低水頭有壓豎式進水口體型設(shè)計與模型試驗研究

郝 鑫，楊超林，王均星，鄧竣文

(1.云南省水利水電勘測設(shè)計研究院，昆明 650021；2.武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國家重點實驗室，武漢 430072)

0 引 言

水利工程中隧洞進水口多以水平進水口為主，其具有布置簡單、水流流態(tài)穩(wěn)定、便于施工及易于檢修等優(yōu)點。但在一些地形地質(zhì)條件較為特殊的情況下，如不良地質(zhì)條件下成洞困難，或隧洞上下游水位高差懸殊，水平進水口接斜井的方式難以解決高水頭差的消能問題，此類情況下采用豎式進水口常是更優(yōu)的解決方案。

水利工程中隧洞常見的豎式進水口一般由環(huán)形溢流堰、豎井段、彎管段及退水隧洞段組成。此種形式在應(yīng)用中具有一定的局限性，其要求進口水流在低水頭運行的條件下保持為環(huán)形堰流狀態(tài)，且進口隨庫水位變化呈現(xiàn)的水力工況復(fù)雜多變。若低水頭條件下采用有壓豎式進水口，進口處出現(xiàn)的立軸旋渦一直以來都是水力學(xué)研究中的難點，需要進行專門的研究去消除[1,2]?，F(xiàn)階段主要還是采用模型試驗方法進行研究，例如ODGAARD研究了自由表面吸氣旋渦，HITELS分析了旋渦流場的速度分布規(guī)律，唐洪、武田通過對旋渦流場的測量，分析了切向、徑向、軸向流速及旋渦形成條件，三者均采用模型試驗進行了驗證。

本文以車馬碧水庫泄洪放空隧洞進水口的設(shè)計過程為例，對低水頭有壓豎式進水口的結(jié)構(gòu)及消渦設(shè)施設(shè)計進行多方案的對比與模型試驗驗證。通過對各組方案的泄流能力、進水口流態(tài)、沿程壓力分布、施工難度等方面的分析，最終得到既能有效控制進水口立軸旋渦、流態(tài)穩(wěn)定、節(jié)省工程投資又便于施工的結(jié)構(gòu)布置方案。

1 工程概況

車馬碧水庫樞紐位于云南省曲靖市馬龍縣境內(nèi)，大壩壩址位于金沙江水系牛欄江上游支流馬龍河上，水庫總庫容為12 449 萬m3，為Ⅱ等，大(2)型水庫，工程區(qū)地震設(shè)防烈度為8 度，大壩為混凝土面板堆石壩，最大壩高52 m。水庫主要建筑物由大壩、溢洪道、泄洪放空隧洞、輸水隧洞組成。

水庫樞紐洪水標(biāo)準(zhǔn)為：設(shè)計洪水標(biāo)準(zhǔn)100年一遇(P=1%)，對應(yīng)設(shè)計洪水位1 938.8 m；校核洪水標(biāo)準(zhǔn)2000年一遇(P=0.05%)，對應(yīng)校核洪水位1 951.2 m；正常蓄水位為1 938.5 m。

泄洪放空隧洞全長約425 m，其中洞身長253.3 m，為前段有壓后段無壓的隧洞，無壓段為圓拱直墻形斷面。隧洞2000年一遇洪水下泄流量為211.8 m3/s，100年一遇洪水下泄流量為204.8 m3/s。

圖1 樞紐總體布置圖Fig.1 General layout of the project

2 隧洞進水口布置思路

泄洪放空隧洞布置在大壩左岸山體內(nèi)，沿線穿越一天然沖溝，沖溝部位隧洞最小埋深約12m?？尚行匝芯侩A段設(shè)計過程中曾采用常規(guī)水平有壓進口布置方案，如圖2所示。該方案將工作閘門豎井布置于沖溝下游側(cè)，導(dǎo)流隧洞與泄洪隧洞全段結(jié)合，可降低臨時工程投資。但該方案隧洞進口有壓段長達(dá)193 m，工程運行后有壓洞段運行風(fēng)險高，檢修困難[3]。根據(jù)可研評審意見：“初步設(shè)計階段應(yīng)根據(jù)水工模型試驗復(fù)核導(dǎo)流泄洪放空隧洞豎井位置，盡量減少有壓隧洞段長度?！彼煊诔踉O(shè)階段設(shè)計中，充分利用隧洞中部天然沖溝地形條件，于沖溝內(nèi)布置豎式進水口，有效解決了有壓洞段過長的問題。

