低水头有压竖式进水口体型设计与模型试验研究

郝 鑫，杨超林，王均星，邓竣文

(1.云南省水利水电勘测设计研究院，昆明 650021；2.武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072)

0 引 言

水利工程中隧洞进水口多以水平进水口为主，其具有布置简单、水流流态稳定、便于施工及易于检修等优点。但在一些地形地质条件较为特殊的情况下，如不良地质条件下成洞困难，或隧洞上下游水位高差悬殊，水平进水口接斜井的方式难以解决高水头差的消能问题，此类情况下采用竖式进水口常是更优的解决方案。

水利工程中隧洞常见的竖式进水口一般由环形溢流堰、竖井段、弯管段及退水隧洞段组成。此种形式在应用中具有一定的局限性，其要求进口水流在低水头运行的条件下保持为环形堰流状态，且进口随库水位变化呈现的水力工况复杂多变。若低水头条件下采用有压竖式进水口，进口处出现的立轴旋涡一直以来都是水力学研究中的难点，需要进行专门的研究去消除[1,2]。现阶段主要还是采用模型试验方法进行研究，例如ODGAARD研究了自由表面吸气旋涡，HITELS分析了旋涡流场的速度分布规律，唐洪、武田通过对旋涡流场的测量，分析了切向、径向、轴向流速及旋涡形成条件，三者均采用模型试验进行了验证。

本文以车马碧水库泄洪放空隧洞进水口的设计过程为例，对低水头有压竖式进水口的结构及消涡设施设计进行多方案的对比与模型试验验证。通过对各组方案的泄流能力、进水口流态、沿程压力分布、施工难度等方面的分析，最终得到既能有效控制进水口立轴旋涡、流态稳定、节省工程投资又便于施工的结构布置方案。

1 工程概况

车马碧水库枢纽位于云南省曲靖市马龙县境内，大坝坝址位于金沙江水系牛栏江上游支流马龙河上，水库总库容为12 449 万m3，为Ⅱ等，大(2)型水库，工程区地震设防烈度为8 度，大坝为混凝土面板堆石坝，最大坝高52 m。水库主要建筑物由大坝、溢洪道、泄洪放空隧洞、输水隧洞组成。

水库枢纽洪水标准为：设计洪水标准100年一遇(P=1%)，对应设计洪水位1 938.8 m；校核洪水标准2000年一遇(P=0.05%)，对应校核洪水位1 951.2 m；正常蓄水位为1 938.5 m。

泄洪放空隧洞全长约425 m，其中洞身长253.3 m，为前段有压后段无压的隧洞，无压段为圆拱直墙形断面。隧洞2000年一遇洪水下泄流量为211.8 m3/s，100年一遇洪水下泄流量为204.8 m3/s。

图1 枢纽总体布置图Fig.1 General layout of the project

2 隧洞进水口布置思路

泄洪放空隧洞布置在大坝左岸山体内，沿线穿越一天然冲沟，冲沟部位隧洞最小埋深约12m。可行性研究阶段设计过程中曾采用常规水平有压进口布置方案，如图2所示。该方案将工作闸门竖井布置于冲沟下游侧，导流隧洞与泄洪隧洞全段结合，可降低临时工程投资。但该方案隧洞进口有压段长达193 m，工程运行后有压洞段运行风险高，检修困难[3]。根据可研评审意见：“初步设计阶段应根据水工模型试验复核导流泄洪放空隧洞竖井位置，尽量减少有压隧洞段长度。”遂于初设阶段设计中，充分利用隧洞中部天然冲沟地形条件，于冲沟内布置竖式进水口，有效解决了有压洞段过长的问题。

图2 隧洞原水平有压进口方案Fig.2 Horizontal pressure inlet scheme of tunnel

车马碧水库泄洪隧洞具备放空功能，隧洞进水口高程为水库死水位1 915.3 m，校核工况下进水口运行水头为25.9 m，进水口周边冲沟原始地面高程约为1 916 m，不满足竖井式泄洪洞环形溢流堰的布置条件。针对本工程竖式进水口低水头运行的特点，泄洪隧洞采用由竖式进水口、弯管段、水平退水洞后接闸室的布置方案，选择多种进水口结构型式进行模型试验验证。

