胡順志，唐振華，姜 軍

(中水東北勘測設(shè)計研究有限責任公司，吉林 長春 130021)

珠江流域紅水河上某樞紐工程泄水低孔采用胸墻式泄水閘，閘孔凈寬9m，共24孔，采用寬頂堰，堰頂高程22.00m，孔高18m，上游設(shè)雙胸墻，胸墻最低點高程為40.00m；寬頂堰為了與消力池水流平順銜接，堰體與消力池護坦采用拋物線銜接。在泄水閘結(jié)構(gòu)設(shè)計時，對胸墻體型經(jīng)過了多種方案的優(yōu)化比較，推薦泄水閘典型剖面圖，如圖1所示。

泄水閘的特征水位分別為汛限水位47.60m、正常蓄水位61.00m，設(shè)計洪水位61.00m、校核洪水位61.10m。在運行調(diào)度過程中，泄水閘存在明、滿流交替的過程，要求快速調(diào)整其他閘門開度，使泄水閘在盡量短的時間明滿流泄洪。

通過斷面試驗對比單胸墻和雙胸墻的泄流情況，同時對不同體型單胸墻泄水閘的泄流能力進行對比，在整體模型試驗上進一步驗證了泄流能力，對胸墻在不同水位下脈動壓力進行觀測，通過減壓試驗研究了胸墻是否出現(xiàn)空化現(xiàn)象。

1 胸墻布置型式研究

本工程在早期設(shè)計時，主要研究采用單胸墻方案，共研究布置了4個方案，如圖2所示。

單胸墻布置方案，堰型和堰上水頭一定時，影響泄水閘孔泄流能力和胸墻底緣負壓情況主要因素是胸墻厚度、壓坡布置和曲線型式。原設(shè)計方案提出胸墻底緣采用1/4橢圓胸墻布置型式，此方案泄流能力最大，但胸墻底緣曲線中偏后負壓較大，如圖3所示，最大負壓為-5.76m水柱，試驗時也進一步研究了加楔形摻氣坎，未能有效降低負壓，分析原因主要是設(shè)計胸墻曲線不能較好的與水流收縮曲線擬合，使胸墻下部水流脫離胸墻，造成局部負壓區(qū)。

修改方案1為1/4圓弧胸墻布置型式，經(jīng)分析，與更早布置方案相似，分析更早斷面試驗成果，負壓可能會更大，因此未做進行一步研究。

修改方案2主要參考《HYDROSYNAMIC FORCES Hydraulic Design Considerations》介紹的德國學者研究的胸墻體型進行設(shè)計，通過試驗發(fā)現(xiàn)，胸墻底部負壓全部消除，但對泄流能力造成了較大影響，較原設(shè)計方案減小了4.5%。

修改方案3基于薄壁堰過流收縮曲線進行設(shè)計，考慮最大運行水頭的95%確定水流收縮曲線，即橢圓曲線的一段，使設(shè)計胸墻曲線能在各級流量下較好的與水流收縮曲線相吻合。泄流能力較原設(shè)計方案減小1.9%，胸墻底部負壓較原設(shè)計方案均減小，負壓最大值為-1.49m水柱，此方案相對較優(yōu)，推薦為前期單胸墻的布置方案。

在后期對泄水閘進行重新設(shè)計時，為了更好地解決泄流能力和胸墻底部負壓問題，參考進水口設(shè)計規(guī)范、重力壩設(shè)計規(guī)范相關(guān)內(nèi)容和水力設(shè)計手冊有壓短洞進水口體型，雙胸墻布置方案如圖4所示。同時研究了單胸墻布置方案，如圖5所示，布置為圓弧段加壓坡直線段。

圖1 泄水閘剖面圖

圖2 單胸墻布置方案

圖3 單胸墻布置方案時均壓力分布

圖4 泄水閘雙胸墻布置方案

圖5 泄水閘后期單胸墻布置方案

后期單胸墻布置方案在試驗中發(fā)現(xiàn)胸墻底部最大負壓達-6.0m水柱，水流脫空比較嚴重，需改進單胸墻布置，參考前期試驗成果，布置為橢圓曲線一段的胸墻，橢圓參數(shù)略有不同，為后期單胸墻修改方案，調(diào)整后最大負壓為-2.16m水柱。

雙胸墻布置方案，胸墻底緣未出現(xiàn)脫空和負壓值，胸墻底部時均壓力具有進口最大，向下游逐漸減小，在橢圓曲線中點達到最小值，再向下逐漸增大的特點，時均壓力均方根最小值為0.055×9.81kPa。

對比雙胸墻與后期單胸墻修改方案的泄流能力如圖6所示，二者在低水位基本相當，孔流時雙胸墻略大，且隨著庫水位升高逐漸增加的趨勢。

圖6 雙胸墻與后期單胸墻修改方案泄流能力對比

2 胸墻布置型式對泄流能力的影響

泄水閘布置胸墻的目的是在低水位泄流時，泄水閘是堰流，泄流能力較大，同時要考慮閘門擋水推力過大，因此在某高程以上采用胸墻擋水。

判斷寬頂堰是堰流還是孔流，一般采用下式：

(1)

(2)

