旋流阻塞與旋流擴散復合式內消能泄洪洞的水力設計

牛爭鳴，楊 健，2，丁浩鐸，南軍虎，徐 威，鮑 莉

旋流阻塞與旋流擴散復合式內消能泄洪洞的水力設計

牛爭鳴1，楊 健1，2，丁浩鐸1，南軍虎1，徐 威3，鮑 莉3

（1.西安理工大學水力學研究所，西安 710048；2.中水珠江規(guī)劃勘測設計有限公司，廣州 510610；3.中國水電顧問集團 成都勘察設計研究院，成都 610072）

結合雅礱江兩河口水電站后期3＃導流洞和大渡河猴子巖1＃導流洞的改建，在研究旋流阻塞和旋流擴散復合消能泄洪洞的水力特性基礎上，對該類型復合式旋流內消能泄洪洞的設計原理與方法進行研究探討，和開敞式進口、起旋器、阻塞與旋流漸變擴散段的體型進行了設計與計算，為1 000 m3／s以上泄流量、150 m作用水頭量級的導流洞改建為旋流內消能泄洪洞工程水力設計提供參考。

旋流阻塞；旋流擴散；復合內消能泄洪洞；水力設計原理與方法

1 相關研究的綜述

黃河公伯峽水電站右岸導流洞改建成國內外第一個泄量達1 000 m3／s、水頭超過100 m的水平旋流內消能泄洪洞，為這一類型的內消能泄洪洞提供了研究、設計和工程示范的實例［1］。但對于更大流量、更高水頭和具有較大坡度的后期導流洞或下游淹沒較深的導流洞，在改建為旋流內消能泄洪洞時，因受旋流洞內旋流速度過大和可能發(fā)生空蝕破壞的限制，單一的旋流內消能工已不能滿足水力特性要求，還會出現(xiàn)上下游水面銜接和排氣困難等問題。

關于水平旋流內消能泄洪洞的改建，國內外進行了大量的研究工作，在這些改建方案的研究中，最大設計泄洪量為1 000～3 000 m3／s，最大作用水頭為100～245 m不等，體型上各工程均有不同特點，各工程設計參數(shù)詳見表1。這些研究工作與工程實踐為本文對該類型復合式旋流內消能泄洪洞的設計原理與方法進行研究探討奠定了基礎，也將為更大流量、更高水頭和具有較大坡度的后期導流洞或淹沒較深的導流洞改建為旋流內消能泄洪洞工程的水力設計提供參考。

2 設計原理與基本原則

2.1 旋流阻塞和旋流擴散復合式內消能泄洪洞的設計原理

在公伯峽水電站導流洞改建為水平旋流內消能泄洪洞的研究與原型觀測中發(fā)現(xiàn)：當作用水頭超過100 m時，旋流洞段壓強較低，旋流速度將超過40 m／s，起旋器出口局部低壓區(qū)不可減免，因此增大了空化空蝕的可能，限制了作用水頭的提高［2］。增設阻塞使其成為旋流阻塞復合式內消能泄洪洞的研究成果表明［3，4］：增設阻塞后，泄流量減小，旋流洞段流速明顯減小，壁面壓強明顯均勻增大，起旋器出口低壓區(qū)空化空蝕的可能性減?。蛔枞魏笥捎陔x心力的作用，通氣孔通入的氣體與旋轉水流充分混合形成氣水兩相流，水流能量較分散，在較短的長度內消能率很大。阻塞可以增壓減速的結論還可從洞塞的水力特性研究中得到證明［5］。

表1 導流洞改建水平旋流泄洪洞設計參數(shù)一覽表Table 1 Design parameters on the diversion tunnels being reconstructed as spillway tunnels

