阿拉溝溢洪道水工模型試驗研究

1、<p>　　阿拉溝溢洪道水工模型試驗研究</p><p>　　作者： 指導教師： </p><p>　　摘要：通過阿拉溝溢洪道水工模型試驗研究，我們對其原設計方案的體型進行了優(yōu)化。試驗表明，消力池在設計洪水位運行時，水躍前后波動劇烈，水流大量溢出消力池邊墻，沒有形成底流消能流態(tài)，不能滿足消能要求。根據(jù)工程實際特點，我們通過多個對比方案的試驗，提出了推薦的

2、消力池體型，通過模型驗證，完全滿足工程要求，并被設計采用，也可以為同類工程設計提供參考。最后還對臺階的消能率進行分析，結果表明其消能率可高達60%~80%。因此，臺階消能對于縮短消力池的體型，減小其工程量方面起著重要的作用。</p><p>　　關鍵詞：阿拉溝 臺階消能 消力池 摻氣減蝕 模型試驗</p><p><b>　　Abstract</b></p>

3、;<p>　　Through the hydraulic model test of Ala Creek spillway, we optimized the original design scheme. Tests have shown that the stilling basin cannot meet the energy dissipation requirements in the design of flo

4、od water level. Because the side wall height is insufficient, the water is turned outward and jump volatility, in the stilling pool. Therefore, the water did not form expected underflow energy dissipation, in the stillin

5、g pool. According to the characteristics of the actual project, we propose</p><p>　　Key words: Ala Creek; Step energy dissipation; stilling basin; Reducing cavitations by Aeration; Hydraulic model test</p

6、><p><b>　　1．工程概況</b></p><p>　　阿拉溝水庫位于新疆維吾爾族自治區(qū)托克遜縣境內，是阿拉溝河和兩河流域的重要控制性工程，壩址距阿拉溝出山口以上3.5km，距托克遜縣75km，距吐魯番市130km，距烏魯木齊市235公里，距南疆鐵路魚溝車站5公里。</p><p>　　阿拉溝水庫具有防洪、供水、灌溉等綜合利用效益，控制灌溉

7、面積10.7萬畝，擔負下游工業(yè)園區(qū)，南山礦區(qū)和農(nóng)業(yè)灌溉的供水任務。其防護保洪對象主要為阿拉溝渠首，阿拉溝引水干渠，青年干渠，南疆通訊光纜主干線及下游托克遜縣城和伊拉湖等三個鄉(xiāng)鎮(zhèn)。工程壩址多年平均徑流量為1.343億立方米，多年平均流量4.26立方米每秒。</p><p>　　工程樞紐部分主要建筑物由大壩，溢洪道，導流洞和灌溉放水洞工程組成。</p><p>　　瀝青砼心墻砂礫石壩頂高程95

8、0.26m，防浪墻高1.2m，壩頂寬9.0m，大壩建基面高程為845.00m，壩高105.26m，壩長365.48m，上游坡比1:2.2，下游坡比1:2.0。</p><p>　　阿拉溝水庫溢洪道位于大壩右岸，按100年一遇設計，2000年一遇校核。水庫防洪限制水位為943.00m，防洪高水位944.50m，溢洪道堰頂高程為939.00m。</p><p>　　溢洪道采用直線布置，堰軸線與

9、大壩軸線夾角為166.48°，為開敞式正槽岸邊溢洪道，設閘門控制。溢洪道包括進水渠，控制段，泄槽和消能防沖設施四部分組成，總長298.30m，利用三扇8×5.5m（寬×高）的弧形閘門控制，控制段寬度為28m，其后40m為漸變段，漸變段后等寬20m，泄槽采用矩形斷面，縱坡25.9%，消能防沖設施采用底流消能。</p><p><b>　　2．溢洪道總體布置</b>

10、</p><p>　　溢洪道布置在右岸，采用直線布置，為開敞式正槽岸邊溢洪道，閘門控制，包括進水渠，連接過渡段，控制端，臺階段，輸水段，消能防沖設施六部分組成。</p><p>　　進水渠（0-070.76~0-005.70）</p><p>　　進水渠為圓弧型段，半徑為82.844m，夾角為43度54分43秒，襯砌結構為矩形平底寬渠道，平坡坡底，寬度28.0m。底

11、板高程936.75m，底板及導墻采用鋼筋混凝土砌筑，底板襯砌厚度0.6m，靠近壩體的邊墻采用重力式擋土墻，頂寬0.8m，底寬6.98m；靠近山體的邊墻采用衡重式擋土墻，頂寬0.5m，底寬3.2m，擋土墻高15.81m，導墻頂部高程為951.46m。</p><p>　　控制段（0-005.70~0+010.3）</p><p>　　控制段中溢流堰采用駝峰堰，堰頂高程939.0m，利用8&#

12、215;5.5m（寬×高）的弧形閘門控制，中墩厚度2.0m，邊墩頂寬2.5m，控制段沿水流方向長16m，堰底建基面高程934.25m，安裝三臺液壓啟閉機。為滿足交通要求，閘墩上游側布置公路橋，橋面寬4m，橋面高程950.26m，與大壩壩頂相接。</p><p>　　連接過渡段（0+010.3~0+068.03）</p><p>　　控制段后40.0m為漸變段（0+010.3~0+

13、050. 3），泄槽寬度逐漸由28m變?yōu)?0m，夾角為6°，漸變段后等寬布置，泄槽采用矩形斷面，總長40m。在樁號0+050.3~0+068.03段，泄槽采用矩形斷面，泄槽寬度為20m，縱坡為2.0%。</p><p>　　連接過渡段（0+068.03~0+132.03）</p><p>　　樁號0+068.03~0+083.43段為臺階高度和水平寬度漸變段，與下游臺階相連接，臺

14、階大小依次為（高度×水平長度）25cm×140cm，25cm×140cm，25cm×140cm，25cm×140cm，25cm×140cm，50cm×140cm， 50cm×100cm，50cm×100cm，50cm×100cm，75cm×100cm，75cm×100cm，75cm×100cm，75m

15、5;100cm。</p><p>　　樁號0+083.43~0+132.03段，臺階寬度為0.9m，高度為1.0m，梯坡比為1：0.9，泄槽底板厚度0.6m，側墻為擋土墻結構，上部厚度0.5m，底部厚度3.84m，側墻高度為7.0m。</p><p>　　輸水段（0+132.03~0+245.73）</p><p>　　輸水段長度為113.70m，為矩形槽結構，寬度

16、為20m。其中樁號0+132.03~0+222.03縱坡為3%，邊墻高7.0m，靠近壩體采用重力式擋土墻，靠近山體側采用衡重式擋土墻，（除樁號0+222.03~0+235.19采用板樁式，邊墻厚1.0m）。樁號0+222.03~0+235.19采用圓弧連接，圓弧半徑為20.8m，圓心角為40°，與上端和下端平順相接，邊墻高度由7.0m漸變至10.0m，靠近壩體采用重力式擋土墻，靠近山體側采用板樁式擋土墻，樁號0+235.19~

