阿拉沟溢洪道水工模型试验研究.doc

1、1阿拉沟溢洪道水工模型试验研究作者指导教师摘要通过阿拉沟溢洪道水工模型试验研究，我们对其原设计方案的体型进行了优化。试验表明，消力池在设计洪水位运行时，水跃前后波动剧烈，水流大量溢出消力池边墙，没有形成底流消能流态，不能满足消能要求。根据工程实际特点，我们通过多个对比方案的试验，提出了推荐的消力池体型，通过模型验证，完全满足工程要求，并被设计采用，也可以为同类工程设计提供参考。最后还对台阶的消能率进行分析，结果表明其消能率可高达6080。因此，台阶消能对于缩短消力池的体型，减小其工程量方面起着重要的作用。关键词阿拉沟台阶消能消力池掺气减蚀模型试验2ABSTRACTTHROUGHTHEHYDRA

2、ULICMODELTESTOFALACREEKSPILLWAY,WEOPTIMIZEDTHEORIGINALDESIGNSCHEMETESTSHAVESHOWNTHATTHESTILLINGBASINCANNOTMEETTHEENERGYDISSIPATIONREQUIREMENTSINTHEDESIGNOFFLOODWATERLEVELBECAUSETHESIDEWALLHEIGHTISINSUFFICIENT,THEWATERISTURNEDOUTWARDANDJUMPVOLATILITY,INTHESTILLINGPOOLTHEREFORE,THEWATERDIDNOTFORMEXPEC

3、TEDUNDERFLOWENERGYDISSIPATION,INTHESTILLINGPOOLACCORDINGTOTHECHARACTERISTICSOFTHEACTUALPROJECT,WEPROPOSEARECOMMENDEDSTILLINGPOOLSIZEAFTERMULTIPLECOMPARISONTESTSCHEMETHROUGHTHEMODELTEST,THERECOMMENDEDSCHEMECANSATISFYTHEENGINEERINGREQUIREMENTSFINALLY,WEANALYZETHEENERGYDISSIPATIONRATEOFSTEPPEDSPILLWAYS

4、THERESULTSSHOWTHATTHEENERGYDISSIPATIONRATECANBEASHIGHAS6080SOTHESTEPPEDSPILLWAYSENERGYDISSIPATIONPLAYSANIMPORTANTROLEINSHORTENINGTHESTILLINGPOOLSIZEANDREDUCINGTHEQUANTITYOFTHEPROJECTKEYWORDSALACREEKSTEPENERGYDISSIPATIONSTILLINGBASINREDUCINGCAVITATIONSBYAERATIONHYDRAULICMODELTEST31工程概况阿拉沟水库位于新疆维吾尔族自治

5、区托克逊县境内，是阿拉沟河和两河流域的重要控制性工程，坝址距阿拉沟出山口以上35KM，距托克逊县75KM，距吐鲁番市130KM，距乌鲁木齐市235公里，距南疆铁路鱼沟车站5公里。阿拉沟水库具有防洪、供水、灌溉等综合利用效益，控制灌溉面积107万亩，担负下游工业园区，南山矿区和农业灌溉的供水任务。其防护保洪对象主要为阿拉沟渠首，阿拉沟引水干渠，青年干渠，南疆通讯光缆主干线及下游托克逊县城和伊拉湖等三个乡镇。工程坝址多年平均径流量为1343亿立方米，多年平均流量426立方米每秒。工程枢纽部分主要建筑物由大坝，溢洪道，导流洞和灌溉放水洞工程组成。沥青砼心墙砂砾石坝顶高程95026M，防浪墙高12M，

6、坝顶宽90M，大坝建基面高程为84500M，坝高10526M，坝长36548M，上游坡比122，下游坡比120。阿拉沟水库溢洪道位于大坝右岸，按100年一遇设计，2000年一遇校核。水库防洪限制水位为94300M，防洪高水位94450M，溢洪道堰顶高程为93900M。溢洪道采用直线布置，堰轴线与大坝轴线夹角为16648，为开敞式正槽岸边溢洪道，设闸门控制。溢洪道包括进水渠，控制段，泄槽和消能防冲设施四部分组成，总长29830M，利用三扇855M（宽高）的弧形闸门控制，控制段宽度为28M，其后40M为渐变段，渐变段后等宽20M，泄槽采用矩形断面，纵坡259，消能防冲设施采用底流消能。2溢洪道总体

