大流量明渠輸水工程渡槽閘墩振動(dòng)機(jī)理研究

摘要：

針對(duì)長(zhǎng)距離輸水明渠過渡段水流劇烈波動(dòng)造成渡槽閘墩異常振動(dòng)的問題，以南水北調(diào)中線工程十二里河渡槽為例，通過長(zhǎng)度比尺1∶36的物理模型試驗(yàn)復(fù)演了原型閘孔調(diào)度過程，分析了與閘墩振動(dòng)密切相關(guān)的水動(dòng)力要素，從進(jìn)出口隔墩長(zhǎng)度和體型、漸變段布置以及閘孔調(diào)度運(yùn)行等方面對(duì)中墩振動(dòng)機(jī)理進(jìn)行了深入探討。研究結(jié)果表明：閘墩振動(dòng)主要源于水流橫向擺動(dòng)沖擊建筑物及分隔墩末端出現(xiàn)間歇性游離的馬蹄渦流態(tài)誘導(dǎo)所致；采用優(yōu)化中墩布置型式、調(diào)整進(jìn)出口漸變段收縮角或擴(kuò)散角及調(diào)度運(yùn)行方式等措施，可有效降低渡槽段水位波動(dòng)及閘墩振動(dòng)強(qiáng)度。研究成果可為大型調(diào)水工程渡槽設(shè)計(jì)及調(diào)度運(yùn)行提供參考。

關(guān) 鍵 詞：

明渠過渡段； 閘墩振動(dòng)； 水位波動(dòng)； 馬蹄渦； 南水北調(diào)中線工程

中圖法分類號(hào)： TV672.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2023.03.032

0 引 言

長(zhǎng)距離明渠調(diào)水工程在穿越河流或道路時(shí)，通常采取渡槽或倒虹吸等交叉建筑物連接，即為過渡段。由于過水?dāng)嗝媸湛s、調(diào)整、再漸擴(kuò)，過渡段內(nèi)形成二次流，水流紊動(dòng)強(qiáng)度增加，水面波動(dòng)加劇。除了沿程的摩阻外，還存在渦流的振蕩和分離，以及水流非連續(xù)變化產(chǎn)生的附加阻力［1-3］。有關(guān)工程調(diào)研［4-6］發(fā)現(xiàn)，明渠均勻流在過渡段流態(tài)發(fā)生急劇變化，涌浪較大；在某些條件下，輸水建筑物閘墩等部分輕型結(jié)構(gòu)在劇烈的水動(dòng)力荷載作用下出現(xiàn)超強(qiáng)振動(dòng)，長(zhǎng)期持續(xù)的超強(qiáng)振動(dòng)將會(huì)造成建筑物結(jié)構(gòu)疲勞性損傷甚至破壞，嚴(yán)重影響工程正常運(yùn)行。

針對(duì)明渠水流特性以及流激振動(dòng)激勵(lì)機(jī)制等問題，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者開展了大量卓有成效的研究。董曾南等［7］提出了光滑壁面明渠均勻紊流沿水深方向流動(dòng)結(jié)構(gòu)分區(qū)界限和各分區(qū)中時(shí)均流速分布及脈動(dòng)流速特征，吳永妍等［8］研究了明渠過渡段流速分布及紊動(dòng)特性；王才歡等［4-5］研究了渡槽水流超常波動(dòng)成因與對(duì)策；戴梅等［9］研究了渡槽漸變段型式和管理調(diào)度運(yùn)用方式；劉松等［10］研究了流向振蕩圓柱繞流中渦脫落方式及其流動(dòng)特征。水體作用下渡槽結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)問題，其實(shí)質(zhì)是研究渡槽結(jié)構(gòu)與槽內(nèi)水體的耦合問題。一般理論分析方法是假定水體為理想流體，忽略水體的可壓縮性及其黏性，而將水體邊界整體視為剛性邊界，這一方法將流固問題解耦簡(jiǎn)化為純結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)問題，并在分析流體-結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)中得到廣泛應(yīng)用［11-12］。針對(duì)大型渡槽的抗震安全問題，國(guó)內(nèi)研究人員開展了渡槽模型的振動(dòng)試驗(yàn)，研究表明渡槽內(nèi)水體的沖擊作用是決定渡槽結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的關(guān)鍵要素［13-16］。而對(duì)于如何確定渡槽內(nèi)水流的沖擊作用效果，以及流固耦合作用下閘墩振動(dòng)問題卻鮮有報(bào)道。