17、0+245.73縱坡i=1.1，邊墻高10.0m?？拷鼔误w采用重力式擋土墻，靠近山體采用板樁式擋土墻，底板采用分離式面板。</p><p>　　消能防沖設施段（0+245.73~0+295.73）</p><p>　　輸水段末端接消力池，消力池長度為30.0m，深度為4.8m。消力池后接海幔，長度為20.0m，其中水平段長10.0m，緩坡段長10.0m，坡度i=0.1。海幔末端處用拋石進行

18、回填，消力池段邊墻高10.0m，海幔邊墻高6.0m，樁號0+245.73~0+270.73靠近山體側采用板樁式擋土墻，墻厚度1.0m，其余段及靠近壩體側擋土墻采用重力式。</p><p><b>　　3．特征水位</b></p><p>　　校核洪水位947.80m， 設計對應泄流量1240.8m³/s</p><p>　　設計洪水位

19、944.60m，設計對應泄流量629.9 m³/s</p><p>　　正常蓄水位944.50m，設計對應泄流量613.1 m³/s</p><p><b>　　4．試驗目的任務</b></p><p>　　檢驗溢洪道進口水流條件和進口體型的合理性，并提出優(yōu)化措施；</p><p>　　檢驗溢洪道控制

20、段溢流堰堰型的合理性，驗證泄流能力，并提出改進措施。</p><p>　　測定溢洪道各部位水深、流速、壓強分布情況，提出防止空蝕破壞的措施。</p><p>　　對臺階溢洪道水流流態(tài)，效能效果進行測試，驗證臺階體型（高、寬尺寸）的合理性，并對底流消力池體型進行優(yōu)化（包括消力池長度，高度及深度）。</p><p>　　觀測閘門調度運行的最佳組合，提出合理的閘門調度方案

21、和調度程序。（如：不同泄量情況下閘門開啟個數(shù)，順序以及閘門開度等）</p><p>　　5．模型的制作和精度要求</p><p>　　模型根據(jù)重力相似定律（弗汝得模型定律）進行設計，即只考慮原型與模型間促成運動的主要作用力為重力，將次要影響力略去不計【1】，則重力比例為：</p><p>　　按原型與模型動力相似的必要條件，慣性力比例與作用力比例相等，即或，故得重力

22、相似定律：</p><p>　　時間比尺 ： </p><p>　　流速比尺 ： </p><p>　　由于，以上兩式可寫成： </p><p>　　其他各量的模型比尺，皆可從上面兩式推導得出：</p><p>　　流量比尺： </p><p&

23、gt;　　根據(jù)曼寧公式： </p><p>　　式中R為水力半徑，S為水力坡降。故得：</p><p>　　渠道糙率系數(shù)的模型比尺：</p><p>　　根據(jù)委托方對模型試驗的任務要求，并結合實驗室場地等條件，經(jīng)雙方商定后，采用比尺。則相應地就可以得到流量比尺、流速比尺、時間比尺和糙率比尺，如下：</p><p><b>

24、　　流量比尺 </b></p><p><b>　　流速比尺 </b></p><p><b>　　時間比尺 </b></p><p><b>　　糙率比尺 </b></p><p>　　模型的制作是根據(jù)設計院提供的阿拉溝總體平面布置圖推薦方案：溢洪道結構

25、圖推薦方案進行模型設計。模型制作范圍為：上游庫區(qū)長300m，寬度186m；下游河道從消力池向下游長約320m，寬度為120m。模型由進水渠段到海幔段用有機玻璃制作，以滿足糙率比尺要求。同時有機玻璃模型具有拆卸功能，便于觀察水流流態(tài)，能夠滿足修改、優(yōu)化的要求。各軸線用經(jīng)緯儀確定。進口壩前水庫和尾水渠后均做地形，地形制作采用斷面板法，用三夾板繪制好斷面板，校核后經(jīng)鋸剪加工成地形模板。模型地形采用水泥粗砂漿粉面木抹板拉毛，混凝土部分采用水泥砂

26、漿粉面鐵抹板抹光。</p><p>　　用水準儀確定各斷面控制高程，建筑物模型高程允許誤差為±0.3mm，地形高程允許誤差為±2mm，平面距離允許誤差為±10mm。用經(jīng)緯儀控制平面導線布置，允許偏差為±0.1°。泄流量、時均動水壓力、水位、流速分別采用三角堰、測壓管、水位測針、旋漿式流速儀進行水力學參數(shù)采集。泄流量率定時，流量誤差小于±1%，測壓孔內徑小

27、于2mm，測壓管（玻璃管）內徑大于1cm，用水準儀測定各測點及測壓版零點高程，測讀精度應達0.3mm，在靜水中校驗測壓管液面與測點高程一致，誤差不超過0.5mm，流態(tài)穩(wěn)定后方能測讀，測讀精度控制在3mm以內。水位測針零點高程的精度應控制在0.2mm，沒測一次，應重復測讀2~3次，取其穩(wěn)定值或平均值，測針精度應控制在0.3mm。用流速儀側流速時，每一測點記錄值不得少于4~5次，每次采集時間不得少于5~10s。【2】</p>

28、<p>　　中等情況下的渠道混凝土襯砌表面糙率：n＝0.014，【3】則沿程阻力相似所要求的模型糙率應為0.0071，根據(jù)大量模型試驗，有機玻璃制作的模型糙率約為0.0070~0.0085【4】【5】【6】，故糙率基本相似。</p><p><b>　　6．試驗工作規(guī)劃</b></p><p>　　依照水工模型試驗的基本程序及工作步驟，結合本實驗所要研究的內

29、容，試驗工作分為三個階段。</p><p>　　首先，按照設計院的設計溢洪道布置方案進行模型試驗驗證，根據(jù)試驗測驗資料，對其設計體型進行評判，提交試驗中間成果。</p><p>　　其次通過業(yè)主和設計單位討論，得到初步修改優(yōu)化方案。并對體型進行修改和優(yōu)化，提出適合該工程的推薦體型方案。</p><p>　　第三對推薦的體型進行全面測驗，為設計提供必要的依據(jù)，也為工程

30、的運行提供參考。</p><p><b>　　7．原設計方案試驗</b></p><p>　　原方案試驗是按照設計院提供的阿拉溝溢洪道布置圖進行模型的制作，并進行相應的模型測試工作，以驗證原設計泄水建筑物體型的合理性。</p><p>　　7.1原設計方案泄流關系</p><p>　　試驗首先對原設計溢洪道在三孔全開的工

31、況下的水庫水位~流量進行測驗，各特征庫水位的試驗實測流量結果見表1。</p><p>　　表1 原設計方案各特征庫水位的試驗實測流量表</p><p>　　從表中的測驗數(shù)據(jù)可以看出，當庫水位為校核洪水時，模型實測泄流量為1188.88 m³/s，小4.18%，說明校核洪水位泄流量不滿足設計。同樣對于設計洪水位944.60m和正常蓄水位944.50m來說，其泄流量分別小于設計值

