旋流阻塞与旋流扩散复合式内消能泄洪洞的水力设计

牛争鸣，杨 健，2，丁浩铎，南军虎，徐 威，鲍 莉

旋流阻塞与旋流扩散复合式内消能泄洪洞的水力设计

牛争鸣1，杨 健1，2，丁浩铎1，南军虎1，徐 威3，鲍 莉3

（1.西安理工大学水力学研究所，西安 710048；2.中水珠江规划勘测设计有限公司，广州 510610；3.中国水电顾问集团 成都勘察设计研究院，成都 610072）

结合雅砻江两河口水电站后期3＃导流洞和大渡河猴子岩1＃导流洞的改建，在研究旋流阻塞和旋流扩散复合消能泄洪洞的水力特性基础上，对该类型复合式旋流内消能泄洪洞的设计原理与方法进行研究探讨，和开敞式进口、起旋器、阻塞与旋流渐变扩散段的体型进行了设计与计算，为1 000 m3／s以上泄流量、150 m作用水头量级的导流洞改建为旋流内消能泄洪洞工程水力设计提供参考。

旋流阻塞；旋流扩散；复合内消能泄洪洞；水力设计原理与方法

1 相关研究的综述

黄河公伯峡水电站右岸导流洞改建成国内外第一个泄量达1 000 m3／s、水头超过100 m的水平旋流内消能泄洪洞，为这一类型的内消能泄洪洞提供了研究、设计和工程示范的实例［1］。但对于更大流量、更高水头和具有较大坡度的后期导流洞或下游淹没较深的导流洞，在改建为旋流内消能泄洪洞时，因受旋流洞内旋流速度过大和可能发生空蚀破坏的限制，单一的旋流内消能工已不能满足水力特性要求，还会出现上下游水面衔接和排气困难等问题。

关于水平旋流内消能泄洪洞的改建，国内外进行了大量的研究工作，在这些改建方案的研究中，最大设计泄洪量为1 000～3 000 m3／s，最大作用水头为100～245 m不等，体型上各工程均有不同特点，各工程设计参数详见表1。这些研究工作与工程实践为本文对该类型复合式旋流内消能泄洪洞的设计原理与方法进行研究探讨奠定了基础，也将为更大流量、更高水头和具有较大坡度的后期导流洞或淹没较深的导流洞改建为旋流内消能泄洪洞工程的水力设计提供参考。

2 设计原理与基本原则

2.1 旋流阻塞和旋流扩散复合式内消能泄洪洞的设计原理

在公伯峡水电站导流洞改建为水平旋流内消能泄洪洞的研究与原型观测中发现：当作用水头超过100 m时，旋流洞段压强较低，旋流速度将超过40 m／s，起旋器出口局部低压区不可减免，因此增大了空化空蚀的可能，限制了作用水头的提高［2］。增设阻塞使其成为旋流阻塞复合式内消能泄洪洞的研究成果表明［3，4］：增设阻塞后，泄流量减小，旋流洞段流速明显减小，壁面压强明显均匀增大，起旋器出口低压区空化空蚀的可能性减小；阻塞段后由于离心力的作用，通气孔通入的气体与旋转水流充分混合形成气水两相流，水流能量较分散，在较短的长度内消能率很大。阻塞可以增压减速的结论还可从洞塞的水力特性研究中得到证明［5］。

表1 导流洞改建水平旋流泄洪洞设计参数一览表Table 1 Design parameters on the diversion tunnels being reconstructed as spillway tunnels

从上述得到启发：采用合理的阻塞段体型与旋流扩散段体型，在满足泄流量设计要求的前提下，利用阻塞使旋流洞段压强均匀增大，对起旋器孔口有压出流形成顶托，减小旋流洞段总作用水头和旋流洞内流速，避免起旋器出口局部低压处的空化空蚀；利用因阻塞段前后的轴向压强差的增大和水流在旋转扩散段的旋转扩散形成的能量分散、紊动增大和气水充分混合的旋转扩散水流特性，增大消能率，实现旋流洞段和旋流扩散段复合分段消能。这样就可以实现保持旋流洞段具有适当的压强，并将旋流洞段的流速控制在安全范围内，将作用水头、泄流量和复合消能率提高到新的水平。

2.2 旋流阻塞和旋流扩散复合式内消能泄洪洞设计的基本原则

根据有关设计规范、模型试验研究成果和公伯峡旋流泄洪洞的原型观测成果［2，6－14］，对于泄量超过1 000 m3／s、作用水头超过100 m、导流洞具有较大坡度或具有较大淹没时，可设计为旋流阻塞与旋流扩散复合式内消能泄洪洞，基本设计原则建议为：