本文以南水北調(diào)中線工程十二里河渡槽調(diào)度運(yùn)行中發(fā)生的閘墩振動(dòng)異?，F(xiàn)象為例，通過水工模型試驗(yàn)復(fù)演了原型閘孔調(diào)度過程，對(duì)比分析了與閘墩振動(dòng)密切相關(guān)的水動(dòng)力要素，從進(jìn)出口分隔墩長(zhǎng)度和體型、漸變段布置以及閘孔調(diào)度運(yùn)行方式等方面對(duì)閘墩振動(dòng)形成原因進(jìn)行了深入探討。

1 工程運(yùn)行情況及試驗(yàn)方法

1.1 工程運(yùn)行情況

根據(jù)南水北調(diào)中線工程總干渠規(guī)劃設(shè)計(jì)，十二里河渡槽采用雙線雙槽布置型式，主要建筑物包括進(jìn)口建筑物（含節(jié)制閘）、槽身段、出口建筑物，總長(zhǎng)241.0 m，其中，上、下游漸變段長(zhǎng)度分別為40.0 m和60.0 m，渡槽單槽凈寬13.0 m，中墩寬5.0 m，頭部為半圓形分流墩；渠底縱向坡比1/25 000，梯形渠道邊坡坡比1∶2，渡槽總體布置見圖1。

十二里河渡槽設(shè)計(jì)流量340 m3/s，加大流量410 m3/s，常設(shè)水位141.8 m，設(shè)計(jì)水深6.35 m，加大流量水深7.05 m。閘室進(jìn)口處布置兩扇弧形工作閘門。設(shè)計(jì)調(diào)度原則為：中小流量情況下，按照閘前常設(shè)水位雙孔控泄；當(dāng)Q≥340 m3/s時(shí)，如閘前水位超過常設(shè)水位，雙孔敞泄。

渡槽運(yùn)行4 a來(lái)，輸水流量一直在280 m3/s以下，采用控泄方式運(yùn)行，渡槽及上、下游明渠最大涌浪0.3 m。2018年5～6月，總干渠實(shí)施大流量輸水，渡槽輸水流量為280～320 m3/s，敞泄。運(yùn)行時(shí)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，渡槽及總干渠水面出現(xiàn)異常波動(dòng)，渡槽內(nèi)最大涌浪達(dá)到1.0 m，涌浪向上、下游渠道傳播，波浪爬高超出了岸坡防洪設(shè)計(jì)高程，人站在渡槽中墩頭部有強(qiáng)烈的周期性振動(dòng)感。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)觀察初步分析，閘墩振動(dòng)源于水流橫向擺動(dòng)沖擊建筑物及中墩末端出現(xiàn)間歇性游離的馬蹄渦流態(tài)誘導(dǎo)所致。但在流量280 m3/s、渡槽閘門控泄與敞泄方式下，渡槽上、下游流態(tài)及水位波動(dòng)卻出現(xiàn)很大差異，這種異?，F(xiàn)象引起了管理部門高度警覺，需要探究其原因，為此開展專項(xiàng)研究。

1.2 試驗(yàn)方法

1.2.1 模型設(shè)計(jì)