32、3.44%和3.19%。故應調整進口導墻線型，改善進口水流流態(tài)，使水流更加順暢，以達到增加下泄流量的目的。</p><p>　　7.2校核洪水位試驗</p><p><b>　　7.2.1水流流態(tài)</b></p><p>　　試驗對于原設計方案沒有設計摻氣孔時的核洪水位的水流流態(tài)進行了觀察，由于水庫水位位于校核洪水位，溢洪道進口水深大，水流受到

33、左導墻的影響就較為明顯，在導墻位置就形成了較為明顯的繞流流態(tài)，有直接影響左孔的泄洪能力。在水流通過閘孔后，由于受閘墩以及漸縮段的影響，下泄水流在漸縮段形成較為穩(wěn)定的沖擊波，波浪位置相對穩(wěn)定。在0＋061.30斷面處，由于波浪影響，在該斷面右邊墻的折沖點，水面雍高，最大水深為6.9m，此處的邊墻高度也為6.9m，故邊墻沒有超高余幅。通過漸縮段水流的調整，到達臺階處已形成穩(wěn)定的水流流態(tài)。</p><p>　　在臺階段

34、，水流順暢，水體透明，說明自然摻氣不明顯。到達臺階末端后，由于其下游輸水渠道和臺階面沒有圓弧過渡，使得水流連接不順暢，故水流直接沖擊渠道底板，并形成反射水流。</p><p>　　在輸水渠道末端，由于水流流速較大，水流運動規(guī)律應為拋物線規(guī)律，而原設計渠道縱向按照圓弧曲線后接1:1坡度體型設計，渠底曲線變化曲率太大，水流出現(xiàn)脫壁現(xiàn)象，故在圓弧段出現(xiàn)較大負壓。</p><p>　　對消力池來說

35、，由于水流進入消力池沒有沿渠底板通過底流流態(tài)進入，而是以射流流態(tài)進入消力池，此時消力池已成為一個消能水墊塘，并且水墊塘的邊墻高度不能滿足消能水深的要求，消能不充分，因此應對消力池進行加長和邊墻加高。</p><p>　　由于消力池消能不充分，出口渠道長度不足，故消力池出口的水流對下游河道的沖刷范圍必然較大，應對其進行調整。</p><p>　　7.2.2沿程水面線及壓強分布</p&g

36、t;<p>　　試驗對原設計校核水位947.80m泄洪工況的沿程水面線進行了測驗，從沿程水面線的資料也可以看出，除臺階和輸水渠道的水面過度不順暢外，還存在消力池邊墻高度遠遠不夠的問題，試驗測得，在消力池末端，平均最高水面線高程為873.93m，而設計消力池邊墻高度僅為867.73米，相差6.20米?？傊?，從沿程水面線的變化看，溢洪道縱向體型堰過渡不順暢，有待重新調整。</p><p>　　校核洪水位

37、運行工況下，泄水建筑物底板中心沿程壓強從模型測驗結果測驗的資料看，進口控制段沿程壓強分布較為良好，特別是駝峰堰沒有出現(xiàn)負壓強，說明其曲線線型良好，滿足泄洪要求，漸縮段底板中心沿程壓強分布良好。</p><p>　　由于在臺階形成較強的螺旋水流，這樣就會在臺階的前緣小范圍內出現(xiàn)負壓區(qū)，從模型測驗到的壓強來看，測得的最小負壓在T7測壓管上，其值為－2.34×9.8KPa，（原設計方案在此處設計摻氣槽）。臺階

38、的最大壓強出現(xiàn)在T21測壓管上，其值為12.87×9.8KPa。</p><p>　　對輸水渠道來說，P1測壓管位置為水流沖擊點，壓強最大為17.53×9.8KPa，P3為水流反射區(qū)間，故壓強較小為－1.07×9.8KPa。</p><p>　　對圓弧段，由于水流流態(tài)為挑射流態(tài)，故圓弧段水流有脫壁趨勢，故試驗實測圓弧段壓強全部為負壓強，最大值為－7.32

39、15;9.8KPa。消力池段壓強全部為正壓強，其壓強分布較為合理。總之，從沿程壓強分布實測資料分析來看，臺階下游連接段以及圓弧段的體型應該進行調整。</p><p>　　7.3設計洪水位試驗</p><p><b>　　7.3.1水流流態(tài)</b></p><p>　　當庫水位為設計洪水位944.60m時，試驗依然采用三孔全開的試驗模式，此時下泄

40、流量為608.23m³/s，進口左導墻水流依然有繞流存在，其強度較校核洪水位相比有所減弱。</p><p>　　漸縮段的水流流態(tài)依然存在沖擊波，在平面上表現(xiàn)為對稱波形分布，波峰和波谷位置基本不變。</p><p>　　臺階段水流順暢，在臺階下游約1/3段自然摻氣明顯，水流呈現(xiàn)為乳白色，在臺階和輸水渠道過渡位置依然有水流反射存在，流態(tài)不順暢。</p><p>

41、;　　下游消力池流態(tài)情況和校核洪水位情況相同，由于流量變小，水面比校核洪水位工況低，試驗測得消力池末端平均水位為869.53m，設計消力池邊墻高度為867.73m，平均水面超高1.80m，消力池邊墻高度依然不夠，故消力池體型需要調整。</p><p>　　7.3.2沿程水面線及壓強分布</p><p>　　為了了解原設計方案設計洪水位的沿程水面線及壓強分布情況，試驗也對該工況進行了測驗，從

42、測驗資料可以看出沿程水面線和沿程壓強分布規(guī)律和校核洪水位情況相同，量值變小，強度變弱。</p><p>　　7.4原設計方案摻氣試驗</p><p>　　試驗按照原設計方案的摻氣槽位置，在0＋084.33位置的臺階左右兩邊設置通氣孔，當庫水位在校核洪水位時，摻氣空腔穩(wěn)定，空腔長度為四個臺階距離，由于水流摻氣充分故模型臺階水流呈現(xiàn)為乳白色。</p><p>　　對設計

43、洪水位來說，摻氣空腔依然穩(wěn)定，長度基本和校核洪水位相同。由此可以得出原設計方案摻氣位置設置合理，摻氣空腔穩(wěn)定。</p><p>　　7.5原設計方案斷面流速</p><p>　　為了了解原設計方案在特征斷面的水流流速，試驗分別對臺階起點0＋068.03；摻氣孔上游0＋082.43，輸水渠末端0＋222.03以及0＋286.96四個斷面水深中心點的流速進行了測驗，測驗儀器為LGY—Ⅱ型智能流

44、速儀，結果見表2。</p><p>　　表2原設計方案溢洪道沿程特征斷面的水流流速</p><p>　　從表中流速可以看出，斷面0＋222.03的流速較大，所以水流在圓弧段表現(xiàn)為水平射流流態(tài)。故在圓弧底板形成較大的負壓區(qū)間，也再次證明原設計圓弧渠道不滿足水流泄要求，應對其進行修改。</p><p>　　7.6原設計方案的結論和建議</p><p&