從上述得到啟發(fā)：采用合理的阻塞段體型與旋流擴散段體型，在滿足泄流量設計要求的前提下，利用阻塞使旋流洞段壓強均勻增大，對起旋器孔口有壓出流形成頂托，減小旋流洞段總作用水頭和旋流洞內流速，避免起旋器出口局部低壓處的空化空蝕；利用因阻塞段前后的軸向壓強差的增大和水流在旋轉擴散段的旋轉擴散形成的能量分散、紊動增大和氣水充分混合的旋轉擴散水流特性，增大消能率，實現(xiàn)旋流洞段和旋流擴散段復合分段消能。這樣就可以實現(xiàn)保持旋流洞段具有適當?shù)膲簭姡⑿鞫炊蔚牧魉倏刂圃诎踩秶鷥?，將作用水頭、泄流量和復合消能率提高到新的水平。

2.2 旋流阻塞和旋流擴散復合式內消能泄洪洞設計的基本原則

根據(jù)有關設計規(guī)范、模型試驗研究成果和公伯峽旋流泄洪洞的原型觀測成果［2，6－14］，對于泄量超過1 000 m3／s、作用水頭超過100 m、導流洞具有較大坡度或具有較大淹沒時，可設計為旋流阻塞與旋流擴散復合式內消能泄洪洞，基本設計原則建議為：

通過協(xié)調進水口、起旋器孔口和阻塞孔口的尺寸滿足最大設計流量，并以阻塞孔口尺寸作為控制性尺寸；按阻塞孔口泄流量Q3≤起旋器泄流量Q2≤開敞式或有壓式進水口泄流量Q1的原則設計泄流量。

在滿足最大設計流量的前提下，可通過設置阻塞產生的增壓減速效應，保證旋流洞內的近壁最大流速小于36 m／s，壁面壓強均為正壓，水流空化數(shù)大于0.3；對緊鄰起旋器出口下游側旋流洞頂部的低壓區(qū)應采用抗磨蝕材料或采取其它工程措施（例如設置增壓環(huán)、采用向低壓區(qū)直接通氣或吸附射流等）防止空蝕的發(fā)生，必要時可進行減壓試驗進一步對其空化空蝕特性進行論證。

起旋器采用兩側收縮的弧線形起旋器或單側收縮的直切式起旋器；為了保證起旋器出口水流的切向入流和能在旋流洞內形成較對稱與穩(wěn)定的空腔環(huán)流，起旋器孔口面積與豎井斷面面積之比不應小于0.6；不滿足該要求時，可增大豎井或旋流洞的直徑，也可采取上下游漸擴形起旋器。

通氣孔的設計應滿足旋流洞內流態(tài)穩(wěn)定，旋流空腔內的氣體壓強近似為大氣壓，因此通氣孔孔徑與旋流洞洞徑之比一般應不小于0.12；通氣孔一般設置在旋流洞起始端斷面右上方；當下游為淹沒狀態(tài)時，由于排氣困難，需氣量減小，通氣孔直徑可根據(jù)需要確定；通風孔的風速一般不應大于60 m／s，在大于該值時，應采用保證通風量相等，增大通風孔直徑和設置阻尼的方法進行設計調整。

根據(jù)有關研究，旋流洞段內，水流能動量的急劇轉變段在2.5≤Z／D＜4.0的范圍內，消能率在Z／D≤6.0洞長范圍內可占該段總能量的80%，因此旋流洞的長度在表1所示的設計指標內一般為洞徑的5～10倍即可；旋流擴散段的長度可根據(jù)需要確定，一般為洞徑的2～3倍。按這樣參數(shù)設計的復合式旋流內消能泄洪洞的總消能率約為80%，其中旋流洞段30%左右，旋流擴散段50%左右，需要進行導流洞改建和加強導流洞襯砌的長度范圍約為洞徑的10～20倍。

為了減小對泄流量的影響，阻塞出口面積與旋流洞斷面面積之比一般不應小于0.6；阻塞段應為漸變型，長度與阻塞孔徑比不小于2.0；阻塞出口的近壁面旋流速度不應大于40 m／s，水流空化數(shù)應大于0.3；對阻塞和阻塞出口后的旋流擴散段應采用抗磨蝕材料或采取其它工程措施，以防止空蝕的發(fā)生。