圖2 隧洞原水平有壓進口方案Fig.2 Horizontal pressure inlet scheme of tunnel

車馬碧水庫泄洪隧洞具備放空功能，隧洞進水口高程為水庫死水位1 915.3 m，校核工況下進水口運行水頭為25.9 m，進水口周邊沖溝原始地面高程約為1 916 m，不滿足豎井式泄洪洞環(huán)形溢流堰的布置條件。針對本工程豎式進水口低水頭運行的特點，泄洪隧洞采用由豎式進水口、彎管段、水平退水洞后接閘室的布置方案，選擇多種進水口結(jié)構(gòu)型式進行模型試驗驗證。

3 模型試驗簡介

3.1 模型試驗設(shè)計

試驗?zāi)Ｐ透鶕?jù)弗汝德相似準(zhǔn)則進行設(shè)計，滿足水流運動相似和幾何相似。原型中因雷諾數(shù)和韋伯?dāng)?shù)都足夠大，黏滯力和表面張力對旋渦的影響可略去不計。但在模型中，受模型縮尺效應(yīng)的影響，黏滯力和表面張力對旋渦的作用相對較大。因此在模型設(shè)計時，盡量使雷諾數(shù)Re和韋伯?dāng)?shù)We超過一定的臨界值，使黏滯力和表面張力對旋渦的影響處于次要的位置。AMPHLETT[4]提出，模型雷諾數(shù)Re>3×104時，按重力相似準(zhǔn)則設(shè)計的模型可近似模擬原型中進水口前旋渦；JAIN[5]提出模型韋伯?dāng)?shù)We>120時，表面張力可忽略不計。

據(jù)以上研究成果，設(shè)計試驗?zāi)Ｐ蜑檎龖B(tài)模型，設(shè)計幾何比尺為1∶30，其他比尺詳見表1。

表1 模型比尺表Tab.1 Model scale table

以進水口方案1為代表方案，計算其試驗?zāi)Ｐ驮谠摫瘸邨l件及各水位工況條件下進口處的雷諾數(shù)及韋伯?dāng)?shù)。結(jié)果見表2。

表2 方案1各水位工況進口處雷諾數(shù)及韋伯?dāng)?shù)Tab.2 Paln 1 Reynolds number and Weber number at the inlet of each water level

由表2可見，按重力相似準(zhǔn)則設(shè)計比尺為1∶30的正態(tài)模型可以忽略黏滯力和表面張力對旋渦的影響，能夠正確模擬出原型中的立軸旋渦。

3.2 模型試驗總體布置

本試驗采用抽水泵循環(huán)供水系統(tǒng)，量水堰為直角三角堰。水工模型主要組成部分為水庫、豎向進水口、閘門段、閘后段等。水庫用磚砌成，進口段下部、閘門段和閘后段采用厚8 mm的透明有機玻璃制作。

模型根據(jù)試驗河段地形圖模擬豎式進水口周邊地形。依據(jù)水庫各特征水位，驗證不同工況閘門全開的情況下豎式進水口的泄流能力并觀察進水口運行狀態(tài)。

試驗對各方案豎式進水口模型的沿程時均壓力進行了測量，重點觀測進水口轉(zhuǎn)彎段有無負(fù)壓存在，以此衡量進水口過流邊界會否發(fā)生空化。各方案進水口模型沿程均布置約10個測量斷面，每個測量斷面沿順?biāo)鞣较蚣按怪彼鞣较蚓鶆虿贾?個測點。