45、gt;　　通過對原設計方案的試驗資料進行分析，可以看出，整個設計方案水流下泄流線不順暢，縱向體型有待商榷，基本結論如下：</p><p>　　當水庫水位為校核洪水位947.80m時，實測下泄流量為1188.88 m³/s，比原設計下泄流量1240.8 m³/s小4.18%。</p><p>　　臺階末端水流直接沖擊輸水渠道末端，并產(chǎn)生反彈水流流態(tài)，體型不良，應進行修改。

46、</p><p>　　由于輸水渠道末端水流流速大，圓弧渠道底板曲線不能和水流流線重合，并在圓弧段長生較大的負壓區(qū)，應對體型進行調整。</p><p>　　由于輸水渠道末端水流流速較大，原設計消力池消能形式已經(jīng)成為水墊塘消能形式，并且在校核工況其體型尺寸不能滿足水流要求，需要進行調整。</p><p>　　下游消力池出口渠道較短，不能滿足水流的調整要求。</p&

47、gt;<p>　　原設計摻氣槽位置合理，摻氣空腔穩(wěn)定。</p><p><b>　　8．新設計方案試驗</b></p><p>　　通過對原設計方案結論進行分析研究，設計院提供了三個新設計方案，三個新方案的臺階坡度分別為：i=1:0.9，i=1:1.1和i=1:1.2。通過協(xié)商，模型試驗采用臺階坡度i=1:0.9的方案進行試驗，并按照新設計的方案進行相應

48、的模型加工制作。</p><p>　　8.1新設計方案試驗</p><p>　　新設計方案主要是對溢洪道縱向線型進行了調整，其中從閘室進口到漸縮段末端0＋050.30依然保持原設計體型不變，從0＋050.30位置向下，一直到溢洪道末端，新方案還是保持原設計中心線不變，且泄水建筑物的寬度依然保持為20m，從0＋064.82~0＋083.43未半徑30m的圓弧線，0＋083.43~0＋125.

49、73是臺階段，臺階比降i=1:0.9。0＋125.73~0＋144.63為半徑30m的反圓弧曲線，然后與i=1:10的輸水渠連接，輸水渠樁號0＋144.63~0＋214.63。后接比降1:3的陡坡0＋214.63~0＋264.63，消力池從0＋264.63~0＋304.63；為了便于模型試驗的修改優(yōu)化，在新設計體型制模時，將新設計方案消力池從設計的40m加長為60m，其他位置按照新設計的方案進行模型的加工和之制作。</p>

50、<p>　　通過對新設計方案校核洪水位和設計洪水位的試驗，可以看出正圓弧、臺階段，反弧以及輸水渠道，水流都比較順暢，消力池水流流態(tài)尚不理想。其中校核洪水位工況的臺階段流態(tài)，從正圓弧一直到輸水渠道末端的水流都比較順暢，穩(wěn)定。輸水渠末端和消力池連接的1:3比較陡坡起點水流依然有平射流態(tài)，所以局部出現(xiàn)負壓，試驗測到的最大負壓在校核洪水位工況，C1測壓管0＋216.97處，壓強為－1.85×9.8KPa。消力池水流流態(tài)不理

51、想，表現(xiàn)為沒有形成底流消能流態(tài)，水流在消力池尾坎形成挑射水流流態(tài)，說明水流沒有從急流流態(tài)完全過渡到緩流流態(tài)，故消力池體型不適合校核工況，需要進行調整。</p><p>　　對設計洪水位來說，其水流流態(tài)從試驗的現(xiàn)場觀察，其水流和校核洪水位的基本相同，依然保持順暢，穩(wěn)定。消力池流態(tài)明顯可以看出，該工況消力池依然沒有形成底流消能流態(tài)。因此，新設計的消力池體型需要進行調整。消力池中布設輔助消能工是目前應用于底流消能中最為

52、經(jīng)濟的一種泄洪消能型式。在這種消能型式中，下泄水流內部的流速梯度增加，迫使水流在消力池內紊動混摻加劇，改變水躍形態(tài)，進而達到提高水躍的消能效率【7】。但是溢洪道設計規(guī)范【8】中規(guī)定，當躍前斷面平均流速超過16~18 m／s時池內不宜設置趾墩、消力墩等輔助消能工。有資料表明，設置消力墩的消力池入池流速不應超過16m／s，否則可能引起消能工的氣蝕破壞【9】。本次試驗中，在校核洪水位、設計洪水位和消能防沖水位斷面平均流速都超過16 m／s。因

53、此，本設計中消力池的體型只能從池長和池深進行修改和優(yōu)化。</p><p><b>　　8.2修改一試驗</b></p><p>　　修改一采用將消力池長度從40m加長到60m，消力池深度保持不變，修改的目的是為了讓水流進入消力池后，能夠有足夠的距離讓水流在消力池內發(fā)生能量交換，從而達到消能的目的，消力池底板的高程為857.38m，尾坎高度保持4.8m不變。</p

54、><p>　　通過對校核洪水位和設計洪水位兩工況的試驗，從消力池水流流態(tài)看，消力池依然不能滿足兩工況消能的要求，說明水流進入消力池的流速過大，單獨采用加長消力池的方法是不能解決問題的，還應采取增加消力池的深度的措施，以增加水流的淹沒深度，從而達到消能的目的。</p><p><b>　　8.3修改二試驗</b></p><p>　　由于水流在修改一

55、的消力池體型內的淹沒深度不夠，水躍躍首遠趨，因此修改二試驗，將消力池體型消力池尾坎抬高到8m，消力池長60m保持不變。</p><p>　　從校核洪水位的水流流態(tài)看，校核洪水位基本形成了底流消能流態(tài)，但由于消力池下游出口水位低，尾水渠流態(tài)不是特別理想。設計洪水位工況，消力池內完全形成了較為穩(wěn)定的底流消能流態(tài)，并且從實驗觀察的流態(tài)看，該工況的消力池還有縮短的空間。因此，試驗對消力池體型進行進一步的優(yōu)化，以找到更優(yōu)的

56、體型。</p><p><b>　　8.4修改三試驗</b></p><p>　　修改三是將消力池尾坎保持8m不變，消力池長度縮短到50m，以驗證該體型能否滿足設計洪水位的消能要求，同時也判斷校核洪水位下消力池的水流流態(tài)。</p><p>　　從流態(tài)看，校核洪水位的水躍完全在消力池內，由于水流波動強烈沒有形成穩(wěn)定的底流消能流態(tài)，但也沒有出現(xiàn)遠趨

57、式射流流態(tài)。</p><p>　　對設計洪水位來說可以形成底流消能流態(tài)，水流到達消力池末端基本穩(wěn)定，如果依照設計洪水位作為消力池體型判斷的標準，該體型可以作為推薦體型。</p><p><b>　　8.5修改四試驗</b></p><p>　　為了盡量減少工程量，降低工程造價，試驗在修改三的基礎上又進行了修改四的體型優(yōu)化試驗，修改四是將消力池的

