李曉晨，馬洪福，劉明瀟，董明家

(1.華北水利水電大學(xué)水利學(xué)院，鄭州 450046；2.華北水利水電大學(xué)水力學(xué)及河流研究所，鄭州 450046；3.水發(fā)規(guī)劃設(shè)計有限公司，濟(jì)南 250100)

我國是一個地域廣闊、洪澇災(zāi)害頻生的國家。洪澇災(zāi)害引發(fā)的大壩、堤防潰決嚴(yán)重影響了當(dāng)?shù)氐恼＝?jīng)濟(jì)發(fā)展，嚴(yán)重威脅了人民群眾的正常生產(chǎn)生活和生命財產(chǎn)安全。例如在過去將近150年中，黃河大堤發(fā)生決口96次[1]。黃河中下游地區(qū)，在歷史上深受堤防潰口帶來的巨大災(zāi)難。堤防作為約束河流的最重要工程手段，被廣泛用于保護(hù)河流兩岸的居民和工農(nóng)業(yè)生產(chǎn)。然而由于技術(shù)和自然地理條件限制，并不能保證堤防在任何上游來流流量下的絕對安全。當(dāng)上游來流超過堤防的抵御能力，或在汛期搶險不當(dāng)，都會導(dǎo)致堤防出現(xiàn)潰口[2]。因此，研究潰堤水流規(guī)律，會對潰堤災(zāi)害的預(yù)防和處理提供重要的參考價值。

堤防潰口附近的水流運(yùn)動規(guī)律極其復(fù)雜，在模型試驗(yàn)方面，國內(nèi)外學(xué)者針對潰口的水力模型試驗(yàn)展開了諸多研究。SOARES-FRAZO等[3]、BELLOS等[4]分別進(jìn)行的水力模型實(shí)驗(yàn)，揭示了洪水波在不同條件下的流動規(guī)律。孫蘆忠等[5]通過分析潰口口門處水力學(xué)參數(shù)的變化規(guī)律得出了計算口門流量的經(jīng)驗(yàn)公式；陸靈威[6]則通過物理模型實(shí)驗(yàn)，模擬了潰堤發(fā)生時河道和洪泛區(qū)內(nèi)水流過程。張曉雷等[7]進(jìn)行了堤漫灘洪水的概化模型試驗(yàn)，模擬了生產(chǎn)堤潰決后主槽內(nèi)的水位變化及不同程度漫灘洪水的傳播過程。但潰口的堵復(fù)工作多在潰口中后期開展，針對潰口中后期口門和洪泛區(qū)的水流運(yùn)動規(guī)律仍需要進(jìn)一步研究。

根據(jù)堤防潰口在中后期的水流變化特性，本文基于典型潰口邊界條件進(jìn)行了水力模型試驗(yàn)，分析探討各特征參數(shù)之間的相互依存關(guān)系和潰口中后期的水力特征值變化規(guī)律；并針對堤防潰口發(fā)生時潰口和洪泛區(qū)的復(fù)雜流場，對潰口處水位-流量關(guān)系、堤后主流流速和運(yùn)行軌跡、潰口水流動量變化規(guī)律等進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究和總結(jié)分析，以期對堤防潰口的堵復(fù)工作提供理論依據(jù)。

1 典型堤防潰口的選擇

在進(jìn)行堤防潰口發(fā)生機(jī)理研究和開展堵口技術(shù)研究時，確定典型堤防潰口水力邊界特征值是整個研究的重要基礎(chǔ)和前提。根據(jù)馬洪福[8]等的研究，其利用聚類分析方法建立了潰口水力邊界特征值間相關(guān)關(guān)系，同時使用概率統(tǒng)計手段研究了潰口水力特征值的分布，提出了適用于土質(zhì)堤防的典型潰口參數(shù)：潰口寬多在20～100 m，寬深比處于3～8區(qū)間的分布頻率為55%。口門水頭多在4～12 m，口門流速多在2～8 m/s，潰口弗勞德數(shù)處于0.4～0.8區(qū)間的分布頻率為60%。