3.3 數(shù)據(jù)測量方法

試驗過程中的流量需要根據(jù)不同的試驗工況進行控制，在大流量時(大于50 L/s)通過專業(yè)電磁流量計控制，小流量時(小于50 L/s)通過量水堰控制。

試驗中采用鋼尺測量水深，其他測針測量水深的精度達(dá)到1 mm；采用測壓管量測模型內(nèi)各測點的動水壓力，其精度達(dá)到1 mm。

4 各進水口結(jié)構(gòu)布置方案

4.1 方案1

進水口為開敞式直接與水庫連通。豎向喇叭口段高5 m，過水?dāng)嗝嬗?.7 m×11 m漸變?yōu)?.7 m×6 m。喇叭口下部豎直段長3 m，與水平退水洞段采用圓弧連接，退水洞斷面為3.7 m×4.5 m(B×H)。閘門豎井內(nèi)設(shè)1道平板檢修閘門及1道弧形工作閘門，檢修閘門孔口尺寸為3.7 m×4.5 m(B×H)，弧形閘門孔口尺寸為3.7 m×3.7 m(B×H)。

方案1進水口結(jié)構(gòu)布置及時均壓力測點布置見圖3、圖4。

圖3 方案1進水口剖面圖(單位：m)Fig.3 Inlet profile of scheme 1

圖4 方案1進水口時均壓力測點布置圖Fig.4 Scheme 1 arrangement of average pressure measuring points at water inlet

4.2 方案2

試驗發(fā)現(xiàn)，方案1進水口各工況下超泄情況均較為嚴(yán)重，且進口處存在立軸旋渦?？紤]到進口流速對旋渦的產(chǎn)生有一定的影響[6]，為降低進口流速，將喇叭口頂部過水?dāng)嗝娉叽缭龃笾?8 m×13.2 m，底部過水?dāng)嗝娉叽缭龃笾? m×3.2 m。轉(zhuǎn)彎段體型由方案1的弧形轉(zhuǎn)彎調(diào)整為流線更優(yōu)的橢圓形轉(zhuǎn)彎，轉(zhuǎn)彎的同時壓縮過水?dāng)嗝娉叽?，末端過水?dāng)嗝娉叽鐬?.2 m×4.0 m(B×H)，后與退水洞段銜接。豎井工作閘門尺寸調(diào)整為3.2 m×3.2 m(B×H)。將優(yōu)化后的進水口體型定義為方案1，結(jié)構(gòu)布置見圖 5。

圖5 方案1′進水口剖面圖(單位：m)Fig.5 Inlet profile of scheme 1′

通過壓縮工作閘門尺寸，方案1′運行時超泄情況雖有明顯改善，但進水口正上方仍存在一個貫通至進水口內(nèi)部的立軸旋渦。結(jié)合其他工程消渦設(shè)施設(shè)計的實際經(jīng)驗，在方案1′進水口體型的基礎(chǔ)上增設(shè)了消渦頂蓋及消渦導(dǎo)流墩[7,8]，頂蓋凈空高度為6 m。并在此基礎(chǔ)上選擇了3種不同的進水方向進行模型試驗初探，分別為：垂直于隧洞軸線方向右側(cè)水平單向進水、垂直于隧洞軸線方向兩側(cè)水平雙向進水以及水平四向進水。

試驗發(fā)現(xiàn)，在單向進水及對向進水時，進水口水流流態(tài)差，依然有貫通至進水口內(nèi)部的旋渦存在。四向進水時，進水口處旋渦消失。

因此，將方案1′進水口體型增設(shè)消渦頂蓋且四向進水的組合型式定義為方案2，并于消渦頂蓋周邊均勻布置六根斷面為橢圓形的混凝土消渦墩。方案2進水口結(jié)構(gòu)尺寸、平面消渦墩布置及時均壓力測點布置見圖 6、圖 7和圖8。

