基于水庫泄導洞優化設計方案的分析

閆 靖，趙 晶

(宜昌市水利水電勘察設計院有限公司，湖北 宜昌 443005)

1 案例工程基本情況簡述

二塘溝水庫樞紐工程坐落在我國西北某地，是一座兼顧防洪、灌溉和地區供水任務的Ⅲ等中型山區峽谷型水利樞紐工程，工程由溢洪道、泄導洞、灌溉閘和瀝青心墻壩等建筑構成行流泄水系統。水庫洪水期校核水位1 476.83 m，洪水期設計水位1 475.06 m，死庫容209×104m3，死水位1 439 m，總庫容2 360×104m3。

泄導洞在左岸巖體內布置，位于放水灌溉洞右側，與放水灌溉洞的軸線距離20 m。該洞系為多功能Ⅲ級標準隧洞，在庫壩修建期承擔施工導水任務，在水庫正常運行期擔負泄洪、沖排沙和放空等任務。因受到區域地形的限制，洞身段采用半徑30 m和角度46.66°的彎道設計。在庫區施工期，該泄導洞的導水過流最大量為172 m3/s；在正常蓄水期的洪水校核過流量為356.63 m3/s，洪水設計過流量為349.82 m3/s。

在綜合討論原泄導洞方案基礎上，提出改進方案：改進的泄導洞陡坡上面的拋線按原拋線方程延長，消力池底面板應下降1.7 m，末端樁號從原導0+367.634須延長至后陡槽及導0+372.640相接，陡槽坡比須由原來得i=0.436 8優化為i=0.538 6。優化建議的泄導洞結構立、平面簡圖見圖1。

圖1 泄導洞優化修改方案(m)

為驗證案例泄導洞優化改進方案，本文基于工程導水防汛任務需求，以等比縮放模型模擬實驗分析的方式，對案例優化改進水庫泄導洞設計方案進行分析，探討沿程流態、測度并演算優化后的水力參數，解析判斷該設計的參數合理性。

2 改進設計方案的實驗分析

2.1 基于導流度汛任務的優化分析

2.1.1 沿程流態分析

在泄導洞內水流由壓力段進入明渠段時，由于受工作閘室段分散擴展的影響，發生水面陡然跌落，之后于明渠段，以折沖流的方式繼續行流。水流進入拋線分散擴展段，因為斷面分散發展，優化后的拋線變長，后銜接的斗槽坡度增大，流動的速率加大，并且中間水面較大，兩邊下降較多。

入流消力池后，出現淹沒水躍。躍首隨庫內水位升高而后移，繼而越出邊墻。圖2是過流量為172.27 m3/s、庫水位1 434.87 m時，泄導洞消力池段的沿程流態。在樁號導0+381.21～導0+383.19之間，水躍躍首波動，隨庫水位繼續攀升。消力池均有淹沒水躍發生，預示消力池無論長度還是深度上，均可以滿足工程任務需要。

出消力池后，有一段跌落水流發生，此為導墻彎道所致，水流在出口呈現右低左高狀態。行流入結構退水渠，流態先分散擴展，沖向渠邊墻，形成水流折沖，沿結構退水渠以菱形不對稱沖擊波形態流動，之后入流下游河道，基本狀態見圖3。

圖2 消力池段的過流狀態

圖3 退水渠段的過流狀態

行流在退水渠出口以跌落的狀態流入下游河道，因為下游河道入口擁有相對寬闊的河床，故此段行流相對平穩。實驗測得表明，水面在230.69 m3/s過流量和1 443.04 m庫水位時，發生2.30 m跌落；水面在172.27 m3/s過流量和1 434.87 m庫水位時，發生2.08 m跌落。

上述流態表明，泄導洞消力池段的沿程流態能夠滿足任務需要，并且避免出現遠驅水躍。但淹沒水躍在庫水位攀升積累達一定程度后開始躍出邊墻，故此案消力池的邊墻高程設計需要進一步優化。

