丁晶晶,陸 彥,陸永軍

(南京水利科學(xué)研究院 水文水資源與水利工程科學(xué)國家重點實驗室,江蘇 南京 210029)

透水框架在改進丁壩結(jié)構(gòu)型式上的應(yīng)用

丁晶晶,陸 彥,陸永軍

(南京水利科學(xué)研究院 水文水資源與水利工程科學(xué)國家重點實驗室,江蘇 南京 210029)

丁壩壩頭繞流呈復(fù)雜的三維結(jié)構(gòu),常導(dǎo)致壩頭局部沖刷,易誘發(fā)丁壩水毀。為改善丁壩壩頭的水流條件,利用四面體透水框架對常規(guī)丁壩結(jié)構(gòu)型式作了有益改進,即將常規(guī)丁壩的實體壩頭改成由四面體透水框架鉸接而成的透水壩頭,并通過水槽試驗研究其水動力特性及沖淤特性。研究表明,透水壩頭能有效分散壩頭集中繞流,減弱壩頭脫離渦的形成條件,并阻滯下潛流,相應(yīng)地,壩頭局部沖刷坑深度也得到有效控制。此外,試驗還研究了透水壩頭透空率以及長度對局部沖刷的影響。研究發(fā)現(xiàn),存在一個最優(yōu)透空率,使得透水壩頭控制壩頭局部沖刷的效果最好,透水壩頭的透空率過大或過小時,透水壩頭對局部沖刷坑深度的控制有限。另外,在壩頭繞流的影響范圍內(nèi),隨著透水壩頭長度的增加,其減小壩頭局部沖刷的效果越好,當(dāng)透水壩頭長度超過這一范圍后,透水壩頭長度的增加對減小壩頭局部沖刷的效果不再明顯。

丁壩;四面體透水框架;透水壩頭;水動力特性;沖淤特性;局部沖刷

丁壩是一種常見的航道整治建筑物,在改善航道條件、保護岸灘以及保持水生環(huán)境多樣性方面發(fā)揮著重要作用。然而,由于壩頭復(fù)雜的水流結(jié)構(gòu),壩頭床面幾乎不可避免地會產(chǎn)生局部沖刷坑,降低了壩體的穩(wěn)定性,容易誘發(fā)丁壩水毀。很多學(xué)者[1-4]進行了丁壩周圍水動力的研究,他們認為壩頭主要存在3種相互作用的水流結(jié)構(gòu):壩頭集中繞流、下潛流及壩頭后方豎軸漩渦,三者的綜合作用是壩頭局部沖刷導(dǎo)致丁壩水毀的主要動力因素。為此,人們采取了各種各樣的措施來控制壩頭局部沖刷坑的發(fā)展。這些措施或消弱丁壩附近水流動力,如合理設(shè)置丁壩壩長、壩高、間距、挑角等,以盡量平順壩頭水流[5-6];或提高壩頭附近床面的抗沖性,如壩頭采用拋石、拋異形塊或混凝土鉸鏈排等墊層護底[7-8];或兩者結(jié)合,如采用四面體透水框架護腳,兼具減速和防沖兩方面的功能效果[9]。此外,為防治丁壩水毀,很多新型的丁壩結(jié)構(gòu)型式也得到了相應(yīng)研究,如W.S.J.Uijttewaal[10]提出了下部為常規(guī)丁壩,上部為透水樁壩的組合式丁壩;周銀軍等[11]研究了樁式透水丁壩水流及沖淤特性;王振等[12]研究了鉛絲籠丁壩附近的水流特性。

四面體透水框架是一種新型減速促淤防護形式,具有減速和防沖兩方面的功能,并具有較強的自身穩(wěn)定性,在固灘護岸、丁壩和堤防固腳、橋臺(墩)基礎(chǔ)防護等方面得到了廣泛應(yīng)用和研究[13-14]。利用四面體透水框架,本文提出一種改進的丁壩結(jié)構(gòu)形式,即將傳統(tǒng)丁壩實體壩頭改成由透水框架組合而成的透水壩頭,以期利用其減速和防沖功能,改善壩頭水流條件,減小壩頭的局部沖刷。與透水樁壩相比,這種透水壩頭+實體壩身的結(jié)構(gòu),一方面通過透水壩頭的透水特性,改善壩頭的水流動力,減小局部沖刷;另一方面,使得壩身能有效束窄水流,保證了丁壩的整治效果;此外,還具有施工簡便,成本相對較低的優(yōu)點。