阻塞后的旋流擴散段，在下游導流洞具有較大坡度時，應采用非對稱的漸擴形式并在其后的導流洞頂部設置壓板，以使旋轉擴散氣水兩相有壓流能盡快轉變?yōu)闅馑畠上嗝髁?，與下游水面自然銜接；在下游出口較大淹沒的小坡度導流洞，應采用對稱的漸擴形式，保證其在運行條件下工況范圍內為旋流淹沒水躍流態(tài)，必須在導流洞合適的位置上設置間隔或連續(xù)的排氣設施，排除沿程不斷析出的氣體，避免在導流洞的頂部形成氣囊和在導流洞出口產生氣爆；對這2種導流洞出口的形式，也均可采用消能率更高、消能段更短的的突擴方式完成與導流洞下游水面的明流或有壓流的銜接，但在結構設計時，應對導流洞擴散水流附壁點附近的壁面結構加強設計。

按以上設計原則，在合理的進水口、起旋器孔口和阻塞孔口尺寸時的泄流量約為1 200～1 500 m3／s；至旋流擴散段末端，作用水頭可達165 m，消能率大于80%，導流洞水流流速小于25 m／s。

綜上所述，利用落錘、霍普金森桿實驗平臺和液壓介質產生的動態(tài)脈沖載荷，峰值較高。但脈寬缺少10～102μs量級。本文設計了一種半正弦波脈沖載荷發(fā)生裝置，可產生壓力載荷峰值達50 MPa，脈寬為10～102 μs，可應用于實驗室內進行沖擊動力學加載實驗。

3 水力特性的設計方法與經驗計算

根據(jù)上節(jié)所述的設計原理與原則，通過協(xié)調進水口、起旋器孔口和阻塞孔口的尺寸滿足最大設計流量，并以阻塞孔口尺寸作為泄流量的控制性尺寸。在淹沒堰流（或有壓流）條件下，泄流量關系應為Q1≥Q2≥Q3。若旋流泄洪洞的設計流量為Qs，根據(jù)模型試驗，三者泄流量的關系可具體為：Q1＝1.05～1.1Qs，Q2＝1.02～1.05Qs和 Q3＝Qs。

通常旋流阻塞和旋流擴散復合式內消能泄洪洞的體型由7部分組成，即開敞式（或短有壓式）進口、豎井洞、起旋器、旋流洞消能段、阻塞段、旋流擴散消能段與原導流洞。本節(jié)以兩河口水電站復合式內消能泄洪洞的水力設計為例，探討該類型旋流泄洪洞的水力設計方法。

3.1 開敞式進水口體型設計與計算

開敞式進口可采用WES剖面型實用堰，堰剖面較瘦，淹沒堰流流態(tài)時堰面上不會出現(xiàn)負壓，WES剖面曲線后采用一段圓弧直接與豎井洞段銜接。開敞式進口泄流量計算公式為標準的實用堰公式

式中：Q1開敞式進口泄流量，須滿足Q1＝1.05～1.1Qs的要求；B為溢流堰總凈寬；H0為計入行近流速的堰上水頭；ε1為收縮系數(shù)；σs為淹沒系數(shù)；m為流量系數(shù)。當設計運行工況為淹沒堰流流態(tài)，開敞式進口泄流量計算只需按（1）式，ε1與m常規(guī)取值，并取淹沒系數(shù) σs＝0.98～1.0計算即可。

當進水口為有壓流進口時，亦可按常規(guī)的有壓流進水口公式計算進水口的泄流量，為了保證豎井內為有壓流，仍需按 Q1＝1.05～1.1Qs確定進水口的設計流量。

3.2 起旋器體型設計與經驗計算

為了使旋流洞內形成穩(wěn)定、旋流強度高的空腔環(huán)流，豎井洞與旋流洞的銜接段稱為起旋器。直切式起旋器，即在豎井的圓柱段先由圓變方，然后單側收縮，一側壁面向下鉛垂不變，與旋流洞相切，另一側壁面向下直線收縮，與旋流洞相交，過流面積逐漸減小。與公伯峽兩側收縮的弧線式起旋器相比，直切式起旋器結構簡單，更易于施工。圖1所示為兩河口水電站旋流泄洪洞的直切式起旋器體型。