2.1.2 主要參數分析

1) 沿程水線。在172.27 m3/s過流量時，在分散擴展段測得水躍躍首前水深最大值為2.74 m。在230.69 m3/s過流量時，測得水深最大為3.07 m。比較對應設計值，邊墻的高程設計能夠滿足泄流任務需要。

在172.27 m3/s過流量時，消力池水躍段測得水深最大值為12.21 m。在230.69 m3/s過流量時，測得水深最大值為13.86 m。該段邊墻的高程為12.9 m，顯然邊墻高程的設計不能夠滿足水工特性需要。隨著庫水位的攀升，泄量持續加大，消力池高程亦不能滿足工程需要，故亦需進一步優化此處的邊墻高程。

退水渠頂段消力坎在172.27 m3/s過流量時，水深最大測得值為4.29 m。在230.69 m3/s過流量時，水深最大測得值為5.61 m。此段邊墻的高程為6.0 m，可以滿足對應需要。但隨著過流量的增大，該段邊墻高程亦不滿足需要。在172.27 m3/s過流量時，測得結構退水渠水深最大值為2.28 m。在230.69 m3/s過流量時，水深最大測得值為3.30 m。此段邊墻的高程設計是6.0 m，可以滿足泄流需要。

2) 壁面壓強。由測度的實驗數據換算為壓強值可知，改進方案在導水防汛期泄導洞底面板壓強值均為正值，壓強演變相對平緩。拋線段172.27 m3/s過流量時，其底面板最小壓強值為0.7×9.8 kPa。其下切最大截面的過流速率為18.9 m/s。在230.69 m3/s過流量時，底面板最小壓強值為0.7×9.8 kPa，并且下切最大截面流動速率為21.4 m/s。因為壓強均為正值，并且下切流動速率高于空化初生流動速率，即在兩種導水工況條件下拋線段不會出現空化水流，認為底曲線設計合理。退水渠段及消力池段的底面板壓強同為正值，壓強分布合理，壓強變化也平緩。新設計分段壓強計算極值統計表見表1。

3) 拋線后各部分沿程流動速率分布。從測得流動速率分析得知，在172.27 m3/s過流量時，分散擴展段最大流動速率為18.9 m/s。在230.69 m3/s過流量時，該最大流動速率為22.2 m/s。在172.27 m3/s過流量時，消力池段最大流動速率為8.6 m/s。在230.69 m3/s過流量時，其最大點流動速率為11.1 m/s。與原方案比較，新設計的消力池池首流動速率要小一些。在172.27 m3/s過流量時，退水渠段流動速率最大為6.5 m/s。在230.69 m3/s過流量時，最大流動速率在7.4 m/s。結果表明，新設計的各個部分流動速率分布基本合理。

表1 新設計分段壓強計算極值統計表 /9.8 kPa

綜上所述，泄導洞拋線后雖然沿程流動速率演變較大，但流動速率分布仍然較為合理，并且流動速率數值未超越初生空化數30 m/s，因此解析認為在導水工況條件下不會對建筑物造成空蝕破壞。

2.2 基于蓄水任務的優化分析

2.2.1 明流段沿程流態

在上游庫水位相對較大、過流量相對較大時，泄導洞流動速率較大，并且因為拋線曲率經變更，坡度較陡，所以在截面分散擴展處中間水面超出兩邊較多，并且流動狀態也隨庫水位攀升變差。基于382.64 m3/s過流量和1 474.00 m蓄水位的流動狀態見圖4。