2 基于VDMS的潰口模型試驗(yàn)設(shè)計

2.1 模型設(shè)計

依據(jù)相似原理設(shè)計了概化潰口正態(tài)物理模型，設(shè)計模型比尺為1∶50，其平面布置如圖1所示。潰口口門為倒等腰梯形，頂寬120 cm，底寬72 cm，邊坡系數(shù)為1。堤頂和堤坡表面為水泥砂漿抹砌，高24 cm，上、下斷堤頭各長300 cm，迎水和背水坡坡比均為1∶3。模型最大設(shè)計流量為110 L/s，最大流速為1.13 m/s。本文建立的潰口物理模型對應(yīng)的潰口原型寬度60 m，寬深比為5，口門軸線處水頭在1.25～7.1 m之間，口門最大流速8 m/s，最大流量1 944.54 m3/s，試驗(yàn)中潰口區(qū)弗勞德數(shù)涵蓋了0.3～1.4的范圍。潰口模型尺寸的選取體現(xiàn)了江河堤岸土石類堤防，其潰口后期經(jīng)過不斷淘刷大多具有寬度大于水深的寬淺特點(diǎn)。選取流速、流量分布范圍也體現(xiàn)了潰口中后期多為緩流的流態(tài)，因此本文的研究對于土石類堤壩潰口具有較好代表性。

圖1 典型堤防潰口水力模型布置平面圖(高程：m)Fig.1 Layout plan of hydraulic model of typical dyke breach

根據(jù)張曉雷[7]等的研究，潰堤后漫灘水流基本沿潰口橫向演進(jìn)，洪水波以潰口為中心近似呈對稱式橢圓形分布向四周擴(kuò)散，其長軸軸線略偏向下游。其實(shí)驗(yàn)成果說明潰堤前期漫灘水流從潰口流出時主流擴(kuò)散角約為30°～45°，而中后期灘區(qū)進(jìn)流較小，水位基本穩(wěn)定。本文模型模擬灘區(qū)寬672 cm，長300 cm，在模型的正向和兩側(cè)邊墻設(shè)計了排水口和閘門，正向尾水口寬4 m，兩側(cè)排水口各寬1 m。正向尾水口使得潰口前期漫灘水流在主流保持在左右各約35°擴(kuò)散角的狀態(tài)下順暢流出，通過控制兩側(cè)排水門的開合可以模擬潰口后期漫灘洪水在潰口下游洪泛區(qū)的左右擴(kuò)散。

概化水槽試驗(yàn)采用循環(huán)式供水系統(tǒng)，由供水、輸水和回水3大部分組成，包括試驗(yàn)室地下水庫、輸水管路、模型前池、尾水池等，可滿足模型試驗(yàn)流量及退水要求。利用變頻水泵、E-MAG電磁流量計、閥門及輸水管道系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了模型區(qū)的供水往復(fù)、循環(huán)利用。在模型河道上游和堤外灘區(qū)均布置了0.1 mm級水位測針，并使用VDMS(Velocity Distribution Measuring System,VDMS)技術(shù)進(jìn)行非接觸式流場測量，兩個攝像機(jī)位于潰口上方6 m，鏡頭縱軸垂直于水平面，實(shí)際操作時保證傾斜誤差控制在10°以內(nèi)[9]，如圖2所示。采用的示蹤粒子為白色扁圓型聚丙烯顆粒，直徑20 mm，重量2 g，密度約等于水。

2.2 試驗(yàn)方案的選定

本文選取潰口洪峰過后，上游河道來流量不變的潰口中后期進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)中，使用水泵變頻器、電子閥門和電磁流量計調(diào)整流量，使用固定在河道上游和堤后灘區(qū)的0.1 mm級水位測針量測上游和灘區(qū)水位，使用毫米級測尺測量潰口軸線水深H，使用旋槳式紅外流速儀測量潰口口門軸線流速v。通過VDMS系統(tǒng)觀測流場、斷面流速分布以及多個測點(diǎn)的流速矢量變化過程，實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。其中C-1～C-10工況潰口流量逐漸遞減，以研究潰口水力參數(shù)變化規(guī)律。C-11～C15工況則主要研究在急、緩流條件下的流場表面流速分布。