58、尾坎調整到6米，消力池長度50米保持不變。目的是能找到在設計洪水位的工況下，在消力池內能完全形成底流消能的水流流態(tài)的最小消力池體型。在校核洪水位情況下，消力池內的流態(tài)明顯沒有形成穩(wěn)定的流態(tài)。在設計洪水位下的消力池水流流態(tài)，可以看出，基本上還是形成了穩(wěn)定的底流消能流態(tài)，所以，不考慮校核洪水位下的消能問題的前提下，以設計洪水位作為判定標準，修改四可以作為設計采用體型。</p><p><b>　　8.6修改

59、試驗匯總</b></p><p>　　由于阿拉溝溢洪道的最終問題是解決消力池的消能問題，所以試驗也把重點放在消力池的體型優(yōu)化上，通過對以上五個修改體型的研究，可以得出以下幾個結論：</p><p>　　1如果要保證校核洪水位和設計洪水位工況消力池都能滿足要求，建議采用修改三消力池體型；</p><p>　　2不考慮校核洪水位，單獨以設計洪水位作為判段消力

60、池體型的標準，建議采用修改四消力池體型；</p><p>　　3各個體型消力池尾坎處的水面最大深度匯總見表3。</p><p>　　表3新設計方案各個修改體型消力池尾坎處的水面最大深度匯總表</p><p>　　通過上表可以得到消力池邊墻高度，也為結構設計提供參考。</p><p>　　9．消力池底板降1.2m試驗</p>&l

61、t;p>　　通過和設計單位再次對新方案試驗結果的溝通，決定采用上述修改四試驗作為修改體型，即消力池尾坎高6m，消力池長50m，消力池底板從原來的857.38m高程，降低到856.18m高程，消力池起點樁號由0＋264.63變位0＋268.23，向下游移動3.6m。</p><p>　　9.1設計洪水位試驗</p><p>　　按照以上模型試驗資料的結論，設計消力池底板降低1.2m后，

62、該消力池體型應該能完全滿足設計洪水位工況下泄水流的消能要求，因此，試驗首先對該消力池體型的消能流態(tài)試驗進行觀察，以便確認該體型的合理性。設計洪水位全開下泄流量608.23 m³/s，消能水流流態(tài)良好，和修改方案四基本相同，完全可以滿足該工況的消能要求。</p><p>　　9.2校核洪水位試驗</p><p>　　對校核洪水位下泄來說，雖然設計規(guī)范【8】不要求消力池設計必須滿足校

63、核工況的消能要求，但也必須對其進行必要的驗證試驗，以了解和掌握消力池的消能流態(tài)特征。從試驗的觀察來看，其消力池消能流態(tài)流態(tài)不理想，沒有形成完全意義上的底流消能流態(tài)，消力池基本看不到一個較為穩(wěn)定的躍后水流流態(tài)，但也沒有出現(xiàn)極端水流現(xiàn)像。</p><p>　　通過上述兩工況對消力池流態(tài)的觀察，認為消力池降低1.2米的體型完全可以保證溢洪道下泄流量小于設計洪水位對應泄流量608.23 m³／s的消能要求，可以

64、作為推薦體型工設計采用。</p><p>　　9.3消力池進口1:3陡坡試驗</p><p>　　泄槽段由緩坡變陡坡連接段最好能采用拋物線連接【8】，以避免水流底面產(chǎn)生負壓，招致空穴水流。新設計方案中，從輸水渠段到消力池進口上游的1:3陡坡采用直線連接，水流在1:3陡坡上游存在脫離渠底的現(xiàn)象，在測驗數(shù)據(jù)上表明該段壓強分布存在負壓強。其原因是水流沿輸水渠道向下游流動，到達陡坡時，渠底突然向下

65、轉折，而水流由于慣性作用，尚不能完全和陡坡吻合，故產(chǎn)生脫壁而引起負壓。對校核洪水位和設計洪水位兩工況來說，試驗測得陡坡段沿程壓強見表4。</p><p>　　表4 消力池底板降低1.2米方案1:3陡坡各工況沿程壓強匯總表</p><p>　　從上表可以看出，校核工況其負壓區(qū)范圍約在1:3陡坡起點0＋214.63~0＋219.81區(qū)間范圍內，模型實測最大負壓在C1位置為﹣1.73×

66、9.8KPa，設計工況負壓區(qū)范圍要比校核略小，模型實測最大負壓強仍然在C1位置為﹣0.17×9.8KPa。按照水力學要求，水流沿溢洪道下泄時，應盡量避免出現(xiàn)負壓區(qū)，因為當水流經(jīng)過低壓區(qū)，壓強小于相應溫度下的蒸汽壓強時，水流內部就會產(chǎn)生大量氣泡，這種現(xiàn)象在水力學上稱為空化。空化產(chǎn)生的氣泡被水流帶到高壓區(qū)時，由于內外壓差使氣泡突然潰滅，氣泡在潰滅過程中的極短時間內可產(chǎn)生高達9.81~98.1億Pa的壓強，造成壁面材料的剝蝕和損壞，

67、這種氣泡產(chǎn)生和潰滅導致混凝土表面遭到破壞的現(xiàn)象稱為空蝕【1】。故試驗對該區(qū)段也進行體型優(yōu)化，使溢洪道體型更趨合理。</p><p>　　10．修改1:3陡坡試驗</p><p>　　參考以往以前完成的模型試驗資料，結合本工程的自身特點，在保持輸水渠道和1:3陡坡位置不變，只對過渡段采用拋物線體型將輸水渠道和1:3陡坡段連接起來，模型試驗拋物線采用Y=0.00541566X²方程。

68、</p><p>　　通過對該拋物線修改體型的試驗觀察，其水流流態(tài)明顯順暢，達到修改的目的。校核洪水位工況，通過實測拋物線段的沿程壓強分布，也沒有出現(xiàn)附壓強，證明修改后的體型比修改前的更加合理，滿足工程泄流要求，校核洪水位和設計洪水位的沿程壓強實測資料見表5。</p><p>　　表5 修改1:3陡連接坡為拋物線的沿程壓強分布表</p><p>　　11．進口導墻修

69、改試驗</p><p>　　溢洪道進水渠進口導墻形式以及進道水流的流態(tài)是否平順，直接影響溢洪道的泄流能力。因此，溢洪道進口導墻應根據(jù)不同地形“因地制宜，因勢利導”。從各種研究資料來看，導墻采用相應的流線圓弧形式，可使水流流態(tài)平順，進流均勻，從而有效提高溢洪道泄流能力【10】【11】【12】。在規(guī)范中【8】也提到，當進口布置在壩肩時靠壩一側應設置順應水流的曲面導水墻，靠山一側可開挖或襯護成規(guī)則曲面。在本次溢洪道設計

70、方案中，左側靠壩一側的進口導墻卻采用了直線形式，直導墻的分流作用使得進流均勻度較差，在斜墻末端產(chǎn)生了側向繞流。另外，由于直導墻較短，水流調整不夠充分，因此該方案過流能力較差。</p><p>　　為了消除溢洪道左側進口導墻對進口水流的不利影響，改善進口導流流態(tài)，提高溢流堰的泄流能力，根據(jù)水流的運動規(guī)律，試驗在原設計方案的基礎上做了必要的修改。修改的思路是在不改動右側導墻體型的情況下尋求比較合適的左側導墻結構形式，