7、布置溢洪道布置在右岸，采用直线布置，为开敞式正槽岸边溢洪道，闸门控制，包括进水渠，连接过渡段，控制端，台阶段，输水段，消能防冲设施六部分组成。（1）进水渠（007076000570）进水渠为圆弧型段，半径为82844M，夹角为43度54分43秒，衬砌结构为矩形平底宽渠道，平坡坡底，宽度280M。底板高程93675M，底板及导墙采用钢筋混凝土砌筑，底板衬砌厚度06M，靠近坝体的边墙采用重力式挡土墙，顶宽08M，底宽698M；靠近山体的边墙采用衡重式挡土墙，顶宽05M，底宽32M，挡土墙高1581M，导墙顶部高程为95146M。（2）控制段（00057000103）控制段中溢流堰采用驼峰堰，堰顶高

8、程9390M，利用855M（宽高）的弧形闸门控制，中墩厚度20M，边墩顶宽25M，控制段沿水流方向长16M，堰底建基面高程93425M，4安装三台液压启闭机。为满足交通要求，闸墩上游侧布置公路桥，桥面宽4M，桥面高程95026M，与大坝坝顶相接。（3）连接过渡段（00103006803）控制段后400M为渐变段（0010300503），泄槽宽度逐渐由28M变为20M，夹角为6，渐变段后等宽布置，泄槽采用矩形断面，总长40M。在桩号00503006803段，泄槽采用矩形断面，泄槽宽度为20M，纵坡为20。（4）连接过渡段（006803013203）桩号006803008343段为台阶高度和水平宽

9、度渐变段，与下游台阶相连接，台阶大小依次为（高度水平长度）25CM140CM，25CM140CM，25CM140CM，25CM140CM，25CM140CM，50CM140CM，50CM100CM，50CM100CM，50CM100CM，75CM100CM，75CM100CM，75CM100CM，75M100CM。桩号008343013203段，台阶宽度为09M，高度为10M，梯坡比为109，泄槽底板厚度06M，侧墙为挡土墙结构，上部厚度05M，底部厚度384M，侧墙高度为70M。（5）输水段（013203024573）输水段长度为11370M，为矩形槽结构，宽度为20M。其中桩号013203

10、022203纵坡为3，边墙高70M，靠近坝体采用重力式挡土墙，靠近山体侧采用衡重式挡土墙，（除桩号022203023519采用板桩式，边墙厚10M）。桩号022203023519采用圆弧连接，圆弧半径为208M，圆心角为40，与上端和下端平顺相接，边墙高度由70M渐变至100M，靠近坝体采用重力式挡土墙，靠近山体侧采用板桩式挡土墙，桩号023519024573纵坡I11，边墙高100M。靠近坝体采用重力式挡土墙，靠近山体采用板桩式挡土墙，底板采用分离式面板。（6）消能防冲设施段（024573029573）输水段末端接消力池，消力池长度为300M，深度为48M。消力池后接海幔，长度为200M，其

11、中水平段长100M，缓坡段长100M，坡度I01。海幔末端处用抛石进行回填，消力池段边墙高100M，海幔边墙高60M，桩号024573027073靠近山体侧采用板桩式挡土墙，墙厚度10M，其余段及靠近坝体侧挡土墙采用重力式。3特征水位校核洪水位94780M，设计对应泄流量12408M/S设计洪水位94460M，设计对应泄流量6299M/S5正常蓄水位94450M，设计对应泄流量6131M/S4试验目的任务（1）检验溢洪道进口水流条件和进口体型的合理性，并提出优化措施；（2）检验溢洪道控制段溢流堰堰型的合理性，验证泄流能力，并提出改进措施。（3）测定溢洪道各部位水深、流速、压强分布情况，提出防止

12、空蚀破坏的措施。（4）对台阶溢洪道水流流态，效能效果进行测试，验证台阶体型（高、宽尺寸）的合理性，并对底流消力池体型进行优化（包括消力池长度，高度及深度）。（5）观测闸门调度运行的最佳组合，提出合理的闸门调度方案和调度程序。（如不同泄量情况下闸门开启个数，顺序以及闸门开度等）5模型的制作和精度要求模型根据重力相似定律（弗汝得模型定律）进行设计，即只考虑原型与模型间促成运动的主要作用力为重力，将次要影响力略去不计【1】，则重力比例为33RMPPRGLLF按原型与模型动力相似的必要条件，惯性力比例与作用力比例相等，即324RRRRLTL或112RRRRTL，故得重力相似定律时间比尺21RRRGLT

13、流速比尺21RRRLGV由于1RG，以上两式可写成2/1LRTR2/1LRVR其他各量的模型比尺，皆可从上面两式推导得出流量比尺252/12RRRLLRLAQR根据曼宁公式21321SRNV式中R为水力半径，S为水力坡降。故得13221321RRRRNLSRNV渠道糙率系数N的模型比尺61RRLN根据委托方对模型试验的任务要求，并结合实验室场地等条件，经双方商定后，采用比尺60LR。则相应地就可以得到流量比尺、流速比尺、时间比尺和糙率比尺，如下6流量比尺5278852/5LRQR流速比尺74672/1LRVR时间比尺74672/1LRTR糙率比尺97916/1LRNR模型的制作是根据设计院提供