圖1 兩河口水電站直切式起旋器設計體型Fig.1 Design form of the vortex flow generator of Lianhekou Hydroelectric Station

在豎井為有壓流的情況下，起旋器的過流能力由起旋器出口收縮斷面即起旋器喉口控制，起旋器喉口出流符合閘孔出流泄流規(guī)律，過流能力按孔流計算，泄流量計算公式為

式中：Q2起旋器的設計泄流量，須滿足Q2＝1.02－為旋流洞段Z／D＝4位置處旋流洞頂部的壓力水頭；H1為該位置以上的壓力水頭，μ為起旋器喉口流量系數(shù)；A2起旋器喉口過流面積，為需要確定的值。為保證旋流洞內近壁最大流速小于36 m／s，H1－Hp應小于85 m，可通過調節(jié)阻塞的孔徑來保證。在自由旋流流態(tài)時，在豎井與起旋器幾何參數(shù)不變時，流量系數(shù)μ與起旋器出口的弗如德數(shù)Fr為線性關系，與上下游水位差的關系為近似不變的常數(shù)［13］。在設置阻塞后，μ還與H1－Hp的變化有關。

圖2 h／D＝1.983時流量系數(shù)μ隨H 1－Hp的變化Fig.2 The Change of discharge coefficientμwith H 1－Hp when h／D＝1.983

圖2 為起旋器喉口面積與豎井斷面面積之比A2／A、上游水位在 h／D＝1.983時，流量系數(shù) μ隨H1－Hp的變化。由圖可知，在4種不同的面積比下，μ與H1－Hp之間均為線性關系，但A2／A不同時線性關系不同。在H1－Hp為80 m左右、泄流量為1 200－1 500 m3／s范圍內時，流量系數(shù)μ的取值在0.60～0.75，根據(jù)不同面積比 A2／A確定。

有關研究表明，面積比A2／A的變化對旋流洞的水力特性有較大的影響。如圖2可知，A2／A增大時，通過起旋器喉口的泄流量增大。但如果A2／A值太大，起旋器側向收縮程度不夠，切向入流的條件就不太理想，不能形成旋流洞起始斷面上基本對稱與穩(wěn)定的空腔環(huán)流，旋流洞內水流旋轉力度就會減小。因此選擇合適的起旋器喉口面積收縮比，可形成較好的流態(tài)增大消能率與水流的穩(wěn)定性，根據(jù)模型試驗結果與文獻［10］研究成果，較合理的面積比A2／A應在0.50～0.75之間。

3.3 阻塞體型設計與近似計算

設置阻塞后產生的阻塞效應如第2.1小節(jié)所述，但為了保證第2.2小節(jié)中的設計原則，阻塞本身的體型與水力特性也需優(yōu)化。四川大學劉善均等［6］在研究導流洞改建問題過程中，提出了洞塞消能工的一些設計原則與思想。作者結合旋流的水力特性，對阻塞體型設計進行過研究［3］。基本設計思想為：阻塞的孔口以前，是從水平旋流洞的洞徑逐漸收縮到孔口直徑的圓錐形管段，以使旋流在流經洞塞結構時，逐漸加大離心力，避免洞塞體型出現(xiàn)新的高速水流問題；孔口后，通過對柱形管段削角，形成突擴管段；出口為垂直于水平洞壁面的圓環(huán)斷面，有利于形成超空化體型。如圖3所示，阻塞體型設計的一個基本參數(shù)為阻塞過流面積減小率εA，其定義為

圖3 阻塞體型設計示意圖Fig.3 Sketch of vortex flow block appearance design

顯然這個參數(shù)僅與水平旋流洞洞徑D、阻塞孔徑d有關。為了減小阻塞結構對水力特性的影響，除了應選取合適的相對阻塞孔口直徑d／D外，還應當考慮收縮管路部分的漸變長度L，面積減小率εA越大，相對漸變長度L／D就應越大。