該項(xiàng)目采用物理模型試驗(yàn)開展研究，重點(diǎn)研究渡槽段及其上、下游明渠一定范圍內(nèi)水流流態(tài)。明渠過渡段局部阻力起主要作用，水位波動(dòng)及漩渦模擬需要同時(shí)考慮重力和紊動(dòng)阻力相似性問題。根據(jù)水力學(xué)模型試驗(yàn)相似原理，當(dāng)模型和原型水流均處于紊流粗糙區(qū)時(shí)，摩阻力相似條件為：λn=λ1/61，重力相似準(zhǔn)則和摩阻力相似準(zhǔn)則可以同時(shí)滿足。按照設(shè)計(jì)條件，當(dāng)Q1=340 m3/s時(shí)，明渠段雷諾數(shù)Re1=5.913×106；當(dāng)Q2=410 m3/s時(shí)，Re2=6.713×106，漸變段雷諾數(shù)更大，滿足紊流粗糙區(qū)的條件。渡槽段采用有機(jī)玻璃制作（糙率0.007～0.008），按模型長(zhǎng)度比尺λ1=1∶36，其換算的糙率與原型渡槽實(shí)際糙率n=0.014基本相當(dāng)，滿足渡槽段的阻力相似要求，相應(yīng)模型流量條件下水流最小雷諾數(shù)Rem1≥3.1×104，滿足紊流粗糙區(qū)雷諾數(shù)Re≥2.0×104的要求。流量Q≥340 m3/s時(shí)，模型渡槽和渠道的水深h＞16 cm，大于規(guī)范要求的3 cm［17］，因此該模型相似性滿足試驗(yàn)要求。

1.2.2 試驗(yàn)方案

進(jìn)行了流量為280，340 m3/s時(shí)渠道內(nèi)水流特征的復(fù)演試驗(yàn)，然后在渡槽設(shè)計(jì)流量和加大流量輸水工況下，擬定導(dǎo)（分）流墩體型為三角形或流線型，渡槽出口導(dǎo)流墩長(zhǎng)度分別選取8，15，20～40 m，渡槽進(jìn)口分流墩長(zhǎng)度分別選取7.5 m和10 m，從中篩選組合，確定流態(tài)最佳、水頭損失最小的導(dǎo)（分）流墩體型及組合方式，如圖2所示。由于閘墩振動(dòng)源于水流沖擊和水位波動(dòng)，因此本文重點(diǎn)從渡槽段流態(tài)變化和水位波動(dòng)特征予以分析，并進(jìn)行探索試驗(yàn)，尋求解決途徑。

試驗(yàn)觀測(cè)時(shí)將渡槽中墩上墩頭設(shè)為0+000斷面，根據(jù)水位和涌浪等不同觀測(cè)內(nèi)容分別在渡槽上游（0-500）、下游（0+400）渠道一定范圍內(nèi)布置觀測(cè)斷面。

2 振動(dòng)原因分析

2.1 局部水頭損失

渡槽段阻力變化與流態(tài)變化相關(guān)，除水流與邊界接觸面產(chǎn)生沿程摩阻外，邊界收束或擴(kuò)散引起水流的不連續(xù)變化以及渦流作用還會(huì)產(chǎn)生附加阻力。由于過渡段水位波動(dòng)較大，為觀測(cè)各級(jí)流量條件下沿程渠道正常水位值，選擇渡槽上游渠道0-500和下游渠道0+400斷面作為渡槽段水面比降總控制段，在上游渠道0-50斷面布置一點(diǎn)，比較渡槽上、下游段水位落差，計(jì)算局部水頭損失。渡槽上、下游梯形渠道兩個(gè)斷面0-500～0+400之間的水位觀測(cè)資料表明，在原方案條件下，Q1=340 m3/s時(shí)，兩斷面之間平均水頭損失值為0.17 m，其中，斷面0-500至渡槽上游漸變段（0～0-50）之間的水頭損失為0.03 m，從上游漸變段至下游渠道0+400斷面之間的水位差0.14 m。如果按照上游部分沿程水頭損失0.03 m推算，則渡槽段局部水頭損失在0.10 m左右。Q2=410 m3/s時(shí)，兩斷面之間平均水頭損失為0.18 m，推算渡槽段局部水頭損失在0.11 m左右，可見2組流量條件下渡槽段局部水頭損失差別不大。渡槽上、下游渠道兩斷面間水面線見圖3。