通过协调进水口、起旋器孔口和阻塞孔口的尺寸满足最大设计流量，并以阻塞孔口尺寸作为控制性尺寸；按阻塞孔口泄流量Q3≤起旋器泄流量Q2≤开敞式或有压式进水口泄流量Q1的原则设计泄流量。

在满足最大设计流量的前提下，可通过设置阻塞产生的增压减速效应，保证旋流洞内的近壁最大流速小于36 m／s，壁面压强均为正压，水流空化数大于0.3；对紧邻起旋器出口下游侧旋流洞顶部的低压区应采用抗磨蚀材料或采取其它工程措施（例如设置增压环、采用向低压区直接通气或吸附射流等）防止空蚀的发生，必要时可进行减压试验进一步对其空化空蚀特性进行论证。

起旋器采用两侧收缩的弧线形起旋器或单侧收缩的直切式起旋器；为了保证起旋器出口水流的切向入流和能在旋流洞内形成较对称与稳定的空腔环流，起旋器孔口面积与竖井断面面积之比不应小于0.6；不满足该要求时，可增大竖井或旋流洞的直径，也可采取上下游渐扩形起旋器。

通气孔的设计应满足旋流洞内流态稳定，旋流空腔内的气体压强近似为大气压，因此通气孔孔径与旋流洞洞径之比一般应不小于0.12；通气孔一般设置在旋流洞起始端断面右上方；当下游为淹没状态时，由于排气困难，需气量减小，通气孔直径可根据需要确定；通风孔的风速一般不应大于60 m／s，在大于该值时，应采用保证通风量相等，增大通风孔直径和设置阻尼的方法进行设计调整。

根据有关研究，旋流洞段内，水流能动量的急剧转变段在2.5≤Z／D＜4.0的范围内，消能率在Z／D≤6.0洞长范围内可占该段总能量的80%，因此旋流洞的长度在表1所示的设计指标内一般为洞径的5～10倍即可；旋流扩散段的长度可根据需要确定，一般为洞径的2～3倍。按这样参数设计的复合式旋流内消能泄洪洞的总消能率约为80%，其中旋流洞段30%左右，旋流扩散段50%左右，需要进行导流洞改建和加强导流洞衬砌的长度范围约为洞径的10～20倍。

为了减小对泄流量的影响，阻塞出口面积与旋流洞断面面积之比一般不应小于0.6；阻塞段应为渐变型，长度与阻塞孔径比不小于2.0；阻塞出口的近壁面旋流速度不应大于40 m／s，水流空化数应大于0.3；对阻塞和阻塞出口后的旋流扩散段应采用抗磨蚀材料或采取其它工程措施，以防止空蚀的发生。

阻塞后的旋流扩散段，在下游导流洞具有较大坡度时，应采用非对称的渐扩形式并在其后的导流洞顶部设置压板，以使旋转扩散气水两相有压流能尽快转变为气水两相明流，与下游水面自然衔接；在下游出口较大淹没的小坡度导流洞，应采用对称的渐扩形式，保证其在运行条件下工况范围内为旋流淹没水跃流态，必须在导流洞合适的位置上设置间隔或连续的排气设施，排除沿程不断析出的气体，避免在导流洞的顶部形成气囊和在导流洞出口产生气爆；对这2种导流洞出口的形式，也均可采用消能率更高、消能段更短的的突扩方式完成与导流洞下游水面的明流或有压流的衔接，但在结构设计时，应对导流洞扩散水流附壁点附近的壁面结构加强设计。

按以上设计原则，在合理的进水口、起旋器孔口和阻塞孔口尺寸时的泄流量约为1 200～1 500 m3／s；至旋流扩散段末端，作用水头可达165 m，消能率大于80%，导流洞水流流速小于25 m／s。

综上所述，利用落锤、霍普金森杆实验平台和液压介质产生的动态脉冲载荷，峰值较高。但脉宽缺少10～102μs量级。本文设计了一种半正弦波脉冲载荷发生装置，可产生压力载荷峰值达50 MPa，脉宽为10～102 μs，可应用于实验室内进行冲击动力学加载实验。

3 水力特性的设计方法与经验计算

根据上节所述的设计原理与原则，通过协调进水口、起旋器孔口和阻塞孔口的尺寸满足最大设计流量，并以阻塞孔口尺寸作为泄流量的控制性尺寸。在淹没堰流（或有压流）条件下，泄流量关系应为Q1≥Q2≥Q3。若旋流泄洪洞的设计流量为Qs，根据模型试验，三者泄流量的关系可具体为：Q1＝1.05～1.1Qs，Q2＝1.02～1.05Qs和 Q3＝Qs。