1 透水壩頭的水動力特性研究

1.1 試驗設(shè)計

透水壩頭周圍的水動力特性主要通過定床試驗研究,試驗在矩形變坡水槽中進行,水槽長42 m,寬0.8 m,深0.8 m,坡度可調(diào)范圍為1/400～1/60。水槽通過時差式超聲波流量計控制進口流量,通過尾門控制試驗水深。試驗流速的測量采用Sontek公司的16 MHz MicroADV,采樣頻率高達50 Hz,可實時測量三維時均流速及脈動,精度較高,分辨率可達0.01 cm/s。定床試驗采用的常規(guī)丁壩及透水丁壩壩身均為木質(zhì),常規(guī)丁壩模型壩高10 cm,壩身長20 cm,壩頭長10 cm,丁壩上、下游邊坡相同,均為2:1,壩頭坡度為1:1。帶有透水壩頭的丁壩壩身與常規(guī)丁壩壩身尺寸相同,透水壩頭用互相鉸接的透水框架堆疊而成,透空率(透水壩頭空隙與壩頭體積的比值)為0.88。試驗中采用的四面體透水框架材質(zhì)為塑料,單個框架桿件長為2.5 cm,桿件截面為0.25 cm×0.25 cm。試驗丁壩結(jié)構(gòu)形式及尺寸如圖1。

圖1 丁壩模型(單位:cm)Fig.1 A spur dike model(unit:cm)

定床水動力試驗考慮非淹沒及淹沒2種水流條件,兩級流量分別為Q=12 L/s,H=10 cm和Q=24 L/s,H=20 cm。利用ADV測量了丁壩周圍近底(約距床面3 mm)水流特征值,測量范圍為丁壩軸線向上25 cm和向下45 cm范圍內(nèi),測點間距5 cm,壩頭附近局部加密約2.5 cm,測點具體布置見圖2。

1.2 透水壩頭周圍的水動力特性

1.2.1集中繞流 不同水流條件下,常規(guī)丁壩壩頭和透水壩頭周圍時均流速分布見圖3。從圖中可以看出,常規(guī)丁壩壩頭存在集中繞流,最大流速區(qū)緊貼壩頭;與之相比,透水壩頭具有透水和阻流的雙重特性,能很好地分散壩頭集中繞流,減小壩頭流速梯度,近壩頭的流速有一定程度的減小,最大流速區(qū)有遠離壩頭的趨勢。

1.2.2下潛流 圖4給出了不同水流條件下,常規(guī)丁壩壩頭和透水壩頭周圍垂向流速分布。從圖4可見,由于透水壩頭對垂向流速同樣具有阻滯作用,實體壩身在壩頭所形成的下潛流通過透水結(jié)構(gòu)的減速作用,得到很大程度減小,且下潛流作用范圍也相應(yīng)減小;另外,由于透水壩頭透水性,下潛流作用位置也被挑離壩頭,有利于壩頭的穩(wěn)定。

1.2.3渦量強度分布 ADV無法直接測得漩渦的大小,在此利用渦量強度的分布來表示壩頭脫離渦的強弱。渦量強度是用來描述流體旋轉(zhuǎn)的物理量,其方向符合右手法則,平面渦量強度根據(jù)ADV實測的平均流速計算:

圖2 測點布置(單位:cm)Fig.2 Measuring point layout(unit:cm)

式中:Ω為平面渦量強度;ω為旋轉(zhuǎn)角速度;u,v分別為ADV實測的縱向和橫向時均流速;Δx,Δy分別為縱向和橫向的測點間距。

圖3 常規(guī)丁壩壩頭和透水壩頭周圍時均流速Umag分布(單位:cm/s)Fig.3 Contours of mean velocity around conventional spur dike and spur dike with permeable head(unit:cm/s)

圖4 常規(guī)丁壩壩頭和透水壩頭周圍下潛流流速分布(單位:cm/s)Fig.4 Contours of down-flow around conventional spur dike and spur dike with permeable head(unit:cm/s)