3 模型试验简介

3.1 模型试验设计

试验模型根据弗汝德相似准则进行设计，满足水流运动相似和几何相似。原型中因雷诺数和韦伯数都足够大，黏滞力和表面张力对旋涡的影响可略去不计。但在模型中，受模型缩尺效应的影响，黏滞力和表面张力对旋涡的作用相对较大。因此在模型设计时，尽量使雷诺数Re和韦伯数We超过一定的临界值，使黏滞力和表面张力对旋涡的影响处于次要的位置。AMPHLETT[4]提出，模型雷诺数Re>3×104时，按重力相似准则设计的模型可近似模拟原型中进水口前旋涡；JAIN[5]提出模型韦伯数We>120时，表面张力可忽略不计。

据以上研究成果，设计试验模型为正态模型，设计几何比尺为1∶30，其他比尺详见表1。

表1 模型比尺表Tab.1 Model scale table

以进水口方案1为代表方案，计算其试验模型在该比尺条件及各水位工况条件下进口处的雷诺数及韦伯数。结果见表2。

表2 方案1各水位工况进口处雷诺数及韦伯数Tab.2 Paln 1 Reynolds number and Weber number at the inlet of each water level

由表2可见，按重力相似准则设计比尺为1∶30的正态模型可以忽略黏滞力和表面张力对旋涡的影响，能够正确模拟出原型中的立轴旋涡。

3.2 模型试验总体布置

本试验采用抽水泵循环供水系统，量水堰为直角三角堰。水工模型主要组成部分为水库、竖向进水口、闸门段、闸后段等。水库用砖砌成，进口段下部、闸门段和闸后段采用厚8 mm的透明有机玻璃制作。

模型根据试验河段地形图模拟竖式进水口周边地形。依据水库各特征水位，验证不同工况闸门全开的情况下竖式进水口的泄流能力并观察进水口运行状态。

试验对各方案竖式进水口模型的沿程时均压力进行了测量，重点观测进水口转弯段有无负压存在，以此衡量进水口过流边界会否发生空化。各方案进水口模型沿程均布置约10个测量断面，每个测量断面沿顺水流方向及垂直水流方向均匀布置4个测点。

3.3 数据测量方法

试验过程中的流量需要根据不同的试验工况进行控制，在大流量时(大于50 L/s)通过专业电磁流量计控制，小流量时(小于50 L/s)通过量水堰控制。

试验中采用钢尺测量水深，其他测针测量水深的精度达到1 mm；采用测压管量测模型内各测点的动水压力，其精度达到1 mm。

4 各进水口结构布置方案

4.1 方案1

进水口为开敞式直接与水库连通。竖向喇叭口段高5 m，过水断面由8.7 m×11 m渐变为3.7 m×6 m。喇叭口下部竖直段长3 m，与水平退水洞段采用圆弧连接，退水洞断面为3.7 m×4.5 m(B×H)。闸门竖井内设1道平板检修闸门及1道弧形工作闸门，检修闸门孔口尺寸为3.7 m×4.5 m(B×H)，弧形闸门孔口尺寸为3.7 m×3.7 m(B×H)。

方案1进水口结构布置及时均压力测点布置见图3、图4。

图3 方案1进水口剖面图(单位：m)Fig.3 Inlet profile of scheme 1

图4 方案1进水口时均压力测点布置图Fig.4 Scheme 1 arrangement of average pressure measuring points at water inlet