71、使得水流在進入水渠之后流態(tài)比較穩(wěn)定。由于水流由水庫堰導流翼墻進入溢流堰是一個質點加速過程，采用橢圓曲線容易適應這種變化。參考恰夫其海等多個水工模型試驗的成功體型，并考慮到本工程的具體情況，對進口左側采用導流翼墻橢圓曲線方程：（其長短半軸的比值為1.6），右側進口導墻保持原設計體型不變。通過模型試驗，其進口流態(tài)明顯得到改善，水流平穩(wěn)順暢。進口翼墻修改后，校核洪水位947.80m和設計洪水位944.60m下進口處的水流流態(tài)明顯改善，可以作為

72、設計采用方案。</p><p>　　由于對溢洪道進口導墻進行了修改優(yōu)化，使得閘前水流更加順暢，有可能引起泄流量的變化，因此試驗對修改后的溢洪道在三孔全開的運行狀況下的庫水位~流量關系曲線進行了重新了率定。通過測驗，認為修改后的體型對泄流量的影響不大，可以按照原設計庫水位~流量關系曲線進行運行和控制。</p><p>　　為了便于工程的調度運行，試驗也對中孔單獨全開的庫水位~流量關系作了測驗

73、，同時也將中孔單獨運行時，閘門開度按照梯度為1m，分別進行了不同開度情況的庫水位~流量關系曲線率定。</p><p>　　總之，通過對進口導墻的修改，改善了進口水流流態(tài)，實現(xiàn)了水流平穩(wěn)的進入閘室的目的，各個特征庫水位~流量值見表6。 </p><p>　　表6 進口導墻修改后的庫水位~流量關系</p><p>　　表中的流量系數(shù)是按照駝峰堰流量系數(shù)公式【13】進行計

74、算的，即：</p><p>　　式中：m：堰上綜合流量系數(shù)；</p><p><b>　　Q：泄流流量；</b></p><p>　　B：堰面過水寬度m（本工程三孔全開為24米，單孔全開為8米）</p><p>　　H：堰上水頭m（本工程堰頂高度為939.0m）</p><p>　　從表中數(shù)據(jù)可以

75、看出，在校核洪水位和設計洪水位時，泄流量滿足工程設計的要求，消能防沖水位泄流量遠大于設計值14.31%，因此工程設計滿足各個工況的泄流量要求。</p><p><b>　　12．摻氣減蝕試驗</b></p><p>　　由于臺階上的水流在不同單寬流量時，流態(tài)不同。消能機理也不同，流態(tài)較為復雜。當單寬流量較小時，水流成舌狀跌落水流，消能形式類似多個小跌水連續(xù)消能。隨著單

76、寬流量的逐漸加大，舌狀跌落水流向滑移水流轉化，而臺階面在滑移流條件下，水流的能量主要通過水流在臺階面上的裂散，摻氣以及主流和底部漩渦之間的紊動交換實現(xiàn)消能【14】。臺階面上的滑移流按摻氣特征可以分為3個區(qū)域，即非摻氣區(qū)，摻氣發(fā)展區(qū)，充分摻氣區(qū)。在非摻氣區(qū)和摻氣發(fā)展區(qū)，由于水流沒有摻氣或摻氣不充分，試驗觀察到其水體為透明或半透明狀態(tài)【15】。在高、中水頭的溢洪道設計中，經(jīng)常遇到高速水流引起的建筑物的空蝕問題。2000年我國頒布的《溢洪道設

77、計規(guī)范》，規(guī)定了六種防止發(fā)生空蝕破壞的措施，其中摻氣防蝕效果最為顯著，且簡單經(jīng)濟，安全可靠。鑒于臺階面臺階突出點在高速水流通過時，有可能出現(xiàn)負壓，引起空化空蝕破壞。加上臺階面上壓強變化梯度大，為了保證其安全的正常運行，應考慮臺階面的摻氣減蝕問題。</p><p>　　按照原設計的要求，通氣孔設計在第一個臺階的位置。由于在正圓弧末端的斜率（i=1:1.2）緩于臺階段的坡度（臺階坡度i=1:0.9），所以該處設置摻氣

78、孔不需要設置專門的摻氣調坎，體型本身就相當于設計了一個i=1:0.144的挑坎，具有摻氣的作用，這一點也得到試驗的證明。校核洪水位和設計洪水位的全開工況下，摻氣空腔穩(wěn)定，摻氣充分，各特征工況的摻氣孔通風量見表7。</p><p>　　表7 特征運行工況的摻氣通風量表</p><p><b>　　13．空化數(shù)分析</b></p><p>　　為了

79、研究空化空蝕問題，常采用一個無量綱數(shù)作為衡量實際水流是否會發(fā)生空化的指標，叫做空化數(shù)【16】。對于臺階面以下流速段較大區(qū)段而言，依然是最容易發(fā)生水流空蝕破壞的位置，因此必須對其水流的空化數(shù)進行分析，給設計提供必要的參考依據(jù)。通過對推薦的拋物線體型的沿程流速分布和沿程壓強試驗測驗，按照規(guī)范中【8】水流空化數(shù)計算公式：</p><p><b>　　式中：—水流空化數(shù)</b></p>

80、<p>　　—大氣壓強水柱高，（）</p><p>　　，—斷面的時均動水壓強水柱高，和實測斷面流速</p><p>　　—水的汽化壓強水柱高，在t=20°時h=0.24米</p><p><b>　　—重力加速度，</b></p><p>　　Z—工程所在位置的海拔高程m，這里采用輸水渠道的平均高

81、程974.5m</p><p>　　進行水流的空化數(shù)計算，結果見表8。</p><p>　　表8 臺階面以下溢洪道水流空化數(shù)計算結果</p><p>　　14．臺階段消能率計算</p><p>　　臺階溢洪道的顯著特點是沿程逐級摻氣、減速、消能。當水流在臺階上下泄時，可形成的強烈的橫軸旋滾及水流摻氣來達到消能的目的，在眾多的研究資料中階梯溢洪

82、道的消能率都處在50%~80%的范圍內【17】【18】【19】【20】【21】【22】。光滑溢洪道水深沿程減小，流速沿程增加，本試驗中通過觀察發(fā)現(xiàn)階梯式溢洪道水流運動到中部后，水深沿程不再增加，與其他工程結果一致。在流量不變時，當水深不再增加時，斷面平均流速也不再增加，因此階梯溢洪道的消能率要比相同條件下的光滑溢洪道的消能率要高。通過對已經(jīng)建成的工程統(tǒng)計，發(fā)現(xiàn)階梯溢洪道與光滑溢洪道相比，消能率能夠提高1.5—4倍，消能效果良好【20】【