圖4 正常蓄水位消力池段沿程流態

圖5是在設計洪水期386.63 m3/s過流量和1 475.06 m水位時，泄導洞消力池段沿程流態，水躍躍首在樁號導0+383.85～導0+387.81之間波動。圖6是校核洪水期393.51 m3/s過流量和1 476.83 m水位時，泄導洞消力池段沿程流態，在導0+384.51～導0+388.80之間，水躍躍首波動。每當上游水庫水位在設計水位時，在水流流出消力池后，以不對稱的菱形沖擊波沿結構退水渠流動，該段流動狀態形態較差，見圖7。實驗結果表明，消力池深度及長度可以滿足需要，但邊墻高程仍不夠充分，并且拋線段曲率較大，坡度較陡。

圖7 設計洪水位結構退水渠段沿程流態

2.2.2 主要參數分析

1) 出口段沿程水線。3個工況條件：基于全開閘門的設計洪水位；基于全開閘門的校核洪水位；基于局開閘門的148.6 m3/s泄流量和洪水20年一遇的1 474.96 m庫水位。泄導洞出口后各處沿程水線的測量數據見表2。

表2 蓄水期方案一沿程最大水面線統計解析表

3個工況條件鉸座截面測得水深最大值為4.29 m，水面高度是1 424.768 m，而鉸座軸心的高度為1 426.478 m，實驗觀察到鉸座安全超高可以滿足需要。

明渠段在閘門局開為148.6 m3/s過流量和1 474.96 m庫水位時，測得水深最大值是1.82 m；在1 475.06 m設計洪水位時，測得水深最大值是為4.29 m；在1 476.83 m校核洪水位時，測得水深最大值為4.09 m。該段的邊墻高程是5.5 m，因此邊墻高程可以滿足泄流需要。

分散擴展段水躍躍首前在明渠段閘門局開為148.6 m3/s過流量，并且1 474.96 m庫水位時，測得水深最大值為4.29 m；在1 475.06 m設計洪水位時，測得水深最大值是4.46 m；在1 476.83 m校核洪水位時，測得水深最大值為4.79 m。因為該段邊墻高程大于5 m，因此邊墻高程可以滿足泄流需要。

消力池內水躍段在1 475.06 m設計洪水位時，其測得水深最大值為17.16 m；在1 476.83 m校核洪水位時，測得水深最大值為16.83 m。因為該段的邊墻高程是12.9 m，邊墻高程不能夠滿足泄流需要，需實施設計修改。

消力坎頂段退水渠段在1 475.06 m設計洪水位時，測得水深最大值為8.25 m；在1 476.83 m校核洪水位時，測得水深最大值是8.58 m。因為此處邊墻原為6.0 m，顯然此高程不能滿足泄流需要。

結構退水渠段在1 475.06 m設計洪水位時，測得水深最大值為5.26 m；在1 476.83 m校核洪水位時，測得水深最大值為6.60 m。此處邊墻高程原設計是6.0 m，這樣的邊墻高程滿足泄流需要。

經過出口段水面線的測度發現，消力池的邊墻高程與消力坎段頂段退水渠的邊墻高程不滿足泄流需要，因此需參考實際測度高程對邊墻高程實施優化。

2) 壁面壓強。前述3種工況條件下泄導洞沿程壁面沿程壓強極值測量結果見表3。

表3 泄導洞沿程壁面沿程壓強極值測量結果 /9.8 kPa

續表3

由統計表數據可知，泄導洞洞身段底面板壓強在3種工況條件下均為較大時值，并且壓強演變較為平緩；拋線段在閘門局開，148.6 m3/s過流量和1 474.96 m庫水位時，測得底面板最小壓強為-0.1×9.8 kPa，位處導0+360.054截面，在1 476.83 m校核洪水位及1 475.06 m設計洪水位工況條件下，測得底面板壓強最小均為-0.2×9.8 kPa，并且位處導0+360.054截面至導0+363.215截面之間，該部位在拋線的后部；在3種工況條件下泄導洞頂曲線壓強均為時值，并且壓強演變平緩，頂曲線設計可以滿足壓強需要；檢修門槽段，在閘門局開、148.6 m3/s過流量和1 474.96 m庫水位時，測得側墻最小壓強42.9×9.8 kPa；在1 475.06 m設計洪水位時測得側墻最小壓強33.0×9.8 kPa，在1 476.83 m校核洪水位時，測得側墻最小壓強34.3×9.8 kPa。3種工況條件下，檢修門槽截面壓強沒有負壓且數值都較大。退水渠段及消力池段的底面板壓強演變平緩，壓強均為正值，分布基本合理。