圖2 模型水循環(huán)和VDMS系統(tǒng)Fig.2 Model water circulating and VDMS system

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test case

3 潰口水力特性的試驗(yàn)成果分析

堤防潰口的中后期階段，堤后灘區(qū)的水位不斷上漲，潰口內(nèi)外水位差逐漸縮小，將會導(dǎo)致潰口流量、流速、水深等水力學(xué)參數(shù)的變化。在實(shí)驗(yàn)時，每個工況初始時3個尾水閘門全部處于開啟狀態(tài)，隨著試驗(yàn)的進(jìn)行尾門逐漸關(guān)閉，模擬潰口中期到后期灘區(qū)壅水的變化過程，確保水力學(xué)試驗(yàn)的可重復(fù)性，極大提高試驗(yàn)成果的可信度。

3.1 潰口流場特性分析

選取五組流場成果(C-11～C-15)進(jìn)行流場流速分布的重點(diǎn)分析，從表2中可以看出，潰口對應(yīng)原型流速在2～6 m/s之間，基本涉及了常見的潰口流速范圍；涉及了2種急流工況和3種緩流工況，分別用以模擬潰口發(fā)生中期和后期的潰口流態(tài)變化，表中給出了相應(yīng)的弗勞德數(shù)Fr。

表2 潰口模型流場試驗(yàn)工況Tab.2 Flow field test case of the breaching model

對比工況C-11和C-15，探究了相同口門流速而其他水力參數(shù)不同的情況下的流場分布。為了保持兩者相同的潰口軸線流速，設(shè)置了不同的流量和堤內(nèi)外水頭差，實(shí)現(xiàn)了相同流速下急流和緩流兩種流態(tài)的潰口區(qū)水流運(yùn)動狀態(tài)對比。如圖3、圖4，雖然兩工況的潰口流量比接近8，但是口門附近流速分布規(guī)律基本相同：因潰口對河道水流起到了分流作用，潰口上下游的河道水流流速有明顯變化；河道水流進(jìn)入堤防潰口時流速指向下斷堤頭，在受到下斷堤頭阻攔和引導(dǎo)后，才在潰口內(nèi)形成較為平順的高速水流；潰口下斷堤頭附近產(chǎn)生漩渦，出現(xiàn)反向流速匯入潰口。但兩工況因分屬急、緩流，弗勞德數(shù)比值接近2，流場細(xì)節(jié)仍有較大差異。工況C-11在潰口下游出現(xiàn)了水躍，流場波動劇烈，但因潰口流量較小，洪泛區(qū)內(nèi)洪水主流兩側(cè)形成順時針方向漩渦，漩渦對應(yīng)原型流速最大僅為0.60 m/s；而工況C-15原型潰口流量高達(dá)918 m3/s，潰口處為緩流，流場分布較為有序，洪泛區(qū)內(nèi)的左側(cè)渦流流動方向?yàn)槟鏁r針，與工況C-11相反。

圖3 工況C-15潰口流場Fig.3 Flow field diagram of case C-15

圖4 工況C-11潰口流場Fig.4 Flow field diagram of case C-11

工況C-12和工況C-11潰口軸線流速都在0.70 m/s以上，原型流速在6～8 m/s以上，水流動能較大，弗勞德數(shù)大于1，屬于堤防潰口中高速水流的范圍。于是兩工況在潰口下游都發(fā)生了水躍，躍后水面波動劇烈、流速分布紊亂，水躍具體位置在如圖虛線框內(nèi)，如圖5。兩工況在洪泛區(qū)內(nèi)因主流集中且擺動較大，占據(jù)了大部分潰口流量和水流動能，所以洪泛區(qū)內(nèi)影響流速分布的主要因素為主流的水躍和擺動。反映在洪泛區(qū)內(nèi)具體流場分布上，即為主流左側(cè)漩渦并沒有按照常見水力學(xué)規(guī)律出現(xiàn)與右側(cè)鏡像對稱的逆時針漩渦，而是兩工況主流兩側(cè)均為順時針漩渦。