當(dāng)水流邊界沿流程不變時(shí)，水流受固體邊界滯水作用的影響，形成水流邊界層，邊界層內(nèi)具有較大的流速梯度（對(duì)紊流邊界層還將產(chǎn)生大量的渦體紊動(dòng)），由于水的黏性作用而產(chǎn)生水頭損失，即沿程水頭損失。當(dāng)水流邊界急劇變化時(shí)，由于水體自身的慣性，會(huì)使邊界層發(fā)生分離，并出現(xiàn)渦旋區(qū)，大尺度渦體不斷生成、旋轉(zhuǎn)并逐級(jí)分裂成尺度更小的渦體，從而調(diào)整水流的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致水流時(shí)均流速分布沿流程急劇改變。在此過程中，通過渦體，特別是最小尺度渦體的摩擦，在黏性作用下產(chǎn)生水頭損失，這種損失發(fā)生在邊界急劇改變前后的局部水域內(nèi)，即為局部水頭損失。上述分析表明，在過渡段局部水頭損失占主導(dǎo)。

2.2 水流收束與水位波動(dòng)

在渡槽上、下游布置5個(gè)水位波動(dòng)觀測(cè)斷面：上游渠道0-500、0-140，渡槽內(nèi)0+10、0+90，下游渠道0+310，沿程中心線水位波動(dòng)值見表1，水位波幅變化見圖4。

在原設(shè)計(jì)方案下，在設(shè)計(jì)流量340 m3/s和加大流量410 m3/s時(shí)，渡槽內(nèi)水位最大波幅分別為0.96 m和1.05 m；渡槽上游渠道中心最大波幅約0.10 m、邊坡最大波幅約0.40 m，下游渠道中心最大波幅約0.09 m、邊坡最大波幅約0.25 m?？梢钥闯?，渠道同一斷面岸邊水位波幅均大于渠道中心的波幅，并且向上、下游傳遞逐漸衰減，最大波幅集中在渡槽槽身段。

2.3 墩頭壅水與墩尾繞流振蕩

2.3.1 渡槽進(jìn)口分流墩墩頭壅水

渡槽進(jìn)口原半圓型分流墩墩頭方案中，中墩厚度達(dá)5.0 m，中墩厚度與渡槽過流寬度之比達(dá)16.2%，墩頭有局部壅水現(xiàn)象，隨后墩頭兩側(cè)水面出現(xiàn)跌落并形成擾動(dòng)波。對(duì)左右兩個(gè)單槽而言，進(jìn)口中墩形成的壅水波與邊界收束激起的涌浪交匯于各單槽的中心位置附近，如圖5所示。

試驗(yàn)觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，漸變段水流不均勻。進(jìn)入閘前主流有可能瞬時(shí)擺動(dòng)，中墩左右閘室出現(xiàn)流態(tài)不一致的現(xiàn)象，表現(xiàn)為左、右閘室水面壅高和波動(dòng)強(qiáng)度不同，有時(shí)左、右閘室交替出現(xiàn)水流陣發(fā)性擺動(dòng)，并向下游傳遞，同時(shí)伴隨閘墩振動(dòng)。

2.3.2 墩尾繞流振蕩

在各級(jí)流量條件下，渡槽出口中墩尾部呈現(xiàn)繞流現(xiàn)象，末端中心水域間歇性出現(xiàn)類似馬蹄渦的流態(tài)（見圖6），馬蹄渦最大平面尺寸為0.2～0.3 m。觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，該水域中基本看不到2個(gè)以上的小渦漩同時(shí)存在，且單個(gè)小渦漩能夠持續(xù)存在的時(shí)間不超過10 s，從墩尾開始，不斷脫落，然后向下游游動(dòng)，伴隨水面左右波動(dòng)，沖擊墩尾。

