濱海水閘閘下沖刷成因及布置優化分析
——以甌飛東2號閘為例

王 斌 ，韓曉維，劉 云，屠興剛

(浙江省水利河口研究院，杭州 310020)

0 引 言

濱海水閘為沿海地區常見的排澇擋潮閘，除具備傳統平原水閘的低水頭特性外，閘下多為軟土(或粉砂)基礎，穩定性及抗沖能力較差，閘下水位亦隨潮汐漲落頻繁，帶來施工期基礎開挖困難、圍堰內外水壓力高，運行期海漫末端沖刷嚴重以及維護成本高等一系列問題[1-3]。

對浙江省十幾座大中型濱海(感潮)水閘消能率與相關設計參數的關聯性開展試驗分析[4-9]，得到幾組相對明顯的趨勢圖，見圖1。圖1(a)為閘上水位與消力池尾坎高程之差和消能率的相關性，即隨著差值增加，消能率也呈提高趨勢，這與其他文獻里歸納的消力池躍首佛氏數Fr和消能率的關系相似[10]，且更為直觀；圖1(b)和圖1(c)為相同工況下，消力池尾坎、海漫末端高程與消能率的相關性，即降低兩者高程能在一定程度上改善閘下的消能效果，反映了出閘水流與下游潮位的銜接是否良好，為濱海水閘的典型特征。

為進一步探索濱海水閘的閘下沖刷成因及防治措施，以甌飛一期圍墾工程東2號閘為例，通過物理模型試驗，對閘下控制潮位、消能工布置形式、海漫末端高程及沖刷時間等關鍵設計參數開展分析，希望能夠提出適用于濱海水閘的優化方向或改善措施，為類似工程的防沖設計及運行管理提供經驗參考。

圖1 濱海水閘閘下消能率與部分特征參數相關圖(消能率統計至海漫末端)Fig.1 Correlation graph of the energy dissipation and characteristic parameters of coastal sluice

1 工程概況及模型設計

1.1 工程概況

甌飛一期圍墾工程位于浙江省溫州市，其中東2號閘為圍區澇水東排的主要通道之一，閘室共5孔，每孔凈寬8 m，底板高程-3.0 m，閘下設一級消力池，池長25 m，池深1.5 m，后接護坦及海漫段，長50 m，末端高程-5.0 m，工程布置見圖2。據2013年4月水文測驗資料，甌飛灘附近海域底沙平均中值粒徑約0.008 mm，基本上為黏性較大的細顆粒泥沙，屬黏土質粉砂。

1.2 模型設計

試驗采用正態水工模型[11]，幾何比尺1∶40。其中海漫段以下的外海區域采用局部動床進行模擬，模型沙采用天然沙，中值粒徑0.15 mm，啟動流速參照張瑞瑾公式計算[12]，折算為模型后約0.19～0.24 m/s(水深按1.5～8.0 m計)。試驗工況控制閘上遠期正常蓄水位1.8 m，其自由出流時的過閘流量約704 m3/s。

圖2 甌飛東2號閘工程布置及模型照片圖(單位:m)Fig.2 Layout of the east gate 2 of Oufei reclamation project and the picture of physical model

2 沖刷成因及特征分析

2.1 閘下潮位影響分析

參考以往經驗，內河河道一般存在較穩定的水位流量關系，故其水閘運行時一般先利用閘門局部開啟、分級提升等方式，逐步充填閘下河道容積，待下游形成一定水位(水墊)后，再逐級拉升至閘門全開狀態。該類閘在合理的調度方式下，能夠較好地規避上游大流量遭遇閘下無水的極端沖刷工況，從而降低消能工的建設成本以及閘下的維護費用[13-15]。而濱海水閘一般直面開闊海域，閘下水位受漲落頻繁的潮汐控制，持續排澇時必然會遭遇低潮位時段的不利消能條件，如何對待極端低潮位的沖刷問題，即確定合理的閘下消能設計潮位成為了濱海水閘消能設計時需要確定的首要參數?！端l設計規范》[16]指出 ：“擋潮閘閘下消能設計還應以控制運行條件下可能出現的最不利潮位作為消能計算條件”，《水閘技術管理規程》則提出了“始流時閘下安全水位曲線”要求，以保證操作安全，避免造成下游沖刷，但兩個規范均未給出具體的潮位標準。

為分析不同潮位對閘下沖刷的影響，以東2號閘為例，分別對0.29 m(平均潮位)、-1.04 m、-1.87 m(平均低潮位)及-3.30 m(最低潮位)4組潮位開展試驗，其中海漫末端高程為-5.0 m，得到結論如下。