14、的阿拉沟总体平面布置图推荐方案溢洪道结构图推荐方案进行模型设计。模型制作范围为上游库区长300M，宽度186M；下游河道从消力池向下游长约320M，宽度为120M。模型由进水渠段到海幔段用有机玻璃制作，以满足糙率比尺要求。同时有机玻璃模型具有拆卸功能，便于观察水流流态，能够满足修改、优化的要求。各轴线用经纬仪确定。进口坝前水库和尾水渠后均做地形，地形制作采用断面板法，用三夹板绘制好断面板，校核后经锯剪加工成地形模板。模型地形采用水泥粗砂浆粉面木抹板拉毛，混凝土部分采用水泥砂浆粉面铁抹板抹光。用水准仪确定各断面控制高程，建筑物模型高程允许误差为03MM，地形高程允许误差为2MM，平面距离允许误差

15、为10MM。用经纬仪控制平面导线布置，允许偏差为01。泄流量、时均动水压力、水位、流速分别采用三角堰、测压管、水位测针、旋浆式流速仪进行水力学参数采集。泄流量率定时，流量误差小于1，测压孔内径小于2MM，测压管（玻璃管）内径大于1CM，用水准仪测定各测点及测压版零点高程，测读精度应达03MM，在静水中校验测压管液面与测点高程一致，误差不超过05MM，流态稳定后方能测读，测读精度控制在3MM以内。水位测针零点高程的精度应控制在02MM，没测一次，应重复测读23次，取其稳定值或平均值，测针精度应控制在03MM。用流速仪侧流速时，每一测点记录值不得少于45次，每次采集时间不得少于510S。【2】中等

16、情况下的渠道混凝土衬砌表面糙率N0014，【3】则沿程阻力相似所要求的模型糙率应为00071，根据大量模型试验，有机玻璃制作的模型糙率约为0007000085【4】【5】【6】，故糙率基本相似。6试验工作规划依照水工模型试验的基本程序及工作步骤，结合本实验所要研究的内容，试验工作分为三个阶段。首先，按照设计院的设计溢洪道布置方案进行模型试验验证，根据试验测验资料，对其设计体型进行评判，提交试验中间成果。7其次通过业主和设计单位讨论，得到初步修改优化方案。并对体型进行修改和优化，提出适合该工程的推荐体型方案。第三对推荐的体型进行全面测验，为设计提供必要的依据，也为工程的运行提供参考。7原设计方案

17、试验原方案试验是按照设计院提供的阿拉沟溢洪道布置图进行模型的制作，并进行相应的模型测试工作，以验证原设计泄水建筑物体型的合理性。71原设计方案泄流关系试验首先对原设计溢洪道在三孔全开的工况下的水库水位流量进行测验，各特征库水位的试验实测流量结果见表1。表1原设计方案各特征库水位的试验实测流量表特征库水位设计流量试验实测流量流量差值备注MM/SM/S9478012408118888418校核洪水位94460629960823344设计洪水位94450613159355319正常蓄水位流量差值（实测设计）设计100从表中的测验数据可以看出，当库水位为校核洪水时，模型实测泄流量为118888M/S，

18、小418，说明校核洪水位泄流量不满足设计。同样对于设计洪水位94460M和正常蓄水位94450M来说，其泄流量分别小于设计值344和319。故应调整进口导墙线型，改善进口水流流态，使水流更加顺畅，以达到增加下泄流量的目的。72校核洪水位试验721水流流态试验对于原设计方案没有设计掺气孔时的核洪水位的水流流态进行了观察，由于水库水位位于校核洪水位，溢洪道进口水深大，水流受到左导墙的影响就较为明显，在导墙位置就形成了较为明显的绕流流态，有直接影响左孔的泄洪能力。在水流通过闸孔后，由于受闸墩以及渐缩段的影响，下泄水流在渐缩段形成较为稳定的冲击波，波浪位置相对稳定。在006130断面处，由于波浪影响，

19、在该断面右边墙的折冲点，水面雍高，最大水深为69M，此处的边墙高度也为69M，故边墙没有超高余幅。通过渐缩段水流的调整，到达台阶处已8形成稳定的水流流态。在台阶段，水流顺畅，水体透明，说明自然掺气不明显。到达台阶末端后，由于其下游输水渠道和台阶面没有圆弧过渡，使得水流连接不顺畅，故水流直接冲击渠道底板，并形成反射水流。在输水渠道末端，由于水流流速较大，水流运动规律应为抛物线规律，而原设计渠道纵向按照圆弧曲线后接11坡度体型设计，渠底曲线变化曲率太大，水流出现脱壁现象，故在圆弧段出现较大负压。对消力池来说，由于水流进入消力池没有沿渠底板通过底流流态进入，而是以射流流态进入消力池，此时消力池已成为