2.3.3 弗勞德數(shù)Fr變化的影響

為了進(jìn)一步探明水位波動(dòng)與水流弗勞德數(shù)Fr的相關(guān)性，在相同流量條件下，改變輸水流量的渠道水深，流速隨之變化。試驗(yàn)觀測(cè)了3級(jí)流量（280，340，410 m3/s），渠道水深在設(shè)計(jì)水深附近上下2 m范圍內(nèi)調(diào)整。試驗(yàn)表明：在同一級(jí)輸水流量條件下，下游渠道水深減少，流速增加，水面波幅減少。為便于對(duì)比分析，將渡槽最大水位波幅與渡槽出口水深相除，得到無(wú)量綱化的相對(duì)水位最大波幅η（渡槽最大波幅/渡槽出口水深），建立η與水流弗勞德數(shù)Fr相關(guān)關(guān)系（見圖7）。

分析可見，渡槽內(nèi)水位波幅η與Fr成反比關(guān)系，各級(jí)流量條件下，隨著Fr增加，渡槽內(nèi)波幅明顯降低，當(dāng)Fr≥0.38時(shí)，最大波幅均小于0.15 m。

3 影響因素對(duì)比試驗(yàn)

3.1 進(jìn)出口分流墩長(zhǎng)度與體型的影響

考慮中墩上、下游流態(tài)變化，分別在渡槽中墩上游增加長(zhǎng)7.5～20 m的分流墩，或者在出口中墩尾部增加長(zhǎng)8～40 m的尖尾形導(dǎo)流墩。各組合方案條件下，設(shè)計(jì)流量340 m3/s時(shí)各方案的平均水頭損失值在0.151～0.156 m之間變化，各方案之間的水頭損失值相差不大；加大流量410 m3/s下，各方案的平均水頭損失值在0.157～0.161 m之間變化，也相差不大。

綜合比較表明，渡槽上游增加10 m長(zhǎng)的流線形分流墩與下游增加20 m長(zhǎng)的流線形導(dǎo)流墩組合方案的水頭損失值總是相對(duì)較小。盡管降低水頭損失的優(yōu)勢(shì)不大，從趨勢(shì)上說明中墩流線形方案的阻力有所減少。

通過渡槽出口導(dǎo)流墩不同長(zhǎng)度的流態(tài)對(duì)比試驗(yàn)，認(rèn)為導(dǎo)流墩長(zhǎng)度達(dá)到20 m時(shí)，其墩后水流表面小漩渦出現(xiàn)的頻次已經(jīng)很小，基于渡槽槽身流速及出口漸變段的流速變化率可得出；如果渡槽槽身流速或者出口漸變段流速變化率更大，則出口導(dǎo)流墩的長(zhǎng)度也要相應(yīng)增加。由此可見，導(dǎo)流墩末端的間歇性漩渦與導(dǎo)流墩的長(zhǎng)度、墩頭最大厚度、型式，以及下游漸變段的長(zhǎng)度等密切相關(guān)。

3.2 漸變段擴(kuò)散角與曲面型式

明渠過渡段邊界條件發(fā)生了改變，以渡槽出口段為例，水流從渡槽槽身流出后，固體邊界漸擴(kuò)，由于水流的慣性，水體不能沿著突變的邊界作急劇的轉(zhuǎn)折，因此造成了水流邊界層的脫離，形成了回流漩渦區(qū)。渡槽槽身流速越大，水流慣性就越大，其產(chǎn)生的回流漩渦區(qū)范圍和強(qiáng)度也越大。在渡槽出口漸變段邊界層分離產(chǎn)生的回流區(qū)內(nèi)，存在許多大尺度的渦體，其處于形成、分裂、再形成、再分裂的不穩(wěn)定狀態(tài)，并在形成、旋轉(zhuǎn)、逐級(jí)分裂的過程中，通過摩擦和碰撞的方式消能，邊界層分離后形成的回流范圍和回流強(qiáng)度越大，能量損失和水流阻力也越大。因此，在渡槽出口漸變段設(shè)計(jì)時(shí)，為了減少水流阻力和能量損失，通常以大流量輸水不出現(xiàn)固壁邊界回流為原則，或者盡量縮小回流區(qū)范圍，使水流平順通過邊界過渡段。