(1)當潮位在-1.87 m以上時，閘下沖刷由主流區的普遍沖刷及副流區回流引起的盤頭淘刷兩部分組成，其中副流區回流沖刷(盤頭沖刷)深度遠大于主流區，沖坑位置隨著潮位抬升逐漸往中軸線聚攏，但深度有所減弱，故該工況最大風險點位于兩側翼墻的盤頭附近，可能引起翼墻不穩及局部垂直防沖深度不足等問題。試驗照片見圖3。

(2)當潮位低于-1.87 m時，出閘水流與外海水體在海漫末端逐步脫節，流態與-1.87 m以上工況迥異，原兩側回流區消失，形成了全斷面的跌流及垂直淘刷，主流區的普遍沖刷深度劇增。因此，該工況的風險點為翼墻不穩及全斷面垂直防沖不足，一般不允許開閘排澇。試驗照片見圖4。

(3)經統計，該工程潮位低于-1.87 m時段約占10%。因此，控制在-1.87 m以上潮位運行時，僅需重點關注盤頭沖坑的發育，其危害及維護費用也相對可控；但若想繼續挖掘平均低潮位以下的10%效益，則須進一步提高消能及防沖設施的投入，或加大日常維護的費用，經設計綜合比選，東2號閘最終采用-1.87 m為閘下消能設計潮位。不同潮位時的沖刷高程斷面圖見圖5。

圖3 閘下潮位-1.87 m工況時的局部流態及沖坑形態照片Fig.3 The local fluidity and scour images of the tidal -1.87 m

圖4 閘下潮位-3.30 m工況時的局部流態及沖坑形態照片Fig.4 The local fluidity and scour images of the tidal -3.30 m

圖5 閘下不同潮位時的沖坑形態斷面曲線Fig.5 The scour curve under different tidal level below the sluice

2.2 消能工布置影響分析

規范指出[16]，平原、濱海區的低水頭水閘宜采用底流消能。但在水工模型咨詢工作中卻多次發現，由于對濱海水閘的水力特性認識不足，設計時容易出現消力池躍首佛氏數(Fr<1.5)超低情況，最終導致消能率嚴重偏低。當遭遇下游中低潮位時，出閘水流將在護坦及海漫等斜坡段形成二次急流，對下游造成嚴重的沖刷問題。譬如，在甌飛東2號閘的論證過程中(閘下潮位控制平均低潮位-1.87 m，下同)，雖然消力池布置均按規范設計，但由于對出閘水流與下游潮位的銜接考慮不足，布置方案①消能率僅15%，海漫段Fr達到2.38，盤頭最大沖深約8.3 m；但當消力池底板及尾坎高程降低后(海漫末端高程不變)，海漫末端的Fr數明顯減小，流態轉為緩流，池內消能率提高至39%，沖深減少至2.7 m，改善效果顯著(見表1)。

但規范也明確提及，當計算的池深超過3.0 m時，消力池的工作條件將十分惡劣，特別是兩側超高直立邊墻的穩定性以及施工期圍堰內外的水壓力問題，最大可達10 m以上，需慎重對待。針對該情況，一般推薦采用邊墻逐級降低以及二級或多級消力池的布置方案，如上述水閘若采用二級池方案，其總消能率能達到40%左右；也有工程采用了消力墩等輔助消能工設置[17,18]，但由于個體差異較大，通用性較低，在此不再展開。

表1 不同消力池尾坎高程的流速及沖刷成果表Tab.1 The flow velocity and scour results table of different elevation of the end of the stilling basin

2.3 海漫段布置影響分析

規范指出[16]，下泄水流經海漫段后，河床的流速分布理應接近正常分布狀態；水閘下游翼墻的平均擴散角不宜過大，每側宜采用7°～12°。因此海漫的主體作用是調整流速分布，消除水流的余能，使出池水流趨于均勻擴散，并與下游河道平順銜接，以保河床免受大范圍沖刷。而濱海水閘多位于沿海堤防位置，直面外海，若按內河常規布置，過閘水流經護坦及海漫段后，平面流速分布總體趨于均勻，但正是這類內河水閘的利好條件卻成為引起濱海水閘閘下沖刷的主要影響因素之一，究其原因，經海漫段調整后，閘下流速分布趨于均勻，也使得兩側圓弧翼墻附近的脫壁流速較大，該股水流沖入外海后摩擦帶動了兩側靜止水域，形成大范圍的回流區，并在慣性影響下擠壓主流[19,20]，最終導致下游主流區沖刷加劇以及在回流區形成嚴重的錐形淘刷，成為了閘下沖刷的最大危害點。