20、一个消能水垫塘，并且水垫塘的边墙高度不能满足消能水深的要求，消能不充分，因此应对消力池进行加长和边墙加高。由于消力池消能不充分，出口渠道长度不足，故消力池出口的水流对下游河道的冲刷范围必然较大，应对其进行调整。722沿程水面线及压强分布试验对原设计校核水位94780M泄洪工况的沿程水面线进行了测验，从沿程水面线的资料也可以看出，除台阶和输水渠道的水面过度不顺畅外，还存在消力池边墙高度远远不够的问题，试验测得，在消力池末端，平均最高水面线高程为87393M，而设计消力池边墙高度仅为86773米，相差620米。总之，从沿程水面线的变化看，溢洪道纵向体型堰过渡不顺畅，有待重新调整。校核洪水位运行工况

21、下，泄水建筑物底板中心沿程压强从模型测验结果测验的资料看，进口控制段沿程压强分布较为良好，特别是驼峰堰没有出现负压强，说明其曲线线型良好，满足泄洪要求，渐缩段底板中心沿程压强分布良好。由于在台阶形成较强的螺旋水流，这样就会在台阶的前缘小范围内出现负压区，从模型测验到的压强来看，测得的最小负压在T7测压管上，其值为23498KPA，（原设计方案在此处设计掺气槽）。台阶的最大压强出现在T21测压管上，其值为128798KPA。对输水渠道来说，P1测压管位置为水流冲击点，压强最大为175398KPA，P3为水流反射区间，故压强较小为10798KPA。对圆弧段，由于水流流态为挑射流态，故圆弧段水流有脱

22、壁趋势，故试验实测圆弧段压强全部为负压强，最大值为73298KPA。消力池段压强全部为正压强，其压强分布较为合理。总之，从沿程压强分布实测资料分析来看，台阶下游连接段以及圆弧段的体型应该进行调整。973设计洪水位试验731水流流态当库水位为设计洪水位94460M时，试验依然采用三孔全开的试验模式，此时下泄流量为60823M/S，进口左导墙水流依然有绕流存在，其强度较校核洪水位相比有所减弱。渐缩段的水流流态依然存在冲击波，在平面上表现为对称波形分布，波峰和波谷位置基本不变。台阶段水流顺畅，在台阶下游约1/3段自然掺气明显，水流呈现为乳白色，在台阶和输水渠道过渡位置依然有水流反射存在，流态不顺畅。

23、下游消力池流态情况和校核洪水位情况相同，由于流量变小，水面比校核洪水位工况低，试验测得消力池末端平均水位为86953M，设计消力池边墙高度为86773M，平均水面超高180M，消力池边墙高度依然不够，故消力池体型需要调整。732沿程水面线及压强分布为了了解原设计方案设计洪水位的沿程水面线及压强分布情况，试验也对该工况进行了测验，从测验资料可以看出沿程水面线和沿程压强分布规律和校核洪水位情况相同，量值变小，强度变弱。74原设计方案掺气试验试验按照原设计方案的掺气槽位置，在008433位置的台阶左右两边设置通气孔，当库水位在校核洪水位时，掺气空腔稳定，空腔长度为四个台阶距离，由于水流掺气充分故模型

24、台阶水流呈现为乳白色。对设计洪水位来说，掺气空腔依然稳定，长度基本和校核洪水位相同。由此可以得出原设计方案掺气位置设置合理，掺气空腔稳定。75原设计方案断面流速为了了解原设计方案在特征断面的水流流速，试验分别对台阶起点006803；掺气孔上游008243，输水渠末端022203以及028696四个断面水深中心点的流速进行了测验，测验仪器为LGY型智能流速仪，结果见表2。表2原设计方案溢洪道沿程特征断面的水流流速断面桩号00680300824302220302869610校核水位118616112552784设计水位9914732145667说明表中流速单位为MS从表中流速可以看出，断面0222

25、03的流速较大，所以水流在圆弧段表现为水平射流流态。故在圆弧底板形成较大的负压区间，也再次证明原设计圆弧渠道不满足水流泄要求，应对其进行修改。76原设计方案的结论和建议通过对原设计方案的试验资料进行分析，可以看出，整个设计方案水流下泄流线不顺畅，纵向体型有待商榷，基本结论如下当水库水位为校核洪水位94780M时，实测下泄流量为118888M/S，比原设计下泄流量12408M/S小418。台阶末端水流直接冲击输水渠道末端，并产生反弹水流流态，体型不良，应进行修改。由于输水渠道末端水流流速大，圆弧渠道底板曲线不能和水流流线重合，并在圆弧段长生较大的负压区，应对体型进行调整。由于输水渠道末端水流流速