圖5給出了常規(guī)丁壩和透水壩頭周圍的渦量分布。可以看出,由于壩頭繞流流速有所減小,且穿過透水壩頭的水流也具有一定的速度,兩者作用使得壩頭流速梯度相應(yīng)減小,很大程度上消弱了壩頭脫離渦的形成條件,使得壩頭的渦量強度相應(yīng)減小。值得注意的是,在淹沒條件下,穿過透水壩頭的水流流速較小,在壩頭下游形成相對靜水區(qū),而越過壩頂?shù)乃髁魉佥^大,這樣,設(shè)置透水壩頭后,丁壩下游水流將分成3個流速:主流區(qū),透水壩頭后方的相對靜水區(qū)及越過壩頂?shù)母咚倭鲄^(qū)。相鄰流速之間由于流速梯度的存在將發(fā)生剪切作用,使得剪切面上渦量增大,紊動也相應(yīng)增大,因此,在壩頭以及透水壩頭與實體壩身連接處的下游各形成一個強渦量帶,在后面動床試驗中表現(xiàn)為,除了壩頭產(chǎn)生較大的局部沖刷坑外,在透水壩頭與實體壩身連接處下游也產(chǎn)生一定的局部沖刷。

圖5 常規(guī)丁壩壩頭和透水壩頭周圍渦量場Ω分布(單位:s-1)Fig.5 Contours of vorticity around conventional spur dike and spur dike with permeable head(unit:s-1)

1.2.4床面切應(yīng)力分布 由于雷諾應(yīng)力沿垂線方向上線性分布,可通過雷諾應(yīng)力推求床面切應(yīng)力。床面切應(yīng)力計算式為:

圖6給出了常規(guī)丁壩和透水壩頭周圍床面切應(yīng)力分布。從圖中可以看出,由于透水壩頭對水流的阻滯和分散作用,壩頭流速大小及梯度都得到有效控制,使得壩頭區(qū)水流紊動相應(yīng)減小,表現(xiàn)在近壩頭區(qū)床面切應(yīng)力大幅度減小,最大切應(yīng)力區(qū)遠離壩頭。

圖6 常規(guī)丁壩壩頭和透水壩頭周圍床面切應(yīng)力Fig.6 Contours of bed shear stress around conventional spur dike and spur dike with permeable head

2 透水壩頭沖淤特性

2.1 試驗設(shè)計

動床試驗在平坡寬水槽中進行,水槽長60 m,寬4 m,深0.5 m。水槽試驗流量通過進口處矩形薄壁堰控制;試驗水深通過尾門控制;動床試驗段位于水槽中段,長約10 m,鋪沙厚度0.3 m;在下游近尾門處設(shè)置沉沙池,防止模型沙隨水流進入水庫。

常規(guī)丁壩模型高約6 cm,長1 m,迎水坡1:1.5,背水坡1:2,壩頭坡比1:5;透水丁壩模型尺寸參數(shù)與常規(guī)丁壩模型類似,不同在于壩頭是否透水。透水壩頭模型采用鉸接式透水框架層疊而成,高度與實體壩身一致,可通過嵌套堆疊的方式得到不同的透空率;壩頭及上下游面做成一定的邊坡(圖7)。單個框架結(jié)構(gòu)桿件長2.5 cm,截面為0.25 cm×0.25 cm。

圖7 透水壩頭示意Fig.7 Spur dike with permeable head

模型沙采用均勻木屑,d50=0.11 mm,ρ=1.13 t/m3,不均勻系數(shù)σ=1.05。試驗中的地形測量采用清華大學(xué)尚水公司生產(chǎn)的超聲地形自動測量系統(tǒng),測量精度±1 mm。試驗流量同樣考慮非淹沒和淹沒兩種條件,兩級流量分別為Q=26.81 L/s,H=6.0 cm和Q=81.01 L/s,H=10.2 cm。

試驗主要對比研究了透水壩頭不同透空率、不同長度對局部沖刷坑深度的影響,試驗組次見表1。

表1 試驗組次Tab.1 Experimental conditions

2.2 結(jié)果及分析

2.2.1沖淤特性 圖8給出了常規(guī)丁壩(T0)和T1-2壩頭透空率為0.88時沖刷完成后地形等值線圖。從圖8(a)和(b)中可見,由于實體壩頭周圍復(fù)雜的水流結(jié)構(gòu)作用,不管是淹沒或是非淹沒條件下,實體壩頭都形成了局部沖刷坑,且最大沖深處均緊貼壩頭,在淹沒條件下,局部沖刷坑更是向壩身發(fā)展。非淹沒條件下,沖刷坑最大深度為15.5 cm,淹沒條件下最大深度為24.3 cm。