旋流內消能泄洪洞在上游水頭的作用下，水流通過起旋發(fā)生裝置后，在旋流洞內產生旋轉，由通氣孔向旋流洞內通入氣體，旋轉水流中間形成一空腔，到阻塞孔口出流時，水流為高速旋轉出流，泄流量與阻塞前后的壁面壓強差有關，也與旋流特性有關，因此可稱為旋流有壓孔口出流。按這一原則定性，阻塞孔口出流應符合有壓孔口的基本出流規(guī)律，但必須考慮旋流特性對其的影響，

式中：Q3阻塞孔口泄流量，應滿足 Q3＝Qs；H2≈Hp＝Pν／γ為旋流洞受阻塞影響以前的壁面壓力水頭，可近似等于第3.2小節(jié)中的 Hp，H3為阻塞末端壓力水頭，在自由旋流擴散時，可取其近似等于零，在淹沒旋流擴散時則按淹沒流的靜水壓強計算；旋流有壓孔口出流的流量系數(shù)ξ＝kξ1，ξ1為常規(guī)有壓閘孔出流的流量系數(shù)，k為旋流特性影響系數(shù)。圖4為不同阻塞過流面積減小率εA情況下ξ隨Hp－H3的變化規(guī)律，其中A3為阻塞孔口面積，A為旋流洞面積。由圖可見，不同A3／A的流量系數(shù)不同，具體參照圖4所示。阻塞設置的位置對壁面壓強、旋流洞的最大流速和泄流量的影響均較小，但對旋流空腔直徑、旋流夾角和通氣孔的通風量影響較大［3］。

3.4 旋流洞的近壁流速和壁面壓強與阻塞的關系

圖4 ξ隨Hp－H 3的變化規(guī)律Fig.4 Variation ofξwith Hp－H 3

圖5 近壁最大流速隨εA的變化Fig.5 Change of maximum velocity withεA

圖6 H 1－H p隨εA的變化規(guī)律Fig.6 Change of H 1－H p withεA

圖5 與圖6為旋流洞內近壁最大流速和旋流洞作用水頭H1－Hp隨阻塞面積減小率εA的變化規(guī)律?？梢娦鞫磧冉谧畲罅魉匐SεA的增大而減小，而 H1－Hp亦相同。在阻塞面積減小率 εA為0.373，且 H1－Hp＜80 m時，速度已小于 36 m／s，因此旋流洞作用水頭設計取值時應小于80 m。

3.5 旋流擴散段的體型設計、擴散水流流態(tài)及與下游水面的銜接

阻塞孔口與導流洞銜接，既可采用旋流突擴形式，也可采用旋流漸變擴散形式。在旋流突擴段中（基本體型如圖7所示），旋轉水流的切向旋流擴散和軸向擴散相結合，氣水摻混充分，消能率高，消能區(qū)域較短，但旋轉擴散水流在附壁時對突擴段兩側壁面和頂部壁面的沖擊力較大，因此在設計時需提高旋流突擴段附近范圍四周壁面襯砌強度。

圖7 阻塞后旋流突擴體型示意圖Fig.7 Sketch of vortex flow sudden expansion section after the vortex flow block

采用漸變擴散式銜接時，銜接處頂部為圓變圓，底部為圓變方。在導流洞有較大的坡度時，還需要在旋流漸變擴散段頂部增加一壓板，在擴散段末端導流洞內底部兩側壁角增加四面體塊并按差動式布置，如圖8所示。由于銜接處為旋流漸變擴散段，旋轉水流沿著壁面漸變擴散下泄，能量分散，減小了對壁面的直接沖擊。在頂部旋轉水流擴散沿壓板向下，在擴散段末端導流洞內底部，旋轉水流受差動布置四面體的干擾，在導流洞底部來回折流與挑射，紊動更充分，整體摻氣濃度很高，消能效果好，水面沿程降低，折沖水流和水翅消除，折流墩后快速形成穩(wěn)定、均勻的氣水混合流，并與導流洞內水面自然銜接。兩河口與猴子巖水電站的阻塞和擴散段的設計參數(shù)如表2所示。

圖8 旋流漸變擴散段頂部增加壓板與四面體差動式布置圖Fig.8 Pressure plate at the top of vortex flow expansion section and tetrahedrons differential-type arrangement