26、较大，原设计消力池消能形式已经成为水垫塘消能形式，并且在校核工况其体型尺寸不能满足水流要求，需要进行调整。下游消力池出口渠道较短，不能满足水流的调整要求。原设计掺气槽位置合理，掺气空腔稳定。8新设计方案试验通过对原设计方案结论进行分析研究，设计院提供了三个新设计方案，三个新方案的台阶坡度分别为I109，I111和I112。通过协商，模型试验采用台阶坡度I109的方案进行试验，并按照新设计的方案进行相应的模型加工制作。81新设计方案试验新设计方案主要是对溢洪道纵向线型进行了调整，其中从闸室进口到渐缩段末端005030依然保持原设计体型不变，从005030位置向下，一直到溢洪道末端，新方案还是保持

27、原设计中心线不变，且泄水建筑物的宽度依然保持为20M，从006482008343未半径30M的圆弧线，008343012573是台阶段，台阶比降I109。012573014463为半径30M的反圆弧曲线，然后与I110的输水渠连接，输水渠桩号014463021463。后接比降13的陡坡021463026463，消力池从026463030463；为了便于模型11试验的修改优化，在新设计体型制模时，将新设计方案消力池从设计的40M加长为60M，其他位置按照新设计的方案进行模型的加工和之制作。通过对新设计方案校核洪水位和设计洪水位的试验，可以看出正圆弧、台阶段，反弧以及输水渠道，水流都比较顺畅，消力

28、池水流流态尚不理想。其中校核洪水位工况的台阶段流态，从正圆弧一直到输水渠道末端的水流都比较顺畅，稳定。输水渠末端和消力池连接的13比较陡坡起点水流依然有平射流态，所以局部出现负压，试验测到的最大负压在校核洪水位工况，C1测压管021697处，压强为18598KPA。消力池水流流态不理想，表现为没有形成底流消能流态，水流在消力池尾坎形成挑射水流流态，说明水流没有从急流流态完全过渡到缓流流态，故消力池体型不适合校核工况，需要进行调整。对设计洪水位来说，其水流流态从试验的现场观察，其水流和校核洪水位的基本相同，依然保持顺畅，稳定。消力池流态明显可以看出，该工况消力池依然没有形成底流消能流态。因此，新

29、设计的消力池体型需要进行调整。消力池中布设辅助消能工是目前应用于底流消能中最为经济的一种泄洪消能型式。在这种消能型式中，下泄水流内部的流速梯度增加，迫使水流在消力池内紊动混掺加剧，改变水跃形态，进而达到提高水跃的消能效率【7】。但是溢洪道设计规范【8】中规定，当跃前断面平均流速超过1618MS时池内不宜设置趾墩、消力墩等辅助消能工。有资料表明，设置消力墩的消力池入池流速不应超过16MS，否则可能引起消能工的气蚀破坏【9】。本次试验中，在校核洪水位、设计洪水位和消能防冲水位断面平均流速都超过16MS。因此，本设计中消力池的体型只能从池长和池深进行修改和优化。82修改一试验修改一采用将消力池长度从

30、40M加长到60M，消力池深度保持不变，修改的目的是为了让水流进入消力池后，能够有足够的距离让水流在消力池内发生能量交换，从而达到消能的目的，消力池底板的高程为85738M，尾坎高度保持48M不变。通过对校核洪水位和设计洪水位两工况的试验，从消力池水流流态看，消力池依然不能满足两工况消能的要求，说明水流进入消力池的流速过大，单独采用加长消力池的方法是不能解决问题的，还应采取增加消力池的深度的措施，以增加水流的淹没深度，从而达到消能的目的。83修改二试验由于水流在修改一的消力池体型内的淹没深度不够，水跃跃首远趋，因此修改二试验，将消力池体型消力池尾坎抬高到8M，消力池长60M保持不变。12从校核

31、洪水位的水流流态看，校核洪水位基本形成了底流消能流态，但由于消力池下游出口水位低，尾水渠流态不是特别理想。设计洪水位工况，消力池内完全形成了较为稳定的底流消能流态，并且从实验观察的流态看，该工况的消力池还有缩短的空间。因此，试验对消力池体型进行进一步的优化，以找到更优的体型。84修改三试验修改三是将消力池尾坎保持8M不变，消力池长度缩短到50M，以验证该体型能否满足设计洪水位的消能要求，同时也判断校核洪水位下消力池的水流流态。从流态看，校核洪水位的水跃完全在消力池内，由于水流波动强烈没有形成稳定的底流消能流态，但也没有出现远趋式射流流态。对设计洪水位来说可以形成底流消能流态，水流到达消力池末端