4.2 方案2

试验发现，方案1进水口各工况下超泄情况均较为严重，且进口处存在立轴旋涡。考虑到进口流速对旋涡的产生有一定的影响[6]，为降低进口流速，将喇叭口顶部过水断面尺寸增大至18 m×13.2 m，底部过水断面尺寸增大至8 m×3.2 m。转弯段体型由方案1的弧形转弯调整为流线更优的椭圆形转弯，转弯的同时压缩过水断面尺寸，末端过水断面尺寸为3.2 m×4.0 m(B×H)，后与退水洞段衔接。竖井工作闸门尺寸调整为3.2 m×3.2 m(B×H)。将优化后的进水口体型定义为方案1，结构布置见图 5。

图5 方案1′进水口剖面图(单位：m)Fig.5 Inlet profile of scheme 1′

通过压缩工作闸门尺寸，方案1′运行时超泄情况虽有明显改善，但进水口正上方仍存在一个贯通至进水口内部的立轴旋涡。结合其他工程消涡设施设计的实际经验，在方案1′进水口体型的基础上增设了消涡顶盖及消涡导流墩[7,8]，顶盖净空高度为6 m。并在此基础上选择了3种不同的进水方向进行模型试验初探，分别为：垂直于隧洞轴线方向右侧水平单向进水、垂直于隧洞轴线方向两侧水平双向进水以及水平四向进水。

试验发现，在单向进水及对向进水时，进水口水流流态差，依然有贯通至进水口内部的旋涡存在。四向进水时，进水口处旋涡消失。

因此，将方案1′进水口体型增设消涡顶盖且四向进水的组合型式定义为方案2，并于消涡顶盖周边均匀布置六根断面为椭圆形的混凝土消涡墩。方案2进水口结构尺寸、平面消涡墩布置及时均压力测点布置见图 6、图 7和图8。

图6 方案2进水口剖面图(单位：m)Fig.6 Inlet profile of scheme 2

图7 方案2进水口平面图(单位：m)Fig.7 Water inlet plan of scheme 2

图8 方案2竖式进水口时均压力测点布置图Fig.8 Scheme 2 arrangement of average pressure measuring points at water inlet

4.3 方案3

进水口位置为天然冲沟，布置范围较为狭窄，方案2进水口体型较大，从优化布置空间、提高结构安全度及节省工程量等方面考虑，将其调整为方案3。

方案3竖向喇叭口为正方形断面。竖向喇叭口段高3 m，过水断面由11 m×11 m渐变为5 m×5 m。转弯段体型调整为圆弧转弯，转弯的同时压缩过水断面尺寸，末端过水断面尺寸为3.2 m×4.0 m(B×H)，后与退水洞段衔接。竖井工作闸门尺寸为3.2 m×3.2 m(B×H)。调整消涡顶盖净空高度为3 m，并于进水口顶部每边1/3处布置一个长3 m、宽1 m的椭圆流线型消涡墩。

方案3竖式进水口结构尺寸、平面消涡墩布置及时均压力测点布置见图9、图10和图11。

图9 方案3进水口剖面图(单位：m)Fig.9 Inlet profile of scheme 3

图10 方案3进水口平面图(单位：m)Fig.10 Water inlet plan of scheme 3

图11 方案3进水口时均压力测点布置图Fig.11 Scheme 3 arrangement of average pressure measuring points at water inlet

5 各方案模型试验成果

5.1 泄流能力试验成果

以水库校核洪水工况为代表工况，各方案进水口泄流能力成果见表3。

表3 各方案进水口泄流能力对比表Tab.3 Comparison of water inlet discharge capacity of each scheme

由表3可见，方案1进水口在代表工况下运行时超泄现象最为严重，通过调整竖井工作闸门尺寸，超泄问题得到解决。

5.2 进水口及闸室流态成果

5.2.1 方案1

方案1进水口在各试验工况下运行时，上部均存在立轴旋涡，旋涡实际直径约为3 m，顺时针旋转并贯通到进水口内部。旋涡尺寸受各试验工况水位影响较小，但受来水流态的影响大，流态波动时，旋涡尺寸会随机性增大或者减小，最大时实际直径约有6 m。

