
　　[2] 王慧,曹广学,周虹均.东大圩进洪闸水工模型试验报告[R].合肥:合肥工业大学,2013.(WANG Hui,CAO Guangxue,ZHOU Hong-jun.Hydraulic model test report for Dongdawei flood gate[R].Hefei:Hefei University of Technology,2013.(in Chinese))
　　[3] SL 155—2012水工(常规)模型试验规程[S].(SL 155—2012 Specification for normal hydraulic model test[S].(in Chinese))