因此，減少閘下沖刷的前提是改善兩側的錐形淘刷問題，進而可引申為減小脫壁水流流速或者如何避免回流的產生。對此，常規對策是考慮進一步加長海漫及翼墻段長度，甚至可設置導流堤，從而擴大海漫末端斷面寬度以降低流速，或者也可降低海漫末端高程以達到該目的，前者將對工程投資帶來較大影響，不適用于閘下寬短的濱海水閘，后者主要影響兩側直立翼墻及施工期圍堰的穩定性。為分析海漫高程對閘下的沖刷影響，以東2號閘為例(采用二級池布置)，探索不同海漫末端高程對閘下沖刷的影響，成果見表2及圖6。結果表明，方案④由于海漫高程與下游潮位脫節，低潮位時形成了全斷面的跌流沖刷，導致沖深最大；方案⑥則在海漫段形成了二次水躍，能進一步削減余能，為此雖然海漫高程最低，但是沖刷后的高程卻仍是最高。因此，合理的海漫末端高程能夠進一步優化出閘水流與下游潮位的銜接問題，為消殺余能創造條件。

表2 不同海漫末端高程的流速及沖刷成果表Tab.2 The flow velocity and scour results table of different apron elevation

圖6 不同海漫末端高程試驗流態照片Fig.6 The flow images were tested at different apron elevation

2.4 沖刷時間影響分析

規范沖刷公式一般測算平衡后的穩定狀態[16]，對于沖刷坑的形成過程及所需時間未作細述，為此，文章也對沖刷坑形態隨時間變化進行觀測，見圖7。結果表明，雖然單潮排澇時間較短，但是從沖刷趨勢可以看出，首個潮周期的最大沖刷深度幾乎達到了5個潮周期的70%左右，之后逐漸加深并趨于穩定。因此，就濱海水閘來說，受水動力及底質條件影響，沖坑形成時間較短，運行中應嚴格按調度原則控制，避免僥幸心理。

圖7 各潮周期內閘下兩側盤頭沖刷深度及趨勢圖Fig.7 The scour depth and trend line of the two sides of each tidal cycle

3 改善措施及新型布置

3.1 改善對策分析

通過閘下控制潮位、消能工布置、海漫段布置及沖刷時間等分析，發現該類水閘的重點沖刷部位為海漫兩側的翼墻附近，最大沖深為中軸線附近的2～3倍，且沖坑形成時間較短，給防護帶來巨大壓力。初步分析，閘下沖刷深度與出閘水流和下游潮位的銜接方式密切相關，若條件允許，設計時應著重降低消力池尾坎高程，增加海漫段的長度及水深，以降低斷面流速及加深水墊，避免形成跌流或二次急流等不良流態。其中，閘下的盤頭沖刷主要源于兩側的回流淘刷，并可追溯至出閘水流與兩側靜止水域的相互作用問題。因此，從機理角度看，如何削弱閘下翼墻附近的流速梯度，使出閘水流與開闊水域平順過渡將是改善盤頭沖刷的關鍵措施，且盤頭附近回流削弱后，主流區將不再遭受擠壓，中軸線附近的沖刷也能有所改善。

3.2 新型布置探討

為削弱或消除回流的產生，包中進等提出了無翼墻的水閘布置形式[3]，希望通過加大出閘水流的平均擴散角以達到降低海漫兩側流速梯度的目的，為對比及深化成果，以東2號閘為例開展試驗，結果見圖8及圖9。試驗表明：①無翼墻方案的兩級消力池及海漫段的總消能率達到54%，較直立翼墻方案提高了14%以上；②無翼墻方案海漫末端的脫壁流速約2.6 m/s，而直立翼墻方案則達5.8 m/s，降幅過半；③無翼墻方案兩側盤頭的最大沖深為3.3 m，不到直立翼墻的一半，且沖坑體型明顯縮小。因此，無翼墻布置的閘下沖刷效果改善明顯。

為進一步削弱海漫末端兩側的沖刷深度，文章在無翼墻布置基礎上，提出了月牙坎二級池布置方式，試驗表明，該布置海漫末端兩側的沖深已逐漸小于中軸線位置，降為2 m以內，可徹底消除傳統布置中存在的盤頭沖刷問題。

4 結 語

采用物理模型試驗對濱海水閘的閘下控制潮位、消能工布置、海漫布置及沖刷時間等關鍵設計參數開展分析，初步揭示了閘下沖刷的成因及特點，并以此為基礎，探索改善措施及新型防沖布置方式。結果表明，濱海水閘沖刷形成時間較短，若采用傳統布置，應重點分析海漫段水深條件，通過水墊進一步消殺及擴散余能，使出閘水流與下游潮位平順銜接；也可采用無翼墻消能布置方式，通過增大出閘水流擴散角以降低閘下斷面平均流速及兩側流速梯度，達到削弱回流淘刷的目的；最后，在無翼墻布置方式基礎上，提出了月牙形二級池尾坎布置方式，徹底消除了傳統布置中存在的盤頭沖刷問題，成果可為類似工程參考。

圖8 無翼墻的水閘布置形式及沖坑形態Fig.8 Layout of the wingless sluice and the form after erosion

圖9 不同布置方案的沖深剖面線圖Fig.9 Depth profile of different sluice schemes

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