83、21】【22】。由于階梯面已消除了大部分水流動能，因此溢洪道下游消力池的尺寸可大大縮短，甚至根本省去消力池。同時階梯消能工對泄流量有一定的適應性，不失為一種優(yōu)良的消能方式。</p><p>　　國內外已有眾多學者對臺階消能做出了深入的研究，并且提出了各自的消能率公式。根據(jù)不同的側重點，計算消能率的公式可以分為以下幾類：</p><p>　　根據(jù)絕對消能率和相對消能率的概念，可以把臺階消能率

84、公式分為絕對消能率和相對消能率兩類【23】。</p><p>　　絕對消能率： （1）</p><p>　　式中、分別為壩面上、下游斷面單寬水體總能量。</p><p>　　相對消能率： （2）</p><p>　　式中：，分別為光滑和階梯溢流壩趾的流速。</p><p>　

85、　根據(jù)臺階水流形態(tài)，眾多學者分別從滑行水流，和跌落水流進行研究消能率。</p><p>　　加拿大Chamani【24】跌落水流公式：</p><p><b>　　（3）</b></p><p>　　式中： 為能量損失；為上游的總能量；為臨界水深；為階梯高度；為階梯個數(shù)；為每個階梯的能量損失比。</p><p>　　澳大

86、利亞的Chanson【25】跌落水流公式：</p><p><b>　　（4）</b></p><p>　　式中為能量損失；為上游的總能量；為臨界水深； 為階梯高度；為上游總水頭。</p><p>　　萬德華【26】跌落水流公式：</p><p><b>　?。?）</b></p>&

87、lt;p>　　式中：為能量損失；為上游的總能量；為大壩高度；，其中為流量系數(shù)，其值為0．738~0．64，則值為1．27~1．400。</p><p>　　澳大利亞的Chanson【25】滑行水流公式：</p><p><b>　　（6）</b></p><p>　　為能量損失；為上游的總能量；為臨界水深； 為壩面的傾角；壩高；為摩擦系數(shù)

88、。</p><p>　　M．Takahasicl【27】等人的滑行水流公式：</p><p><b>　?。?）</b></p><p>　　式中為水頭損失，為總水頭，為臨界水深，為垂直于假想底層的凈水深，為階梯的斜坡角度。</p><p>　　田嘉寧等人【28】的滑行水流和跌落水流都適用的公式：</p>

89、<p><b>　?。?）</b></p><p><b>　　其中</b></p><p>　　式中：為躍前斷面能量損失；為上游斷面總能量；為泄水建筑高；為階梯的斜坡角度。</p><p>　　3、以臺階斜坡度為主要參數(shù)的消能率計算公式：</p><p>　　曾東洋【29】公式：<

90、/p><p><b>　?。?）</b></p><p>　　式中A、B、C為系數(shù)，P為壩高，為臺階高度，為臨界水深，，為臺階水平長度。</p><p>　　駢迎春【30】公式：</p><p><b>　?。?0）</b></p><p>　　式中為單寬流量，、、為公式系數(shù)，為

91、大壩高度。</p><p>　　4、運用量綱分析得出的臺階消能公式：</p><p>　　吳憲生【31】公式：</p><p><b>　　（11）</b></p><p>　　石教豪【32】等人公式：</p><p><b>　?。?2）</b></p>&l

92、t;p>　　式中為下泄單寬流量；為溢流壩的高度；為壩面坡度，，為壩面臺階的突出高度。</p><p><b>　　5、其他公式</b></p><p>　　Rajaratnam【33】半經(jīng)驗公式：</p><p><b>　?。?3）</b></p><p>　　式中：，分別為階梯和光滑溢流壩

93、趾處的能量；；，分別為階梯和光滑溢流壩面的摩擦系數(shù)；為光滑溢流壩趾的 此公式形式較簡單，概念也較清楚，但光滑和階梯溢流壩面的摩擦系數(shù)確定較困難。</p><p>　　Stephenson【34】公式：</p><p><b>　?。?4）</b></p><p>　　式中：為上、下游能量差；為以水頭表示的上游總能量；，為能量比降，，分別為單寬流

94、量和水深；，為臨界水深；為無因次達西摩擦系數(shù)。</p><p>　　汝樹勛【35】公式：</p><p><b>　?。?5）</b></p><p>　　式中：為光滑溢流壩趾斷面平均流速；為摻氣水流等效為不摻氣水流的水深后的斷面平均流速。的計算中考慮摻氣影響是通過計算不摻氣的等效水深來實現(xiàn)的。上式的主要優(yōu)點是計算消能率時考慮了摻氣影響。<

95、;/p><p>　　以上公式各有優(yōu)點，公式（1）用能量守恒原理，是最簡單、最直觀的公式，也是大多數(shù)學者最多使用的公式。Rice是用本公式計算后得出臺階式溢洪道的消能率比光滑溢洪道的消能率大2~3倍的結論。蔣曉光和周輝等也通過這個方法來計算臺階式溢洪道的消能率；公式（2）相對消能率是用階梯溢流壩相對于光滑壩面的消能率，一般用兩者壩趾的動能差與光滑溢流壩下游的動能相比較。Pegram在此式的基礎提出了相對能量損失率(ED

96、R)的概念。Houston和才眉君等通過本公式來計算臺階式溢洪道的相對能量損失；公式（3）運用的關鍵在于如何求出，如果每個階梯的值不同，那么此公式就不適用了。與公式（3）相比，公式（4）不需要確定；公式（5）結構最簡單，但是需要考慮流量系數(shù)的選?。还剑?）中較難確定的是，它根據(jù)水深來確定，而階梯溢流壩面上的水深是不易確定的；從公式（3）到公式（8）是研究者根據(jù)臺階上水流流態(tài)的不同而推導出計算某一特定流態(tài)條件下的消能率公式，目前應用并不

97、是很廣泛。公式（9）和公式（10）雖都以臺階坡度為主要因素，但公式的結構形式卻相差很遠。關于臺階坡度對消能率的影響，Rice，Kadavy的研究結果表明溢洪道坡</p><p>　　本次臺階消能率計算采用公式（1）：，式中：；；和分別為上、下游斷面底部相應于消力池底部高差，m；和：分別為上、下游斷面的水深，m；和分別為上、下游斷面的平均流速，m/s?！?8】以第一個臺階為上游計算起始斷面，以最后一個臺階為下游計算

98、斷面，按照試驗實際測驗的斷面平均水深，計算出對應的斷面平均流速，得到設計方案修改前后不同泄流量臺階面的消能率結果，如表3。</p><p>　　四川大學陳群【36~38】通過數(shù)值模擬與水力模型試驗相結合的辦法對臺階式溢洪道進行了研究，得到了影響消能率因素的一些結論：①壩面單寬流量是影響臺階式溢流壩消能率的一個較重要因素。當單寬流量增大后，壩面的消能率明顯降低；②臺階溢流壩的消能率隨著壩面坡度的變緩而提高；③臺階尺