在进水口上部立轴旋涡强大惯性力的作用下，偶有上部漂浮物被带入闸室。受其影响，进水口后段闸室出口处水流紊动，偶有水流溅起拍击弧形闸门支臂及下游无压洞段顶壁，并伴有较大的声响从竖井闸室段传出。

5.2.2 方案2

方案2进水口在各试验工况下上部均未产生旋涡，闸室出口处水流流态稳定，闸后无水流溅起，无水流拍打弧形闸门支臂的现象存在。

5.2.3 方案3

方案3进水口在各试验工况下闸门开启后短期内上部水面均存在一明显的凹陷，偶有旋涡形成但持续时间不长。无贯通到进水口内部的立轴旋涡存在，闸室出口处水流稳定，闸后无水流溅起，无水流打到弧形闸门支臂的现象存在。

5.3 时均压力成果

以水库校核洪水工况为代表工况，汇总模型试验得到的各方案进水口沿程测点时均压力数据，结果如下。

5.3.1 方案1

方案1进水口各断面时均压力分布见图12。

图12 方案1进水口各断面时均压力分布图Fig.12 Scheme 1 distribution of pressure distribution at each section of water inlet

5.3.2 方案2

方案2竖式进水口各断面时均压力分布见图13。

图13 方案2竖式进水口各断面时均压力分布图Fig.13 Scheme 2 distribution of pressure distribution at each section of water inlet

5.3.3 方案3

方案3进水口各断面时均压力分布见图14。

图14 方案3进水口各断面时均压力分布图Fig.14 Scheme 3 distribution of pressure distribution at each section of water inlet

由以上结果可知，各方案在代表工况下运行时进水口沿程均无负压。因1号测点与3号测点均为对称布置，因此各测量断面二者时均压力分布规律基本相同。各方案时均压力最大值均出现在5号测量断面2号测点位置。方案1和方案3中，4号测点沿程时均压力最小值均出现在5号测量断面处；方案2中该部位时均压力值也为局部低峰值。

5.4 试验成果分析

方案1未设置消涡设施，进水口上部立轴旋涡产生的强大惯性力可能将上部漂浮物带入闸室，严重威胁隧洞泄洪时的运行安全，受旋涡影响闸室部位流态紊乱。

方案2通过设置专门的消涡设施有效解决了立轴旋涡问题，进水口沿程无负压出现。但本方案进水口体型过大，进水口整体工程投资较高。消涡顶盖中部无法设置支撑结构，过大的消涡设施将给进水口泄洪运行带来风险。进水口底部转弯段采用椭圆弧虽可优化水流流线，但施工难度较大。

方案3在方案2消涡设施设计思路的基础上，从降低消涡顶盖净空高度及缩小进水口整体尺寸两个方面对其体型进行优化。方案3泄流能力满足设计要求；进水口沿程无负压出现，运行过程中不会产生明满流交替，避免因结构局部负压产生的气蚀破坏；进水口上部仅有短期旋涡存在，泄流稳定后旋涡随即消失，闸室出口处水流流态较稳定。

通过试验过程中对各方案的优化过程可见，环量是形成立轴旋涡的主要影响因素，水流环量受水流流速影响较大，流速越大越容易形成旋涡[9]。但仅通过优化进水口体型、降低进口流速，无法达到消除进水口的旋涡的目的，增设专门消涡设施的方法是行之有效的。

6 结 语

本文以车马碧水库泄洪放空隧洞竖式进水口的设计过程为例，介绍了低水头有压竖式进水口的体型及消涡设施的设计思路。

车马碧泄洪放空隧洞进水口最终选择竖式进水口为布置方案。通过建立合理的试验模型，对三组进水口方案的泄流能力进行了复核，分析了进水口整体流态及沿程时均压力的分布规律。最终确定方案3为最优方案，其结构形式可以在控制进水口水流环量进而避免旋涡形成的前提下，满足泄流能力、进水口流态、沿程压力分布等多方面的设计要求；在结构方面方案3既节省工程投资又提高了结构可靠度，降低了隧洞泄洪时的运行风险。

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