表2 經過優(yōu)化后兩河口和猴子巖阻塞與漸變擴散段的體型參數(shù)Table 2 Configuration parameters of vortex-flow block and gradual expansion section for the two hydroelectric stations after optimization

4 導流洞出口淹沒條件下的旋流擴散銜接與排氣設施設計

4.1 導流洞出口淹沒條件下的旋流擴散流態(tài)和與導流洞水流的銜接

旋轉擴散的氣與水充分混摻的兩相流，在旋流擴散段中與導流洞內的淹沒水流呈全斷面無明顯界面的銜接，這種流態(tài)我們稱為旋流淹沒水躍流態(tài)。在旋流淹沒水躍后，旋流的強度明顯減小，流速明顯降低，氣體開始析出上浮，洞內的水流進一步轉變?yōu)椴恍D的、無氣體的淹沒流。這是我們需要的流態(tài)，因此對下游出口為較大淹沒的小坡度導流洞進行旋流消能泄洪洞設計時，應保證其在運行工況范圍內為旋流淹沒水躍流態(tài)。

對下游出口為較大淹沒的小坡度導流洞，在旋流擴散段，無論其為突擴還是漸擴體型，均可能會出現(xiàn)旋流遠趨水躍或旋流淹沒水躍2種基本流態(tài)，與旋流擴散的水流能量、通氣孔的通氣量和下游淹沒程度有關。在旋流擴散的能量一定時，調節(jié)通氣量和增大下游水位可使旋流遠趨水躍轉變?yōu)樾餮蜎]水躍流態(tài)。

4.2 導流洞出口淹沒條件下的排氣設施設計

在旋流淹沒水躍后，旋流的強度明顯減小，流速明顯降低，氣體開始析出并沿程上浮，聚集在導流洞的頂部，分段連成較大的氣囊，引起洞頂壁面壓力的波動并在導流洞出口產生氣爆。并在必須在旋流擴散段以后導流洞合適的范圍內設置集中或間隔的排氣設施，以便排除沿程不斷析出的氣體。猴子巖旋流泄洪洞的模型試驗表明，排氣位置與范圍須由模型試驗確定，采用高于尾水且有一定長度的集氣室集中排氣和在一定的范圍內設置連通的排氣管與排氣洞均是可行的方案，但相比較而言，從施工的難度、流態(tài)的穩(wěn)定性和排氣效果等方面看，后者更優(yōu)一些。

猴子巖旋流泄洪洞設置的連通的排氣管與排氣洞的方案與體型如圖9所示。由圖可見，從旋流擴散段開始斷面算起120 m位置上開始間隔20 m設置排氣管，設置長度為200 m，管徑為2～3 m均可。排氣管高度與下游水位高度有關，猴子巖設計為31.2 m。排氣管均與排氣洞連通，排氣洞直徑3～4 m均可，可利用事先設計的導流洞施工支洞改建。

圖9 猴子巖旋流泄洪洞排氣管與排氣洞的方案與體型Fig.9 Program and configuration of Houziyan Hyropower Station’s exhaust tubes and exhaust holes

5 結 語

對于導流洞改建為水平旋流內消能泄洪洞的設計、研究，特別是工程實踐還很少，黃河公伯峽水電站右岸導流洞建成后成功進行了原型觀測，為這一類型的內消能泄洪洞提供研究、設計和工程示范的實例。但對這一量級和更大流量、更高水頭和具有較大坡度的后期導流洞或下游淹沒較深的導流洞，在改建為旋流內消能泄洪洞的設計時，均缺少設計規(guī)范的指導，也缺少對設計原理、設計原則和設計方法的研究與討論，本文在此進行了嘗試。但因為理論基礎、應用基礎研究和具體工程實踐均較少，因此本文建議的設計原則和具體的設計方法的一般性均有待于進一步地深入研究、深化和得到進一步實踐的檢驗。本文的目的在于為更大流量、更高水頭和具有較大坡度的后期導流洞或淹沒較深的導流洞改建為旋流內消能泄洪洞工程的水力設計提供參考，也希望通過討論與進一步深入系統(tǒng)的研究以及更多的工程實踐基礎上，盡早地開始旋流內消能泄洪洞設計與試驗研究規(guī)范的制訂。