目前設(shè)計(jì)規(guī)范建議的渡槽出口漸變段水流擴(kuò)散角為8°～11°，具體應(yīng)根據(jù)渡槽布置形式、渡槽槽身流速、漸變段沿程流速變化梯度等綜合選取。對(duì)于并聯(lián)式多槽布置形式，如果隔墩數(shù)量較多、墩體較厚，渡槽進(jìn)、出口漸變段水流收縮角或擴(kuò)散角宜控制得更小一些?？傮w原則是：水流通過進(jìn)、出口漸變段時(shí)，岸邊水流盡量平順，水流流線變化盡量平緩，不產(chǎn)生回流；中墩較厚時(shí)，要采取措施減小水流脫離墩體后的沿程流速變化梯度，使墩后水流平緩過渡，不產(chǎn)生搖擺水流或大的渦漩流。

前述進(jìn)、出口分（導(dǎo)）流墩長(zhǎng)度與體型比較試驗(yàn)中，渡槽通過加大流量Q=410 m3/s時(shí)，渡槽槽身平均流速約2.2 m/s，下游梯形渠道平均流速約1.3 m/s。觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，原方案中渡槽下游漸變段左右兩側(cè)的回流范圍相對(duì)較小，回流區(qū)最大長(zhǎng)度22.3 m，起點(diǎn)距離渡槽出口35.3 m；回流區(qū)最大寬度3.6 m，回流范圍基本處于明渠擴(kuò)散段。導(dǎo)流墩長(zhǎng)20 m的方案中，回流區(qū)最大長(zhǎng)度59.8 m，起點(diǎn)距離渡槽出口15.8 m；回流區(qū)最大寬度8.6 m，回流區(qū)下端已經(jīng)伸入明渠均勻段，影響明渠過流能力。其他方案的回流范圍總體上隨著下游導(dǎo)流墩長(zhǎng)度的增加而增大，起點(diǎn)距離渡槽出口16 m左右。墩尾下游不同導(dǎo)流墩布置方案中漸變段內(nèi)回流流態(tài)見圖8。

渡槽進(jìn)口是否增加分流墩和分流墩的長(zhǎng)度對(duì)下游漸變段內(nèi)的回流范圍基本沒有影響。渡槽進(jìn)口漸變段水流收縮角為16.7°，在11°～18°的適宜范圍內(nèi)。渡槽出口漸變段水流擴(kuò)散角為11.3°，超出了8°～11°的適宜范圍，表層水流擴(kuò)散角稍大，漸變段后段至梯形渠道前端的岸邊水域有局部回流出現(xiàn)。

3.3 調(diào)度運(yùn)行方式分析

調(diào)度的基本原則是使水流平順，不致出現(xiàn)旋渦、回流等不良流態(tài)。

在原型調(diào)度試驗(yàn)中，Q=280 m3/s，雙孔閘門采用常規(guī)控泄方式（閘門開啟高度e=3.7 m），渡槽內(nèi)最大水位波幅0.25 m，但在敞泄時(shí)卻達(dá)到0.94 m，說明調(diào)度方式對(duì)于改變渡槽內(nèi)水流結(jié)構(gòu)，特別是水位波動(dòng)具有明顯效果。受此思路啟發(fā)，進(jìn)行閘孔調(diào)度方式探索試驗(yàn)。

Q=340 m3/s，雙孔閘門組合調(diào)度，當(dāng)一孔敞泄，另一孔控泄時(shí)（閘門開啟高度e=4.7 m），渡槽內(nèi)最大水位波幅0.22 m，兩槽的流量比10∶9；雙孔敞泄時(shí)，最大水位波幅0.83 m。