圖6 方案2進水口剖面圖(單位：m)Fig.6 Inlet profile of scheme 2

圖7 方案2進水口平面圖(單位：m)Fig.7 Water inlet plan of scheme 2

圖8 方案2豎式進水口時均壓力測點布置圖Fig.8 Scheme 2 arrangement of average pressure measuring points at water inlet

4.3 方案3

進水口位置為天然沖溝，布置范圍較為狹窄，方案2進水口體型較大，從優(yōu)化布置空間、提高結(jié)構(gòu)安全度及節(jié)省工程量等方面考慮，將其調(diào)整為方案3。

方案3豎向喇叭口為正方形斷面。豎向喇叭口段高3 m，過水?dāng)嗝嬗?1 m×11 m漸變?yōu)? m×5 m。轉(zhuǎn)彎段體型調(diào)整為圓弧轉(zhuǎn)彎，轉(zhuǎn)彎的同時壓縮過水?dāng)嗝娉叽?，末端過水?dāng)嗝娉叽鐬?.2 m×4.0 m(B×H)，后與退水洞段銜接。豎井工作閘門尺寸為3.2 m×3.2 m(B×H)。調(diào)整消渦頂蓋凈空高度為3 m，并于進水口頂部每邊1/3處布置一個長3 m、寬1 m的橢圓流線型消渦墩。

方案3豎式進水口結(jié)構(gòu)尺寸、平面消渦墩布置及時均壓力測點布置見圖9、圖10和圖11。

圖9 方案3進水口剖面圖(單位：m)Fig.9 Inlet profile of scheme 3

圖10 方案3進水口平面圖(單位：m)Fig.10 Water inlet plan of scheme 3

圖11 方案3進水口時均壓力測點布置圖Fig.11 Scheme 3 arrangement of average pressure measuring points at water inlet

5 各方案模型試驗成果

5.1 泄流能力試驗成果

以水庫校核洪水工況為代表工況，各方案進水口泄流能力成果見表3。

表3 各方案進水口泄流能力對比表Tab.3 Comparison of water inlet discharge capacity of each scheme

由表3可見，方案1進水口在代表工況下運行時超泄現(xiàn)象最為嚴(yán)重，通過調(diào)整豎井工作閘門尺寸，超泄問題得到解決。

5.2 進水口及閘室流態(tài)成果

5.2.1 方案1

方案1進水口在各試驗工況下運行時，上部均存在立軸旋渦，旋渦實際直徑約為3 m，順時針旋轉(zhuǎn)并貫通到進水口內(nèi)部。旋渦尺寸受各試驗工況水位影響較小，但受來水流態(tài)的影響大，流態(tài)波動時，旋渦尺寸會隨機性增大或者減小，最大時實際直徑約有6 m。

在進水口上部立軸旋渦強大慣性力的作用下，偶有上部漂浮物被帶入閘室。受其影響，進水口后段閘室出口處水流紊動，偶有水流濺起拍擊弧形閘門支臂及下游無壓洞段頂壁，并伴有較大的聲響從豎井閘室段傳出。

5.2.2 方案2

方案2進水口在各試驗工況下上部均未產(chǎn)生旋渦，閘室出口處水流流態(tài)穩(wěn)定，閘后無水流濺起，無水流拍打弧形閘門支臂的現(xiàn)象存在。

5.2.3 方案3

方案3進水口在各試驗工況下閘門開啟后短期內(nèi)上部水面均存在一明顯的凹陷，偶有旋渦形成但持續(xù)時間不長。無貫通到進水口內(nèi)部的立軸旋渦存在，閘室出口處水流穩(wěn)定，閘后無水流濺起，無水流打到弧形閘門支臂的現(xiàn)象存在。

5.3 時均壓力成果

以水庫校核洪水工況為代表工況，匯總模型試驗得到的各方案進水口沿程測點時均壓力數(shù)據(jù)，結(jié)果如下。

5.3.1 方案1

方案1進水口各斷面時均壓力分布見圖12。

圖12 方案1進水口各斷面時均壓力分布圖Fig.12 Scheme 1 distribution of pressure distribution at each section of water inlet