圖5 工況C-12潰口流場Fig.5 Flow field diagram of case C-12

圖6 工況C-13潰口流場Fig.6 Flow field diagram of case C-13

工況C-13和工況C-14模擬潰口后期潰口內(nèi)外水面坡降和潰口流速逐漸減小、水流動能降低、潰口區(qū)域流速分布逐漸穩(wěn)定的情況。如圖6，潰口內(nèi)下斷堤頭附近高流速分布密集，是模型區(qū)域內(nèi)高流速集中的區(qū)域，斷堤頭坡面附近最大模型流速達(dá)0.40 m/s，存在堤防被沖蝕掏空的隱患。因處于潰口后期，兩工況洪泛區(qū)內(nèi)流場分布較為均勻，主流兩側(cè)渦流基本對稱，漩渦區(qū)流速較為穩(wěn)定，均在0.13 m/s以內(nèi)。

3.2 潰口處水位～流量～流速的互補(bǔ)特性分析

在堤防潰口發(fā)展的中后期，隨著洪泛區(qū)水位不斷升高，在潰口尺寸基本不變的情況下，潰口口門處水深不斷上升、流速不斷減小，潰口僅保持較小的下泄流量，整體流態(tài)趨于平穩(wěn)。針對潰口口門中軸線處的水位—流量變化情況，分別選取了工況C-1、2、4、7試驗(yàn)成果進(jìn)行分析，其潰口的水位-流量和水位-流速關(guān)系如圖7所示。

圖7 典型潰口水位-流量和水位-流速關(guān)系曲線Fig.7 Typical water level-flow rate and water level-velocity relationship curve

分別對這4種工況進(jìn)行擬合分析，當(dāng)潰口水位升高時兩者呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律，流速以“先快后慢”的速率減小，流量以“先慢后快”的速率減小，反映在函數(shù)圖像上即為兩者擁有相反的凹凸性。根據(jù)水力模型倒梯形潰口的特征，潰口處的理論流量與無坎寬頂堰類似。當(dāng)大河水位和潰口形式一定，下游水位逐漸抬高，會迫使?jié)⒖趦?nèi)水流轉(zhuǎn)化為緩流形成淹沒出流，減小了影響了潰口的過流能力。此時無坎寬頂堰計算理論流量的淹沒系數(shù)σ同樣隨著下游水位的升高以“先慢后快”的速率減小[10]，與實(shí)測潰口流量-水位變化規(guī)律相同。總的來看，在同一工況中，水位-流量與水位-流速函數(shù)圖像的凹凸性相反，表現(xiàn)出“互補(bǔ)性”。

3.3 潰口區(qū)水流功率特性分析

堤防潰口中后期潰口尺寸和形態(tài)基本穩(wěn)定，堤防內(nèi)外的水位差隨著潰口處的不斷泄流而逐漸減小。堤防潰口內(nèi)外水位差直接影響潰口處的水頭高度，決定了潰口流量、流速、水深等水力特征值的變化。本文對C-1到C-10共10個工況的試驗(yàn)成果進(jìn)行了研究分析，選取水位差ΔZ為自變量，研究對潰口口門軸線處水深H、流速v和潰口流量Q潰的影響，其中流速v和流量Q潰,用水流功率P來表示，水流功率即單位時間流經(jīng)潰口的某一橫截面的水流(ρ=1 000 kg/m3)總動能，其表達(dá)式為[11]：

(1)

為提高試驗(yàn)成果的普適性，對單寬水流功率P/B、單寬水深H/B、單寬水位差ΔZ/B進(jìn)行分析，根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)，繪制單位特征值關(guān)系曲線圖如圖8所示。