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［10］牛爭鳴，張鳴遠.水平旋轉內消能泄水道空腔環(huán)流的能動量特性［J］.西安交通大學學報，2004，38（7）：741－745.（NIU Zheng-ming，ZHANG Ming-yuan.Characteristics of kinetic energy and momentum of horizontal rotary cavity flow in internal dissipating tunnel［J］.Journal of Xi’an Jiaotong University，2004，38（7）：741－745.（in Chinese））

［11］牛爭鳴，張鳴遠，孫 靜.水平旋轉內消能泄水道空腔環(huán)流的旋流特性［J］.水力發(fā)電學報，2004，23（3）：107－111.（NIU Zheng-ming，ZHANG Ming-yuan，SUN Jing.Swirl characteristic of level hollow swirling flow in inner dissipation discharge tunnel［J］.Journal of Hydroelectric Engineering，2004，23（3）：107－111.（in Chinese））

［12］牛爭鳴，孫 靜.豎井進流水平旋轉內消能泄水道流速分布與消能率的試驗研究［J］.水力發(fā)電學報，2003，（1）：61－69.（NIU Zheng-ming，SUN Jing.Experimental study on velocity distribution and energy dissipation ratio of the horizontal vortex and inner dissipating tunnel with an inlet shaft［J］.Journal of Hydroelectric Engineering，2003，（1）：61－69.（in Chinese））

［13］牛爭鳴，孫 靜，章晉雄.豎井進流水平旋轉內消能泄水道的泄量特性研究［J］.水利學報，2003，（1）：72－77.（NIU Zheng-ming，SUN Jing，ZHANG Jin-xiong.Experimental study on discharge characteristics of inner energy dissipating tunnel with inlet-shaft and horizontal vortex［J］.Journal of Hydraulic Engineering，2003，（1）：72－77.（in Chinese））

［14］牛爭鳴，孫 靜，張鳴遠.水平旋轉內消能泄水道環(huán)流空腔直徑的變化規(guī)律［J］.水利學報，2003，（2）：31－37.（NIU Zheng-ming，SUN Jing，ZHANG Ming-yuan.Changing rule of the encircle flow hollow diameter of horizontal vortex in an internal energy dissipating tunnel［J］.Journal of Hydraulic Engineering，2003，（2）：31－37.（in Chinese） ）

Hydraulic Design of Compound Expression Spillway Tunnel of Inner Energy Dissipation from Vortex-flow Block And Vortex-flow Divergent

NIU Zheng-ming1，YANG Jian1，2，DING Hao-duo1，NAN Jun-hu1，XU Wei3，BAO Li3
（1.Xi’an University of Technology，Xi’an 710048，China；2.China Water Resources Pearl River Planning，Surveying＆Designing Co，Ltd，Guangzhou 510610，China；3.Chengdu Hydroelectric Investigation＆Design Institute of SPC，Chengdu 610072，China）

On the basic research of hydraulic characteristics of the compound expression spillway tunnel of inner energy dissipation with vortex-flow block and vortex-flow divergent，when the diversion tunnels are reconstructed from Lianghekou Hydroelectric Station and Houziyan Hydroelectric Station，the principle and method of hydraulic design are researched，and the type of the open intake，vortex-flow generator，block and vortex-flow gradually expanded section are designed and calculated.The result offers a reference about hydraulic design in which the diversion tunnel will be reconstructed as a vortex-flow spillway tunnel with discharge more than 1 000 m3／s and available pressure head 150 m.

vortex-flow block；vortex-flow proliferation；compound expression spillway tunnel of inner energy dissipation；principle and method of hydraulic design

TV651

A

1001－5485（2010）02－0024－07

2009-01-15

國家自然科學基金－雅礱聯(lián)合基金資助項目（50579086）

牛爭鳴（1957-），男，陜西佳縣人，教授，博導，主要從事高速水流和水工水力學的研究，（電話）029-82313955（電子信箱）niuzm＠xaut.edu.cn。

（編輯：周曉雁）