32、基本稳定，如果依照设计洪水位作为消力池体型判断的标准，该体型可以作为推荐体型。85修改四试验为了尽量减少工程量，降低工程造价，试验在修改三的基础上又进行了修改四的体型优化试验，修改四是将消力池的尾坎调整到6米，消力池长度50米保持不变。目的是能找到在设计洪水位的工况下，在消力池内能完全形成底流消能的水流流态的最小消力池体型。在校核洪水位情况下，消力池内的流态明显没有形成稳定的流态。在设计洪水位下的消力池水流流态，可以看出，基本上还是形成了稳定的底流消能流态，所以，不考虑校核洪水位下的消能问题的前提下，以设计洪水位作为判定标准，修改四可以作为设计采用体型。86修改试验汇总由于阿拉沟溢洪道的最终问

33、题是解决消力池的消能问题，所以试验也把重点放在消力池的体型优化上，通过对以上五个修改体型的研究，可以得出以下几个结论1如果要保证校核洪水位和设计洪水位工况消力池都能满足要求，建议采用修改三消力池体型；2不考虑校核洪水位，单独以设计洪水位作为判段消力池体型的标准，建议采用修改四消力池体型；3各个体型消力池尾坎处的水面最大深度汇总见表3。表3新设计方案各个修改体型消力池尾坎处的水面最大深度汇总表体型新设计修改一修改二修改三修改四备注池长M406060505013尾坎高4848886校核水位174210204210198设计水位132132156162144说明尾坎最大水深是从消力池底板高程算起的，

34、单位为M通过上表可以得到消力池边墙高度，也为结构设计提供参考。9消力池底板降12M试验通过和设计单位再次对新方案试验结果的沟通，决定采用上述修改四试验作为修改体型，即消力池尾坎高6M，消力池长50M，消力池底板从原来的85738M高程，降低到85618M高程，消力池起点桩号由026463变位026823，向下游移动36M。91设计洪水位试验按照以上模型试验资料的结论，设计消力池底板降低12M后，该消力池体型应该能完全满足设计洪水位工况下泄水流的消能要求，因此，试验首先对该消力池体型的消能流态试验进行观察，以便确认该体型的合理性。设计洪水位全开下泄流量60823M/S，消能水流流态良好，和修改方

35、案四基本相同，完全可以满足该工况的消能要求。92校核洪水位试验对校核洪水位下泄来说，虽然设计规范【8】不要求消力池设计必须满足校核工况的消能要求，但也必须对其进行必要的验证试验，以了解和掌握消力池的消能流态特征。从试验的观察来看，其消力池消能流态流态不理想，没有形成完全意义上的底流消能流态，消力池基本看不到一个较为稳定的跃后水流流态，但也没有出现极端水流现像。通过上述两工况对消力池流态的观察，认为消力池降低12米的体型完全可以保证溢洪道下泄流量小于设计洪水位对应泄流量60823MS的消能要求，可以作为推荐体型工设计采用。93消力池进口13陡坡试验泄槽段由缓坡变陡坡连接段最好能采用抛物线连接【8

36、】，以避免水流底面产生负压，招致空穴水流。新设计方案中，从输水渠段到消力池进口上游的13陡坡采用直线连接，水流在13陡坡上游存在脱离渠底的现象，在测验数据上表明该段压强分布存在负压强。其原因是水流沿输水渠道向下游流动，到达陡坡时，渠底突然向下转折，而水流由于惯性作用，尚不能完全和陡坡吻合，故产生脱壁而引起负压。对校核洪水位和设计洪水位两工况来说，试验测得陡坡段沿程压强见表4。14表4消力池底板降低12米方案13陡坡各工况沿程压强汇总表测压管C1C2C3C4C5C6桩号021696021981022266022548023111023695校核水位173036089087203252设计水位01

37、7030083161181说明表中的单位为98KPA从上表可以看出，校核工况其负压区范围约在13陡坡起点021463021981区间范围内，模型实测最大负压在C1位置为17398KPA，设计工况负压区范围要比校核略小，模型实测最大负压强仍然在C1位置为01798KPA。按照水力学要求，水流沿溢洪道下泄时，应尽量避免出现负压区，因为当水流经过低压区，压强小于相应温度下的蒸汽压强时，水流内部就会产生大量气泡，这种现象在水力学上称为空化。空化产生的气泡被水流带到高压区时，由于内外压差使气泡突然溃灭，气泡在溃灭过程中的极短时间内可产生高达981981亿PA的压强，造成壁面材料的剥蚀和损坏，这种气泡产生