圖8 單寬水位差和單寬水流功率及單寬水深關(guān)系曲線圖Fig.8 Curve diagram of relationship between single-wide water level difference, single-wide flow power and single-wide water depth

由圖8(a)可以看到，以單寬水位差ΔZ/B等于0.07為分界線，在其左右側(cè)水流功率呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律。當(dāng)單寬水位差由較大的初始值減小至約等于0.07時，其單寬水流功率基本保持不變。再由分界值0.07縮減至0的過程，單寬水流功率開始呈線性下降，當(dāng)ΔZ/B下降至0時，單寬水流功率降至最小值2 W/s。潰口后期在口門形狀和尺寸基本穩(wěn)定的情況下，內(nèi)外水位差與單寬水流功率呈現(xiàn)分段線性函數(shù)的關(guān)系，在單位水位差小于0.07時，單位水位差成為影響水流功率的主要因素之一。但只要潰口口門未被封堵，無論內(nèi)外水位差如何變化，口門會一直保持下泄的流量。

由圖8(b)可知，同樣以單寬水位差ΔZ/B等于0.07為分界線，H/B在分界線兩側(cè)呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律。左側(cè)H/B大小基本不受水位差影響，右側(cè)H/B的值隨單位水位差減小呈現(xiàn)近似線性的增加，當(dāng)口門水位差達(dá)到最小值時，口門水位達(dá)到最大值。在進(jìn)行潰口堵復(fù)工作時，可以根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測ΔZ/B值和試驗(yàn)得出的線性關(guān)系估測現(xiàn)場堤防潰決深度。

4 結(jié) 論

本文設(shè)計并開展了針對堤防潰口水力特性的模型試驗(yàn)研究，分別對潰口和洪泛區(qū)流場分布和水力學(xué)特征值相關(guān)關(guān)系進(jìn)行了試驗(yàn)觀測與分析探討。

(1)根據(jù)潰口水力邊界特征值間的相關(guān)關(guān)系，選擇了具有一定的代表性的典型潰口形式及尺寸，設(shè)計了堤防潰口水力實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>

(2)針對潰口和洪泛區(qū)流場發(fā)展的中后期水力特性進(jìn)行了研究，在潰口尺寸、形狀基本不變的情況下，潰口口門區(qū)上游斷堤頭流速相對較小，下游斷堤頭受高速水流及漩渦的不斷沖蝕淘刷，可能加劇堤防損壞?？陂T下游洪泛區(qū)主流兩側(cè)發(fā)生明顯渦流，漩渦的流態(tài)和速率主要受潰口水流的影響，潰口為急流時洪泛區(qū)內(nèi)主流集中且擺動較大，占據(jù)了大部分由潰口流出的水流動能，所以主流兩側(cè)漩渦流速較高，位置和尺度分布較為隨機(jī)；潰口處為緩流時主流兩側(cè)漩渦基本對稱，漩渦區(qū)流速較為穩(wěn)定較為平穩(wěn)。

(3)在潰口發(fā)展的后期，隨著單寬水位差ΔZ/B的縮小，潰口單寬水流功率P/B以單寬水位差等于0.07為分界線，呈先平后降的發(fā)展趨勢。而口門軸線水位呈不斷升高的趨勢，在單位水位差小于0.07時，單位口門水位與水位差呈現(xiàn)線性相關(guān)關(guān)系；潰口發(fā)展至中后期，上下游水頭差減小，流態(tài)多呈緩流，僅保持了較小的下泄流量和較小的水流功率。

(4)在堤防潰口發(fā)展的中后期進(jìn)行堵口工作時，潰口口門上游側(cè)流速較下游側(cè)小，適合在拋投物料時作為進(jìn)占點(diǎn)。潰口區(qū)下斷堤頭處水面比降和流速大，沖刷強(qiáng)度高，是潰口堵復(fù)關(guān)注的重點(diǎn)；根據(jù)潰口區(qū)流場特性，斷堤頭裹護(hù)工作宜自上而下逐漸進(jìn)行。

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