通常旋流阻塞和旋流扩散复合式内消能泄洪洞的体型由7部分组成，即开敞式（或短有压式）进口、竖井洞、起旋器、旋流洞消能段、阻塞段、旋流扩散消能段与原导流洞。本节以两河口水电站复合式内消能泄洪洞的水力设计为例，探讨该类型旋流泄洪洞的水力设计方法。

3.1 开敞式进水口体型设计与计算

开敞式进口可采用WES剖面型实用堰，堰剖面较瘦，淹没堰流流态时堰面上不会出现负压，WES剖面曲线后采用一段圆弧直接与竖井洞段衔接。开敞式进口泄流量计算公式为标准的实用堰公式

式中：Q1开敞式进口泄流量，须满足Q1＝1.05～1.1Qs的要求；B为溢流堰总净宽；H0为计入行近流速的堰上水头；ε1为收缩系数；σs为淹没系数；m为流量系数。当设计运行工况为淹没堰流流态，开敞式进口泄流量计算只需按（1）式，ε1与m常规取值，并取淹没系数 σs＝0.98～1.0计算即可。

当进水口为有压流进口时，亦可按常规的有压流进水口公式计算进水口的泄流量，为了保证竖井内为有压流，仍需按 Q1＝1.05～1.1Qs确定进水口的设计流量。

3.2 起旋器体型设计与经验计算

为了使旋流洞内形成稳定、旋流强度高的空腔环流，竖井洞与旋流洞的衔接段称为起旋器。直切式起旋器，即在竖井的圆柱段先由圆变方，然后单侧收缩，一侧壁面向下铅垂不变，与旋流洞相切，另一侧壁面向下直线收缩，与旋流洞相交，过流面积逐渐减小。与公伯峡两侧收缩的弧线式起旋器相比，直切式起旋器结构简单，更易于施工。图1所示为两河口水电站旋流泄洪洞的直切式起旋器体型。

图1 两河口水电站直切式起旋器设计体型Fig.1 Design form of the vortex flow generator of Lianhekou Hydroelectric Station

在竖井为有压流的情况下，起旋器的过流能力由起旋器出口收缩断面即起旋器喉口控制，起旋器喉口出流符合闸孔出流泄流规律，过流能力按孔流计算，泄流量计算公式为

式中：Q2起旋器的设计泄流量，须满足Q2＝1.02－为旋流洞段Z／D＝4位置处旋流洞顶部的压力水头；H1为该位置以上的压力水头，μ为起旋器喉口流量系数；A2起旋器喉口过流面积，为需要确定的值。为保证旋流洞内近壁最大流速小于36 m／s，H1－Hp应小于85 m，可通过调节阻塞的孔径来保证。在自由旋流流态时，在竖井与起旋器几何参数不变时，流量系数μ与起旋器出口的弗如德数Fr为线性关系，与上下游水位差的关系为近似不变的常数［13］。在设置阻塞后，μ还与H1－Hp的变化有关。

图2 h／D＝1.983时流量系数μ随H 1－Hp的变化Fig.2 The Change of discharge coefficientμwith H 1－Hp when h／D＝1.983

图2 为起旋器喉口面积与竖井断面面积之比A2／A、上游水位在 h／D＝1.983时，流量系数 μ随H1－Hp的变化。由图可知，在4种不同的面积比下，μ与H1－Hp之间均为线性关系，但A2／A不同时线性关系不同。在H1－Hp为80 m左右、泄流量为1 200－1 500 m3／s范围内时，流量系数μ的取值在0.60～0.75，根据不同面积比 A2／A确定。

有关研究表明，面积比A2／A的变化对旋流洞的水力特性有较大的影响。如图2可知，A2／A增大时，通过起旋器喉口的泄流量增大。但如果A2／A值太大，起旋器侧向收缩程度不够，切向入流的条件就不太理想，不能形成旋流洞起始断面上基本对称与稳定的空腔环流，旋流洞内水流旋转力度就会减小。因此选择合适的起旋器喉口面积收缩比，可形成较好的流态增大消能率与水流的稳定性，根据模型试验结果与文献［10］研究成果，较合理的面积比A2／A应在0.50～0.75之间。