5.3.2 方案2

方案2豎式進水口各斷面時均壓力分布見圖13。

圖13 方案2豎式進水口各斷面時均壓力分布圖Fig.13 Scheme 2 distribution of pressure distribution at each section of water inlet

5.3.3 方案3

方案3進水口各斷面時均壓力分布見圖14。

圖14 方案3進水口各斷面時均壓力分布圖Fig.14 Scheme 3 distribution of pressure distribution at each section of water inlet

由以上結(jié)果可知，各方案在代表工況下運行時進水口沿程均無負(fù)壓。因1號測點與3號測點均為對稱布置，因此各測量斷面二者時均壓力分布規(guī)律基本相同。各方案時均壓力最大值均出現(xiàn)在5號測量斷面2號測點位置。方案1和方案3中，4號測點沿程時均壓力最小值均出現(xiàn)在5號測量斷面處；方案2中該部位時均壓力值也為局部低峰值。

5.4 試驗成果分析

方案1未設(shè)置消渦設(shè)施，進水口上部立軸旋渦產(chǎn)生的強大慣性力可能將上部漂浮物帶入閘室，嚴(yán)重威脅隧洞泄洪時的運行安全，受旋渦影響閘室部位流態(tài)紊亂。

方案2通過設(shè)置專門的消渦設(shè)施有效解決了立軸旋渦問題，進水口沿程無負(fù)壓出現(xiàn)。但本方案進水口體型過大，進水口整體工程投資較高。消渦頂蓋中部無法設(shè)置支撐結(jié)構(gòu)，過大的消渦設(shè)施將給進水口泄洪運行帶來風(fēng)險。進水口底部轉(zhuǎn)彎段采用橢圓弧雖可優(yōu)化水流流線，但施工難度較大。

方案3在方案2消渦設(shè)施設(shè)計思路的基礎(chǔ)上，從降低消渦頂蓋凈空高度及縮小進水口整體尺寸兩個方面對其體型進行優(yōu)化。方案3泄流能力滿足設(shè)計要求；進水口沿程無負(fù)壓出現(xiàn)，運行過程中不會產(chǎn)生明滿流交替，避免因結(jié)構(gòu)局部負(fù)壓產(chǎn)生的氣蝕破壞；進水口上部僅有短期旋渦存在，泄流穩(wěn)定后旋渦隨即消失，閘室出口處水流流態(tài)較穩(wěn)定。

通過試驗過程中對各方案的優(yōu)化過程可見，環(huán)量是形成立軸旋渦的主要影響因素，水流環(huán)量受水流流速影響較大，流速越大越容易形成旋渦[9]。但僅通過優(yōu)化進水口體型、降低進口流速，無法達(dá)到消除進水口的旋渦的目的，增設(shè)專門消渦設(shè)施的方法是行之有效的。

6 結(jié) 語

本文以車馬碧水庫泄洪放空隧洞豎式進水口的設(shè)計過程為例，介紹了低水頭有壓豎式進水口的體型及消渦設(shè)施的設(shè)計思路。

車馬碧泄洪放空隧洞進水口最終選擇豎式進水口為布置方案。通過建立合理的試驗?zāi)Ｐ?，對三組進水口方案的泄流能力進行了復(fù)核，分析了進水口整體流態(tài)及沿程時均壓力的分布規(guī)律。最終確定方案3為最優(yōu)方案，其結(jié)構(gòu)形式可以在控制進水口水流環(huán)量進而避免旋渦形成的前提下，滿足泄流能力、進水口流態(tài)、沿程壓力分布等多方面的設(shè)計要求；在結(jié)構(gòu)方面方案3既節(jié)省工程投資又提高了結(jié)構(gòu)可靠度，降低了隧洞泄洪時的運行風(fēng)險。

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