究其原因，當(dāng)閘門控泄時(shí)閘前水面均勻壅高，閘孔處于淹沒出流狀態(tài)，能量耗散較大，同時(shí)減小了下游水位波動(dòng)，左、右閘孔交替形成的水位波動(dòng)和渦旋結(jié)構(gòu)也被消除了，相當(dāng)于消減了閘墩振動(dòng)源。

4 結(jié) 語(yǔ)

在長(zhǎng)距離明渠調(diào)水工程的過渡段常呈現(xiàn)非均勻水流特性。南水北調(diào)中線總干渠實(shí)施大流量輸水期間，渡槽及總干渠水位波動(dòng)較大，并伴隨閘墩周期性振動(dòng)現(xiàn)象。

通過水工模型進(jìn)行復(fù)演試驗(yàn)和初步研究認(rèn)為，閘墩振動(dòng)源于水流橫向擺動(dòng)沖擊建筑物及閘墩末端出現(xiàn)間歇性游離的馬蹄渦流態(tài)誘導(dǎo)所致。相比較而言，進(jìn)口分流墩采取流線形方案的阻力有所減少，出口導(dǎo)流墩末端的間歇性漩渦與導(dǎo)流墩的長(zhǎng)度、墩頭最大厚度、型式，以及下游漸變段的長(zhǎng)度等密切相關(guān)。根據(jù)渡槽布置形式、渡槽槽身流速、漸變段沿程流速變化梯度等設(shè)計(jì)合理的渡槽進(jìn)、出口漸變段收縮角或擴(kuò)散角，使水流流線變化盡量平緩，不產(chǎn)生搖擺水流或大尺度渦漩流，有利于減小渡槽段水位波動(dòng)和閘墩振動(dòng)。

當(dāng)閘門實(shí)施控泄時(shí)，閘孔處于淹沒出流狀態(tài)，相當(dāng)于破除了閘孔左右側(cè)非對(duì)稱水流的左右擺動(dòng)，可以減小下游水位波動(dòng)，同時(shí)有效消減閘墩振動(dòng)強(qiáng)度。

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（編輯：胡旭東）

Study on vibration mechanism of aqueduct pier in open channel of large flow

ZHANG Shilei1，LI Meiling1，WANG Zhixin2，PENG Shengling3，ZHOU Xuyang4

（1.Inner Mongolia Yinchuo Jiliao Water Supply Co.，Ltd.，Xin′anmeng 137400，China； 2.Changjiang River Scientific Research Institute，Wuhan 430010，China； 3.Inner Mongolia Water Investment Group Co.，Ltd.，Hohhot 010000，China； 4.Inner Mongolia Xing′anmeng Water Bureau，Xin′anmeng 137400，China）

Abstract：

Aiming at the abnormal vibration problem of the aqueduct pier in the transition section of the long-distance open channel under the condition of severe fluctuation of water flow，taking the Shierlihe aqueduct in the Middle Route of South-to-North Water Diversion Project as an example，the operation process of prototype sluice gate was reproduced by a physical model test with a length scale of 1∶36，and the hydrodynamic factors closely related to the pier vibration were analyzed.The vibration mechanism of the middle pier was deeply discussed from the aspects of the length and shape of the inlet and outlet piers，the arrangement of the transition section and the operation of the gate.The results showed that the pier vibration was mainly caused by the lateral oscillation of the water flow impacting the building and the intermittent free horseshoe vortex state occurring at the end of the separation pier.The water level fluctuation and pier vibration intensity of the aqueduct section can be effectively reduced by optimizing the layout of the middle pier，adjusting the contraction angle or diffusion angle of the inlet and outlet transition section and sluice operation mode.The research results can provide reference for the design and operation of large-scale water diversion project aqueduct.

Key words：

transition section of open channel；aqueduct pier vibration；water level fluctuation；horseshoe vortex；Middle Route of South-to-North Water Diversion Project