從圖8(c)和(d)中可見,由于透水壩頭具有透水和對壩頭水流動力有很大的消弱作用,透水壩頭局部沖刷坑深度得到有效控制。非淹沒狀態(tài)時,透水壩頭挑流作用顯著,壩頭最大沖深處被挑離壩頭,有利于壩頭的穩(wěn)定;淹沒條件下,挑流作用減弱,沖刷坑趨近壩頭;另外,透水壩頭后方形成的相對靜水區(qū),阻隔了越過實體壩頂高速水流與壩頭繞流直接作用,并且,從上游或沖刷坑內(nèi)沖起的泥沙淤積在透水壩頭后方的相對靜水區(qū),一定程度上抑制了壩頭局部沖刷坑向壩身發(fā)展;此外,透水壩頭與實體壩身連接處的下游也因越過壩頂?shù)母咚偎髋c靜水區(qū)之間發(fā)生剪切作用而產(chǎn)生局部沖刷,但沖刷深度相對較小,與實體丁壩壩頭較大的沖刷坑向壩身發(fā)展所產(chǎn)生的危害相比,其對壩身穩(wěn)定的不利影響相對較小。

圖8 常規(guī)丁壩壩頭和透水壩頭周圍的沖淤地形(單位:cm)Fig.8 Contours of local scour around conventional spur dike and spur dike with permeable head(unit:cm)

2.2.2壩頭透空率對局部沖刷的影響 試驗選用3種不同的透空率(ε=0.94,0.88,0.64),比較其對壩頭局部沖刷的影響(表2)。

表2 不同透空率的壩頭沖刷坑深度Tab.2 Depth of local scour under different permeabilities of the porous head

從表2可見,透水壩頭的透空率直接影響其透水性能,當(dāng)透空率較大時(如ε=0.94),透水壩頭透水能力較強,不能很好地分散因?qū)嶓w壩身產(chǎn)生的繞流和阻滯下潛流,對壩頭局部沖刷坑的控制有限,此外,其內(nèi)部桿件繞流產(chǎn)生較大的紊動,使得內(nèi)部床面沖刷,可以觀察到透水壩頭自身發(fā)生整體下沉;而透空率較小時(如ε=0.64),透水壩頭阻水作用起主導(dǎo)作用,透水作用有限,壩頭集中繞流與實體壩頭無異,沖刷坑也相應(yīng)增大;而采用適當(dāng)?shù)耐缚章蕰r(如ε=0.88,透水壩頭能充分發(fā)揮其透水和阻水的雙重作用,能有效分散水流動力,自身內(nèi)部又不致產(chǎn)生較大紊動,因而,能夠很好地控制壩頭的局部沖刷。沖刷坑深度的減小幅度隨透空率的變化見圖9,可以看出,透水壩頭能夠有效減小壩頭局部沖刷坑深度,減小幅度達20%以上,甚至達到50%。最大沖刷坑深度減小幅度隨透空率變化呈上凸型曲線,透空率過大或過小時,透水壩頭對局部沖刷坑深度的控制有限;存在一個合適的透空率(或區(qū)間)時,使得透水壩頭控制局部沖刷的效果最好。

2.2.3透水壩頭長度對局部沖刷的影響 試驗選用3種不同相對長度的透水壩頭(l/b=0.11,0.23, 0.37),比較其對壩頭局部沖刷程度的影響(表3)。

圖9 透水壩頭最大沖刷坑深度減小幅度隨透空率的變化Fig.9 Relationships between scour depth and permeability of the porous head

表3 不同長度的壩頭沖刷坑深度Tab.3 Depth of local scour under different lengths of the porous head