式中,e—孔口高度；H—堰上水頭。

雙胸墻模型共進行了兩次斷面模型試驗，在幾何比尺1:65斷面模型上閘門開度為0.68～0.69出現(xiàn)孔堰流過渡區(qū)；在幾何比尺1∶30斷面模型上閘門開度為0.68～0.72出現(xiàn)孔堰流過渡區(qū)。主要區(qū)別在1∶30模型上上游水位較低時出現(xiàn)明滿流交替，原因是模型比尺大小的影響，斷面試驗模擬的孔數(shù)影響；在觀察試驗時發(fā)現(xiàn)，剛出現(xiàn)明、滿流交替時主要是閘墩側(cè)收縮激起的水流撞向胸墻下緣造成的明、滿流交替，主流距離胸墻底緣還有一定空隙，斷面試驗無法模擬真實的上游進流條件，不同模型會存在一定差異；在試驗時，下游水位超過一定高度也影響明、滿流交替出現(xiàn)位置，下游水位越高，越早出現(xiàn)明滿流交替。在閘門流激震動試驗幾何比尺1∶25斷面模型上驗證了閘門開度在0.70、0.689兩個點是明滿流交替(未做連續(xù)觀測)。

2.1 寬頂堰堰流情況泄流能力分析

對寬頂堰堰流時一般采用下式計算泄流能力。

(3)

式中,m—堰流流量系數(shù)；B0—閘孔總凈寬；Q—過閘流量；H0—計入行進流速的堰上水深；g—重力加速度；ε—堰流側(cè)收縮系數(shù)；σ—堰流淹沒系數(shù)。

本工程泄水低孔較多，在堰流計算泄流能力時，下游水位較高，淹沒系數(shù)對堰流流量影響很大，設(shè)計工程時計算堰流泄流能力采用SL 265—2016《水閘設(shè)計規(guī)范》中的計算公式和參數(shù)。通過多個斷面模型試驗和整體模型試驗對比，模型試驗值比計算值大；在斷面試驗中，同樣條件下，在庫水位44.00m時試驗值比計算值大2.6%，在庫水位47.00m時試驗值比計算值大1.6%；在整體模型試驗中，堰流的泄流曲線試驗值比計算值大1.7%～3.0%。分析原因主要是下游水位和側(cè)收縮影響，本工程堰流泄流能力對下游水位的變化特別敏感，計算值和模型試驗值存在差異，模型之間存在差異是正常情況，但整體趨勢是吻合的。

2.2 寬頂堰閘孔孔流泄流能力分析

對寬頂堰閘孔孔流時一般采用下式計算泄流能力。

(4)

式中,he—孔口高度；μ—孔流流量系數(shù)；σ′—孔流淹沒系數(shù)，其他同式(3)。

設(shè)計工程時，計算孔流泄流能力采用SL 265—2016中的計算參數(shù)，在斷面試驗中，同樣參數(shù)條件下(考慮下游最高水位)，模型試驗值比計算值大；庫水位51.80m時，試驗值為2115m3/s，設(shè)計計算值為1896m3/s，大11.6%；庫水位56.72m時，試驗值為2426m3/s，設(shè)計計算值為2364m3/s，大2.6%；庫水位61.10m時，試驗值為2575m3/s，設(shè)計計算值為2571m3/s，基本相同。

在閘門流激震動試驗中，對庫水位61.10m、下游49.20m和庫水位61.0m、下游46.41m兩種運行工況進行了不同閘門開度的泄流能力試驗，試驗數(shù)據(jù)見表1—3。

通過試驗數(shù)據(jù)反計算出流量系數(shù)μ(含淹沒影響)，μ隨閘門開度先減小后增大，其變化趨勢接近為線性變化關(guān)系。在表1和表2中流量系數(shù)μ均值約0.76；在閘門全開運行時，表1庫水位61.10m流量系數(shù)達1.08，是下泄水流將水躍推出閘室形成閘后水面降低，發(fā)生超泄；表2庫水位61.0m流量系數(shù)亦達0.98，水流下泄能力極強。在庫水位為61.0m時，下游為臨界出流時，工作閘門局部開啟流量系數(shù)均值μ約為0.83。

表1 庫水位H上=61.10m、下游水位H下=49.20m工作門局部開啟流量試驗結(jié)果

表2 庫水位H上=61.00m、下游水位H下=46.41m工作門局部開啟流量試驗結(jié)果

表3 庫水位H上=61.00m、下游水位控制為臨界出流時工作門局部開啟流量試驗結(jié)果

3 閘孔孔流時雙胸墻底緣壓力試驗情況

在幾何比尺1∶30斷面模型上，不同運行水位下，對胸墻底部壓強水頭進行了觀測，庫水位61.0m，下游水位46.41m時胸墻壓強特性如圖7所示。其他工況和運行水位基本與此工況相同，只是壓強數(shù)值大小有所區(qū)別。

圖7 庫水位61.0m，下游水位46.41m時胸墻壓強特性圖

對雙胸墻布置方案也進行了減壓試驗，通過試驗研究測定了胸墻的空化特性，在相似真空度下，庫水位由汛前限制水位47.60m升至校核水位61.10m時，胸墻底部沒有出現(xiàn)空化現(xiàn)象。

4 結(jié)語

由上述分析可知，選用帶胸墻布置的泄水閘，當胸墻擋水較高時，單胸墻難以避免胸墻底緣脫空和負壓存在，泄流能力對胸墻體型也比較敏感；雙胸墻對進閘水流有較長距離的導流作用，水流和胸墻底緣貼合較好，很好地解決了底緣脫空和負壓存在的問題，泄流能力相對單胸墻略微增大，上游水頭越高增大越明顯。通過常壓模型試驗和減壓試驗驗證了本工程胸墻底部不存在空化現(xiàn)象。