3.3 阻塞体型设计与近似计算

设置阻塞后产生的阻塞效应如第2.1小节所述，但为了保证第2.2小节中的设计原则，阻塞本身的体型与水力特性也需优化。四川大学刘善均等［6］在研究导流洞改建问题过程中，提出了洞塞消能工的一些设计原则与思想。作者结合旋流的水力特性，对阻塞体型设计进行过研究［3］。基本设计思想为：阻塞的孔口以前，是从水平旋流洞的洞径逐渐收缩到孔口直径的圆锥形管段，以使旋流在流经洞塞结构时，逐渐加大离心力，避免洞塞体型出现新的高速水流问题；孔口后，通过对柱形管段削角，形成突扩管段；出口为垂直于水平洞壁面的圆环断面，有利于形成超空化体型。如图3所示，阻塞体型设计的一个基本参数为阻塞过流面积减小率εA，其定义为

图3 阻塞体型设计示意图Fig.3 Sketch of vortex flow block appearance design

显然这个参数仅与水平旋流洞洞径D、阻塞孔径d有关。为了减小阻塞结构对水力特性的影响，除了应选取合适的相对阻塞孔口直径d／D外，还应当考虑收缩管路部分的渐变长度L，面积减小率εA越大，相对渐变长度L／D就应越大。

旋流内消能泄洪洞在上游水头的作用下，水流通过起旋发生装置后，在旋流洞内产生旋转，由通气孔向旋流洞内通入气体，旋转水流中间形成一空腔，到阻塞孔口出流时，水流为高速旋转出流，泄流量与阻塞前后的壁面压强差有关，也与旋流特性有关，因此可称为旋流有压孔口出流。按这一原则定性，阻塞孔口出流应符合有压孔口的基本出流规律，但必须考虑旋流特性对其的影响，

式中：Q3阻塞孔口泄流量，应满足 Q3＝Qs；H2≈Hp＝Pν／γ为旋流洞受阻塞影响以前的壁面压力水头，可近似等于第3.2小节中的 Hp，H3为阻塞末端压力水头，在自由旋流扩散时，可取其近似等于零，在淹没旋流扩散时则按淹没流的静水压强计算；旋流有压孔口出流的流量系数ξ＝kξ1，ξ1为常规有压闸孔出流的流量系数，k为旋流特性影响系数。图4为不同阻塞过流面积减小率εA情况下ξ随Hp－H3的变化规律，其中A3为阻塞孔口面积，A为旋流洞面积。由图可见，不同A3／A的流量系数不同，具体参照图4所示。阻塞设置的位置对壁面压强、旋流洞的最大流速和泄流量的影响均较小，但对旋流空腔直径、旋流夹角和通气孔的通风量影响较大［3］。

3.4 旋流洞的近壁流速和壁面压强与阻塞的关系

图4 ξ随Hp－H 3的变化规律Fig.4 Variation ofξwith Hp－H 3

图5 近壁最大流速随εA的变化Fig.5 Change of maximum velocity withεA

图6 H 1－H p随εA的变化规律Fig.6 Change of H 1－H p withεA

图5 与图6为旋流洞内近壁最大流速和旋流洞作用水头H1－Hp随阻塞面积减小率εA的变化规律。可见旋流洞内近壁最大流速随εA的增大而减小，而 H1－Hp亦相同。在阻塞面积减小率 εA为0.373，且 H1－Hp＜80 m时，速度已小于 36 m／s，因此旋流洞作用水头设计取值时应小于80 m。

3.5 旋流扩散段的体型设计、扩散水流流态及与下游水面的衔接

阻塞孔口与导流洞衔接，既可采用旋流突扩形式，也可采用旋流渐变扩散形式。在旋流突扩段中（基本体型如图7所示），旋转水流的切向旋流扩散和轴向扩散相结合，气水掺混充分，消能率高，消能区域较短，但旋转扩散水流在附壁时对突扩段两侧壁面和顶部壁面的冲击力较大，因此在设计时需提高旋流突扩段附近范围四周壁面衬砌强度。

图7 阻塞后旋流突扩体型示意图Fig.7 Sketch of vortex flow sudden expansion section after the vortex flow block

采用渐变扩散式衔接时，衔接处顶部为圆变圆，底部为圆变方。在导流洞有较大的坡度时，还需要在旋流渐变扩散段顶部增加一压板，在扩散段末端导流洞内底部两侧壁角增加四面体块并按差动式布置，如图8所示。由于衔接处为旋流渐变扩散段，旋转水流沿着壁面渐变扩散下泄，能量分散，减小了对壁面的直接冲击。在顶部旋转水流扩散沿压板向下，在扩散段末端导流洞内底部，旋转水流受差动布置四面体的干扰，在导流洞底部来回折流与挑射，紊动更充分，整体掺气浓度很高，消能效果好，水面沿程降低，折冲水流和水翅消除，折流墩后快速形成稳定、均匀的气水混合流，并与导流洞内水面自然衔接。两河口与猴子岩水电站的阻塞和扩散段的设计参数如表2所示。