沖刷坑深度減小幅度隨透水壩頭長度的變化見圖10。從表3和圖10可見,不同長度透水壩頭均能有效減小局部沖刷坑深度。丁壩在壩頭一定范圍內(nèi)的局部區(qū)域水流動力較強,當(dāng)透水壩頭較短,小于這一范圍時,對水流分散效果有限,防護效果也有限;隨著透水壩頭的增長,透水壩頭長度等于或略大于此范圍時,對水流分散效果最好,防護效果也最好;此后繼續(xù)增加透水壩頭長度,則防護效果不再明顯增大。從圖10也可以看出,沖刷坑深度減小幅度先隨著透水壩頭的增長而增加,然后趨于一個穩(wěn)定值,此后繼續(xù)增加透水壩頭長度,則不再有明顯變化。

圖10 沖刷坑深度減小幅度與透水壩頭相對長度的關(guān)系Fig.10 Relationships between local scour depth and length of the porous head

3 結(jié) 語

本文利用四面體透水框架的透水和阻流特性,對常規(guī)丁壩結(jié)構(gòu)形式作了有益的改進,即將常規(guī)丁壩實體壩頭改成由透水框架鉸接而成的透水壩頭以減弱壩頭水流動力,控制壩頭局部沖刷。研究表明,透水壩頭能有效分散壩頭集中繞流,減弱壩頭脫離渦的形成條件,并阻滯下潛流,相應(yīng)地壩頭局部沖刷坑深度也得到有效控制。試驗還研究了透水壩頭透空率以及長度對局部沖刷的影響,得出透水壩頭局部沖刷坑深度減小幅度與透水壩頭的透空率、長度密切相關(guān),過大或過小的透空率都不利壩頭沖刷坑的減小;沖刷坑深度減小幅度隨著透水壩頭的增長而增加,然后趨于一個穩(wěn)定值,此后繼續(xù)增加透水壩頭長度,則不再有明顯變化。

本研究所提出的透水壩頭對減小壩頭局部沖刷,保證壩體穩(wěn)定有很明顯的效果,但是采用的四面六邊體透水框架,在堆疊成透水壩頭時容易出現(xiàn)嵌套重疊,不利于透空率的控制,因此,有必要尋求其他形式的透水結(jié)構(gòu),以便于實際工程的施工;此外,透水壩頭自身的穩(wěn)定性問題也需進一步研究。

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Hydrodynamic characteristics of a spur dike with permeable groyne head and its application

DING Jing-jing,LU Yan,LU Yong-jun
(State Key Laboratory of Hydrology-Water Resources and Hydraulic Engineering,Nanjing Hydraulic Research Institute,Nanjing 210029,China)

The spur dikes are in wide use in the waterway regulation works,however,the emergence of complex three-dimensional flow fields around the groyne head usually leads to the development of a local sour hole which may cause failure of the whole project.In this paper,a novel optimization structure type of the spur dike with permeable groyne head made up of tetrahedron pervious frames is proposed to weaken the flow dynamics at the tip of the spur dike,and a few flume experiments have been conducted in order to study the hydrodynamic characteristics and the scour characteristics of the new structures.Comparing to the conventional ones,significant retardation of the mean velocity and reduction of the velocity gradient are observed while the flow passes through the permeable groyne head.Thus,the concentrated flow in the vicinity of the groyne head is dispersed progressively,the downward-flow at the tip of the spur dike is weakened,and the formation of the shedding vortex is also reduced effectively,resulting in reduction of local scour,which is helpful to the stability of the groyne;in addition,the permeable groyne head is helpful to deflect the flow,and push the local scour hole away from the groyne head, which is also favorable to the stability of the groyne head.The influence of the permeability and the length of the pervious groyne head on the local scour is also studied in this research.Experimental studies indicate that there is an optimal permeability of the permeable groyne head making the local scour control the best;within the scope of the concentrated flow in the vicinity of the groyne head,a longer permeable groyne head means a better effect to control the local scour.However,when the length of the permeable groyne head exceeds this scope,there are no significant effects on the reduction of the local scour as the length of the groyne head increases.

spur dike;tetrahedron pervious frame;permeable groyne head;hydrodynamic characteristics;scour characteristics;local scour

TV863;U656.35+2

A

1009-640X(2014)06-0030-09

2014-04-30

國家973計劃資助項目(2012CB417002);“十二五”國家科技支撐計劃資助項目(2012BAB04B03);國家自然科學(xué)基金資助NSFC-NOW項目(中荷)(51061130546)

丁晶晶(1982-),男,江蘇如皋人,博士研究生,主要從事水力學(xué)及河流動力學(xué)研究。E-mail:digoy@qq.com