99、寸對消能率有影響。當流量較大時，消能率隨臺階尺寸的增大而增大。流量較小時，臺階高度為2m時消能率最小，臺階尺寸再增大或減小消能率都增大。④過渡臺階型式和起始位置對消能率有一定影響。一般來說，過渡較平緩，臺階高度增量較小的過渡臺階的消能率較小，過渡臺階增量較大時，臺階的消能率較大。文獻13也得出相似的結論：臺階高度不變，隨著下泄流量的增加，臺階面的消能率在逐漸降低，不同臺階高度在下泄相同流量時，臺階越高，其消能率也越大。</p>

100、;<p>　　在本次模型試驗中，我們通過不同流量在臺階面上的消能率計算對比，可以得出，臺階高度不變，隨著下泄流量的降低，臺階面的消能率在逐漸升高，但消能率不會無限升高，而會趨近一個極值，此結論與上述相關結論基本相似。</p><p><b>　　15．推薦方案試驗</b></p><p>　　通過以上對溢洪道體型的多次優(yōu)化和對主要水力學特征值的分析，認為

101、修改后的溢洪道體型完全可以滿足泄洪要求，各個水力學參數(shù)均在合理范圍之內，能保證溢洪道的安全穩(wěn)定運行，修改優(yōu)化的體型可以作為模型推薦體型供設計采用。為了給設計和使用提供必要的依據(jù)，下面就推薦體型的各個運行工況水流特征值進行全面的模型測驗，為設計和運行提供參考資料。</p><p><b>　　15.1水流流態(tài)</b></p><p>　　當溢洪道三孔全開，庫水位位于校核

102、洪水位，947.80m時，此時模型實測流量為1198.04m³/s，由于推薦進口導墻為橢圓曲線，其平面線形更加接近水流運動軌跡，使得進口左導墻對水流的影響大大改善，模型基本看不出來進口的繞流現(xiàn)象，進入閘室的水流平穩(wěn)，過閘順暢，并且隨著庫水位的降低，進口流態(tài)更加良好。</p><p>　　由于三孔全開，水流通過閘室后，受到閘墩和漸縮體型的共同作用，水流形成固定的這從水流現(xiàn)象，這種折沖水流一直延伸到臺階上游

103、的正圓弧段，并且強度沿程逐漸減弱。</p><p>　　水流到達臺階區(qū)段，首先在摻氣空腔處大量摻氣，摻氣后的水流在模型上表現(xiàn)為乳白色，并且一直保持到消力池處，說明摻氣效果良好。校核洪水位摻氣空腔達到第六個臺階，設計洪水位和消能防沖水位摻氣空腔均達到第五個臺階處。各個工況的空腔穩(wěn)定，摻氣順暢。</p><p>　　對于臺階下游反弧段，輸水渠段，和拋物線段來說，各個工況的水流均表現(xiàn)為平順穩(wěn)定的

104、水流流態(tài)，到達消力池時，水流沿消力池底部進入消力池底部，形成底流消能水流流態(tài)。由于消力池是按照設計洪水位的洪水流量標準進行優(yōu)化設計的，就必須保證設計洪水位的充分消能，流態(tài)良好。但對校核洪水位來說也就不一定很理想，校核洪水位下的消力池流態(tài)不太理想，但也沒有出現(xiàn)極端的不利的水流流態(tài)。其他工況的水流流態(tài)較為理想，流量越小，消力池流態(tài)越好，消能越充分。</p><p>　　總之，推薦方案各個體型的水流流態(tài)較為理想，可以滿

105、足阿拉溝溢洪道的泄流要求。</p><p>　　15.2沿程水面線分布</p><p>　　試驗對推薦方案三孔全開不同洪水位工況的沿程水面線進行了測驗，在校核洪水位情況下，沿程平均水面線沒有超過設計邊墻高度，說明設計溢洪道邊墻高度可以滿足要求，但對消力池來說，在校核洪水位工況下，由于消力池流態(tài)不是特別理想，消力池消能水流波動特別強烈，特別是消力池末端，其平均水面高度已經(jīng)超過設計消力池的邊墻

106、。工程運行時必將出現(xiàn)水流翻越邊墻現(xiàn)象，也會對消力池邊墻外有一定的問題存在，這一點在設計時應予以考慮，其他各個工況消力池邊墻均能滿足要求。</p><p>　　15.3沿程壓強分布</p><p>　　試驗對推薦方案的溢洪道的沿程壓強進行了全面的測驗，總體來說，壓強沿程分布合理，出臺階段局部有負壓強外，其他區(qū)段均為正壓強，特別是溢洪道正圓弧和拋物線段，均沒有測驗到負壓強存在，再次證明推薦體型

107、的合理性。對于臺階階段，由于臺階水流流態(tài)的復雜性，出現(xiàn)負壓強也是正常現(xiàn)象。針對臺階的特殊水流情況，同時也考慮到盡量臺階負壓強位置發(fā)生空化破壞，推薦方案采取的摻氣減蝕的措施將對臺階防止空化起到重要的作用。</p><p>　　三孔全開校核洪水位947.80m下泄最大流量1198.00m³/s，溢洪道最小壓強位于溢流堰堰頂位置，其壓強值為1.47×9.8KPa。</p><p&

108、gt;　　從臺階段的壓強測驗匯總可以看出，雖然在臺階上游有負壓，由于在三孔全開時，在消能防沖水位的工況摻氣空腔已經(jīng)達到第五個臺階，校核洪水位達到第六個臺階，也就是說測壓管編號從T1到T6均存在摻氣空腔中，故沒有水流通過上游前五個臺階，不存在發(fā)生孔空蝕破壞的可能。而負壓強的存在正好為摻氣提供一個良好的吸氣壓強，使得空氣更好的進入空腔，進入下泄水流當中。對測壓管編號從T7到T14，其測到的負壓強均為水流通過臺階的水流對臺階面的實際壓強，從資

109、料看，測驗到的最大負壓強也沒有超過﹣0.64×9.8KPa，并且負壓強出現(xiàn)在豎直臺階面上。按照壓強分布規(guī)律，在每一個臺階豎直面處，壓強分布表現(xiàn)為越向上靠近臺階頂部，壓強越小。由于模型受體型尺寸的限制，不可能無限的靠近頂部布置測壓管，加之臺階面水流的復雜性，為了防止萬一在臺階豎向面臺階頂部出現(xiàn)過大負壓強而引起空化破壞，摻氣方案在臺階進口處采用了增加摻氣措施，通過摻氣減蝕來避免有可能發(fā)生的空蝕破壞問題出現(xiàn)。</p>

110、<p>　　對下游反弧段，拋物線段，輸水渠道段，消力池段以及出口渠道段，三孔全開各個工況底板壓強沿程分布良好，沒有異常壓強出現(xiàn)，壓強沿程分布合理。</p><p>　　15.4沿程流速分布</p><p>　　為了了解推薦方案溢洪道沿程的水流流速分布情況，試驗就三孔全開時，不同特征洪水位的運行的流速進行了測驗，試驗采用南京水利科學研究院研制生產(chǎn)的LGY－Ⅱ型智能流速儀進行測驗，在