38、和溃灭导致混凝土表面遭到破坏的现象称为空蚀【1】。故试验对该区段也进行体型优化，使溢洪道体型更趋合理。10修改13陡坡试验参考以往以前完成的模型试验资料，结合本工程的自身特点，在保持输水渠道和13陡坡位置不变，只对过渡段采用抛物线体型将输水渠道和13陡坡段连接起来，模型试验抛物线采用Y000541566X方程。通过对该抛物线修改体型的试验观察，其水流流态明显顺畅，达到修改的目的。校核洪水位工况，通过实测抛物线段的沿程压强分布，也没有出现附压强，证明修改后的体型比修改前的更加合理，满足工程泄流要求，校核洪水位和设计洪水位的沿程压强实测资料见表5。表5修改13陡连接坡为抛物线的沿程压强分布表11进

39、口导墙修改试验测压管H1H2H3H4H5H6H7H8桩号020063020357020603020855021137021503021917022243校核水位156113111056066045049111设计水位138113117086090081121117说明表中压强单位为98KPA15溢洪道进水渠进口导墙形式以及进道水流的流态是否平顺，直接影响溢洪道的泄流能力。因此，溢洪道进口导墙应根据不同地形“因地制宜，因势利导”。从各种研究资料来看，导墙采用相应的流线圆弧形式，可使水流流态平顺，进流均匀，从而有效提高溢洪道泄流能力【10】【11】【12】。在规范中【8】也提到，当进口布置在坝肩时

40、靠坝一侧应设置顺应水流的曲面导水墙，靠山一侧可开挖或衬护成规则曲面。在本次溢洪道设计方案中，左侧靠坝一侧的进口导墙却采用了直线形式，直导墙的分流作用使得进流均匀度较差，在斜墙末端产生了侧向绕流。另外，由于直导墙较短，水流调整不够充分，因此该方案过流能力较差。为了消除溢洪道左侧进口导墙对进口水流的不利影响，改善进口导流流态，提高溢流堰的泄流能力，根据水流的运动规律，试验在原设计方案的基础上做了必要的修改。修改的思路是在不改动右侧导墙体型的情况下寻求比较合适的左侧导墙结构形式，使得水流在进入水渠之后流态比较稳定。由于水流由水库堰导流翼墙进入溢流堰是一个质点加速过程，采用椭圆曲线容易适应这种变化。参

41、考恰夫其海等多个水工模型试验的成功体型，并考虑到本工程的具体情况，对进口左侧采用导流翼墙椭圆曲线方程1256102222YX（其长短半轴的比值为16），右侧进口导墙保持原设计体型不变。通过模型试验，其进口流态明显得到改善，水流平稳顺畅。进口翼墙修改后，校核洪水位94780M和设计洪水位94460M下进口处的水流流态明显改善，可以作为设计采用方案。由于对溢洪道进口导墙进行了修改优化，使得闸前水流更加顺畅，有可能引起泄流量的变化，因此试验对修改后的溢洪道在三孔全开的运行状况下的库水位流量关系曲线进行了重新了率定。通过测验，认为修改后的体型对泄流量的影响不大，可以按照原设计库水位流量关系曲线进行运行

42、和控制。为了便于工程的调度运行，试验也对中孔单独全开的库水位流量关系作了测验，同时也将中孔单独运行时，闸门开度按照梯度为1M，分别进行了不同开度情况的库水位流量关系曲线率定。总之，通过对进口导墙的修改，改善了进口水流流态，实现了水流平稳的进入闸室的目的，各个特征库水位流量值见表6。表6进口导墙修改后的库水位流量关系运行工况特征库水位原设计流量试验实测误差实测流量系数三孔全开校核水位12021118888033043216设计水位5998608231400432消能防冲3964695214310432中孔单开校核水位40180434设计水位20340433消能防冲15120433说明表中误差（实

43、测设计）设计100表中的流量系数是按照驼峰堰流量系数公式【13】进行计算的，即2/32HGBQM式中M堰上综合流量系数；Q泄流流量；B堰面过水宽度M（本工程三孔全开为24米，单孔全开为8米）H堰上水头M（本工程堰顶高度为9390M）从表中数据可以看出，在校核洪水位和设计洪水位时，泄流量满足工程设计的要求，消能防冲水位泄流量远大于设计值1431，因此工程设计满足各个工况的泄流量要求。12掺气减蚀试验由于台阶上的水流在不同单宽流量时，流态不同。消能机理也不同，流态较为复杂。当单宽流量较小时，水流成舌状跌落水流，消能形式类似多个小跌水连续消能。随着单宽流量的逐渐加大，舌状跌落水流向滑移水流转化，而台