因為該泄導洞拋線段發生負壓值，故測度拋線段面上切點與下切點部位在20年一遇洪水、設計洪水位、校核洪水位3種工況條件下的最大流動速率，并且拋線上切點最大流動速率分別為27.9、27.4、26.4 m/s，拋線下切點測得最大流動速率分別為24.1、27.5、27.7 m/s。在上面3種運行工況條件下，拋線段上切點最大流動速率與下切點最大流動速率接近初生空化流動速率，并且底面板為負壓，所以可能會出現空化水流，說明拋線底曲線設計曲率較大。

3) 沿程流動速率分布。3個工況：渠段在閘門局開、148.6 m3/s過流量和1 474.96 m庫水位；閘門全開、386.6 m3/s過流量和1 475.06 m設計洪水位；閘門全開、393.5 m3/s過流量和1 476.83 m校核洪水位。測得最大流動速率分別為32.0、26.7、27.3 m/s，數據顯示閘門小開度時明渠段流動速率較閘門全開時流動速率要大，表明水流壓力在小開度下較大，最小流動速率增大，但容易出現不平衡力矩，需引起重視。

3工況條件下，拋線上切點部位最大流動速率分別為27.9、27.4、26.4 m/s，該截面的平均流動速率分別約為24.1、22.3、22.6 m/s，下切點測得最大流動速率分別為24.1、27.5、27.7 m/s；分散擴展段在3種運行工況條件下測得最大點流動速率分別為27.9、29.9、30.1 m/s；消力池段在1 476.83 m校核洪水位及1 475.06 m設計洪水位時，測得最大流動速率分別為24.8及25.8 m/s；退水渠段在1 475.06 m設計洪水位及1 476.83 m校核洪水位兩個運行工況條件下測得最大流動速率均為8.7 m/s。

3種不同工況條件下的沿程流動速率測定結果表明，明渠段的水流現象要引起重視，拋線段流動速率則需進一步的優化，其它各個部分流動速率分部均合理。

3 泄導洞改進設計總評述及再改進建議

綜合前述分析結果，從水力學角度看，泄導洞平面布置總體合理可行，但存在著如下問題，需進一步修改優化。

泄導洞拋線段在導水防汛期各水工特性總體滿足需要，但在蓄水期，因為沿程樁號加長，消力池加深，曲率較大，從而導致該段流動狀態較差。與此同時，該處水流流動速率較大，并發生負壓，水流有脫離底面板態勢，有出現空化水流的可能，極易導致空蝕破壞，影響泄水建筑物安全。因此，建議對拋線段的曲率進一步優化。同時提醒施工時要注意充分控制分散擴展段的不平整度，以保障分散擴展段避免發生空蝕破壞。在消力池段及退水渠段，因為擁有較大水深，水流容易躍出邊墻，因此建議工程設計按本文測得水線適當加高。

4 結 語

本文以等比縮放模型模擬實驗分析的方式，對案例優化改進水庫泄導洞設計方案開展分析研究：①對原工程泄導洞改進設計方案開展縮比模擬實驗和分析；②對案例泄導洞改進設計給與基本評述，給出泄導洞改進設計方案平面布置總體合理可行的基本評價；③對案例泄導洞改進設計給出再改進設計建議：建議對泄導洞拋線段的曲率再進一步優化；消力池段及退水渠段的水線應適當加高；施工時要注意充分控制分散擴展段的不平整度，以保障分散擴展段避免發生空蝕破壞，以期為工程實際應用提供參考與借鑒。