图8 旋流渐变扩散段顶部增加压板与四面体差动式布置图Fig.8 Pressure plate at the top of vortex flow expansion section and tetrahedrons differential-type arrangement

表2 经过优化后两河口和猴子岩阻塞与渐变扩散段的体型参数Table 2 Configuration parameters of vortex-flow block and gradual expansion section for the two hydroelectric stations after optimization

4 导流洞出口淹没条件下的旋流扩散衔接与排气设施设计

4.1 导流洞出口淹没条件下的旋流扩散流态和与导流洞水流的衔接

旋转扩散的气与水充分混掺的两相流，在旋流扩散段中与导流洞内的淹没水流呈全断面无明显界面的衔接，这种流态我们称为旋流淹没水跃流态。在旋流淹没水跃后，旋流的强度明显减小，流速明显降低，气体开始析出上浮，洞内的水流进一步转变为不旋转的、无气体的淹没流。这是我们需要的流态，因此对下游出口为较大淹没的小坡度导流洞进行旋流消能泄洪洞设计时，应保证其在运行工况范围内为旋流淹没水跃流态。

对下游出口为较大淹没的小坡度导流洞，在旋流扩散段，无论其为突扩还是渐扩体型，均可能会出现旋流远趋水跃或旋流淹没水跃2种基本流态，与旋流扩散的水流能量、通气孔的通气量和下游淹没程度有关。在旋流扩散的能量一定时，调节通气量和增大下游水位可使旋流远趋水跃转变为旋流淹没水跃流态。

4.2 导流洞出口淹没条件下的排气设施设计

在旋流淹没水跃后，旋流的强度明显减小，流速明显降低，气体开始析出并沿程上浮，聚集在导流洞的顶部，分段连成较大的气囊，引起洞顶壁面压力的波动并在导流洞出口产生气爆。并在必须在旋流扩散段以后导流洞合适的范围内设置集中或间隔的排气设施，以便排除沿程不断析出的气体。猴子岩旋流泄洪洞的模型试验表明，排气位置与范围须由模型试验确定，采用高于尾水且有一定长度的集气室集中排气和在一定的范围内设置连通的排气管与排气洞均是可行的方案，但相比较而言，从施工的难度、流态的稳定性和排气效果等方面看，后者更优一些。

猴子岩旋流泄洪洞设置的连通的排气管与排气洞的方案与体型如图9所示。由图可见，从旋流扩散段开始断面算起120 m位置上开始间隔20 m设置排气管，设置长度为200 m，管径为2～3 m均可。排气管高度与下游水位高度有关，猴子岩设计为31.2 m。排气管均与排气洞连通，排气洞直径3～4 m均可，可利用事先设计的导流洞施工支洞改建。

图9 猴子岩旋流泄洪洞排气管与排气洞的方案与体型Fig.9 Program and configuration of Houziyan Hyropower Station’s exhaust tubes and exhaust holes

5 结 语

对于导流洞改建为水平旋流内消能泄洪洞的设计、研究，特别是工程实践还很少，黄河公伯峡水电站右岸导流洞建成后成功进行了原型观测，为这一类型的内消能泄洪洞提供研究、设计和工程示范的实例。但对这一量级和更大流量、更高水头和具有较大坡度的后期导流洞或下游淹没较深的导流洞，在改建为旋流内消能泄洪洞的设计时，均缺少设计规范的指导，也缺少对设计原理、设计原则和设计方法的研究与讨论，本文在此进行了尝试。但因为理论基础、应用基础研究和具体工程实践均较少，因此本文建议的设计原则和具体的设计方法的一般性均有待于进一步地深入研究、深化和得到进一步实践的检验。本文的目的在于为更大流量、更高水头和具有较大坡度的后期导流洞或淹没较深的导流洞改建为旋流内消能泄洪洞工程的水力设计提供参考，也希望通过讨论与进一步深入系统的研究以及更多的工程实践基础上，尽早地开始旋流内消能泄洪洞设计与试验研究规范的制订。

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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

国家自然科学基金－雅砻联合基金资助项目（50579086）

牛争鸣（1957-），男，陕西佳县人，教授，博导，主要从事高速水流和水工水力学的研究，（电话）029-82313955（电子信箱）niuzm＠xaut.edu.cn。

（编辑：周晓雁）