44、阶面在滑移流条件下，水流的能量主要通过水流在台阶面上的裂散，掺气以及主流和底部漩涡之间的紊动交换实现消能【14】。台阶面上的滑移流按掺气特征可以分为3个区域，即非掺气区，掺气发展区，充分掺气区。在非掺气区和掺气发展区，由于水流没有掺气或掺气不充分，试验观察到其水体为透明或半透明状态【15】。在高、中水头的溢洪道设计中，经常遇到高速水流引起的建筑物的空蚀问题。2000年我国颁布的溢洪道设计规范，规定了六种防止发生空蚀破坏的措施，其中掺气防蚀效果最为显著，且简单经济，安全可靠。鉴于台阶面台阶突出点在高速水流通过时，有可能出现负压，引起空化空蚀破坏。加上台阶面上压强变化梯度大，为了保证其安全的正常运

45、行，应考虑台阶面的掺气减蚀问题。按照原设计的要求，通气孔设计在第一个台阶的位置。由于在正圆弧末端的斜率（I112）缓于台阶段的坡度（台阶坡度I109），所以该处设置掺气孔不需要设置专门的17掺气调坎，体型本身就相当于设计了一个I10144的挑坎，具有掺气的作用，这一点也得到试验的证明。校核洪水位和设计洪水位的全开工况下，掺气空腔稳定，掺气充分，各特征工况的掺气孔通风量见表7。表7特征运行工况的掺气通风量表工况校核P005设计P100消能P330库水位947809446094360单宽流量59930412263总通风量97545434471说明总通风量为左右两边通风量之和13空化数分析为了研究空

46、化空蚀问题，常采用一个无量纲数作为衡量实际水流是否会发生空化的指标，叫做空化数【16】。对于台阶面以下流速段较大区段而言，依然是最容易发生水流空蚀破坏的位置，因此必须对其水流的空化数进行分析，给设计提供必要的参考依据。通过对推荐的抛物线体型的沿程流速分布和沿程压强试验测验，按照规范中【8】水流空化数计算公式2/200GVHHHVA式中水流空化数AH大气压强水柱高，（9003310ZHA）0H，0V断面的时均动水压强水柱高M，和实测断面流速SM/VH水的汽化压强水柱高，在T20时H024米G重力加速度，2/SMZ工程所在位置的海拔高程M，这里采用输水渠道的平均高程9745M进行水流的空化数计算，

47、结果见表8。表8台阶面以下溢洪道水流空化数计算结果测压管编号桩号模型实测水流空化数备注校核水位设计水位消能防冲B1012693083098075反弧段B401436104309105418P2015891032076054输水渠段H1020063029043044抛物线段H3020603029050046H5021137029048050H7021917029044058H9022757032038054H1102405503004303013陡坡段H12025190029029036说明表中单位为M14台阶段消能率计算台阶溢洪道的显著特点是沿程逐级掺气、减速、消能。当水流在台阶上下泄时，可形

48、成的强烈的横轴旋滚及水流掺气来达到消能的目的，在众多的研究资料中阶梯溢洪道的消能率都处在5080的范围内【17】【18】【19】【20】【21】【22】。光滑溢洪道水深沿程减小，流速沿程增加，本试验中通过观察发现阶梯式溢洪道水流运动到中部后，水深沿程不再增加，与其他工程结果一致。在流量不变时，当水深不再增加时，断面平均流速也不再增加，因此阶梯溢洪道的消能率要比相同条件下的光滑溢洪道的消能率要高。通过对已经建成的工程统计，发现阶梯溢洪道与光滑溢洪道相比，消能率能够提高154倍，消能效果良好【20】【21】【22】。由于阶梯面已消除了大部分水流动能，因此溢洪道下游消力池的尺寸可大大缩短，甚至根本省

49、去消力池。同时阶梯消能工对泄流量有一定的适应性，不失为一种优良的消能方式。国内外已有众多学者对台阶消能做出了深入的研究，并且提出了各自的消能率公式。根据不同的侧重点，计算消能率的公式可以分为以下几类1、根据绝对消能率和相对消能率的概念，可以把台阶消能率公式分为绝对消能率和相对消能率两类【23】。绝对消能率1001001211EEEEE（1）式中1E、2E分别为坝面上、下游断面单宽水体总能量。相对消能率100222STSVVVE（2）式中SV，TV分别为光滑和阶梯溢流坝趾的流速。2、根据台阶水流形态，众多学者分别从滑行水流，和跌落水流进行研究消能率。19加拿大CHAMANI【24】跌落水流公式51151111110HYNHYEECNIICN（3）式中E为能量损失；0E为上游的总能量；CY为临界水深；H为阶梯高度；N为阶梯个数；为每个阶梯的能量损失比。澳大利亚的CHANSON【2