平原地区大型输水渠道多孔倒虹吸工程设计研究

2021-09-28巩维屏李美玲张石磊

中国农村水利水电 2021年9期

巩维屏，李美玲，张石磊

（内蒙古引绰济辽供水有限责任公司，内蒙古乌兰浩特137400）

0 引言

在平原地区长距离大型输水渠道交叉建筑物设计中，多孔倒虹吸工程因具有流量适应范围宽、调度灵活、工程投资经济等优势被广泛应用［1，2］。多孔倒虹吸进出口布置型式是工程设计的关键技术问题之一。除了进口水深需满足最小淹没深度要求外，还需要在不同运行条件下孔间流量分配均匀，否则会影响其过流能力及流态，甚至出现因水位波动过大而诱发建筑物振动［3-6］。本文以某大型三孔倒虹吸工程设计为例，通过水工模型试验研究分析了多孔调度过程中进出口流态变化、水位波动特征，提出了优化解决方案；在此基础上对进出口消能布置方案、糙率变化及下游渠道闸门调度等因素对工程运行的影响进行了探讨。

1 工程背景

1.1 设计方案

某倒虹吸工程线路总长72.08 km，高差60 m，由进出口段、沟埋PCCP 管段和跨河管桥段组成，埋管段和管桥段由3 根DN3800 mm的PCCP管并排同槽布置，设计流量38.0 m3/s。

工程进口段由渐变段、闸室和消能段组成，总长127.2 m。进口分三孔，单孔净宽5.0 m，底板高程为139.08 m。闸室后设两级消力池，总长66.7 m。一级消能池前端斜坡坡比为1∶2.5，池底板高程为130.08 m，池末端设置胸墙底孔，其孔口尺寸为5.5 m×3.5 m（宽×高，下同）；二级消力池斜坡段坡比为1∶4，池底板高程为126.78 m，池末端设深式进水口分别与三根直径3.8 m的PCCP管道相接。

工程出口段由出口闸室、消力池段、渐变段组成，总长82 m。出口闸室段长17.0 m，分隔为三孔与PCCP 管道相接，孔口尺寸3.8 m×3.8 m，底板高程为119.84 m。消力池段长30.0 m，底板高程为119.34 m。倒虹吸工程进口段及出口段平面及纵剖面布置见图1。

图1 某三孔倒虹吸工程平面及纵剖面布置图（注：图中高程单位为m，标注尺寸单位为cm，桩号单位为m，下同）Fig.1 The horizontal and longitudinal section layout drawing of a three-hole Inverted Siphon Project

1.2 模型试验及结果分析

模型按照重力相似准则设计为正态模型，长度比尺为1∶15.2，模型布置见图2。模拟范围包括上游明渠段至下游明渠段。由于倒虹吸工程及其上下游渠道长度较长，如果按照正态整体模型设计，模型总长度将有4.74 km，而一般的试验场地显然无法满足要求。考虑到本工程研究重点在倒虹吸进口和出口体型布置，因此按照恒定流情况下水面坡降相似原理，在闸室模型进口和出口有压段的压力管道之间设阻力调节段，通过安装阻力阀来调节模型进口有压段与出口有压段之间的水头损失。这种研究方法在以往类似工程中应用广泛［7-9］，并且通过原型观测资料证明是可行的。

图2 某三孔倒虹吸工程进、出口模型布置图Fig.2 The model layout of the inlet and outlet of a three-hole Inverted Siphon Project

上游明渠至下游出口消能段均采用有机玻璃制作，其他部位采用水泥砂浆制。模型所用有机玻璃糙率约0.008，换算到原型糙率为0.012 6，略大于PCCP管设计糙率0.011 9。

本倒虹吸工程调度运行方式遵循对称开启原则，即单孔运行开启中孔，两孔运行开启两边孔，三孔运行则全开；管道运行为有压流，出口敞泄；当流量不能满足管道满管运行要求时，通过下游渠末节制闸调控。

试验结果表明，当出口闸门全开时，单孔、双孔及三孔设计最大流量分别为12.67、25.33 和38.00 m3/s；上游渠道过流平稳，各断面平均流速为0.50～2.82 m/s，而倒虹吸进口段各部位流态随着流量变化与运行调度方式调整呈现不同的特征。

当中间孔单独运行时，研究了不同过流流量下的水流特征。当流量在6～7 m3/s时，上游渠道至闸前呈急流状态，主流居中行进，中间孔闸室过流基本平稳，压力管道进口为明流。随着流量增大，渐变段首端水面跌落高度逐渐减小，中间孔进口墩头出现绕流现象；一级消力池斜坡处形成水跃，跃首所在位置从坡底逐渐上移至其首端，胸墙底孔处由明流转变为淹没孔流；二级消力池内未形成水跃，压力管道进口均为有压流。当流量达到12.67 m3/s 时，闸前呈缓流状态，中间孔闸室进口墩头处略见绕流现象，一级消力池内水流平缓，胸墙上游观察到间歇性浅表漩涡出现，二级消力池内及压力管道进口上游水流平缓。

当两边孔运行及流量在12.67～13.50 m3/s区间时，上游渠道至闸前为急流状态，主流居中行进，两侧孔闸室略有分流不均匀现象；一级消力池斜坡末端形成水跃，胸墙底孔处为明流；二级消力池首段形成水跃，跃尾位于压力管道进口上游约6 m处，压力管道进口为明流。随着流量的增加，主流受其两侧不稳定回流挤压而左右摆动，导致闸室两侧孔分流不稳定且不均匀。两边孔的一级消力池斜坡中部形成水跃，水面波动最大变幅约0.75 m，周期约8～12 min。当过流流量为25.33 m3/s 时，上游渠道至闸前为缓流状态，一级消力池内胸墙上游观察到间歇性浅表漩涡出现，二级消力池内及压力管道进口上游水流平缓，流态分布见图3（a）。

当三孔同时运行及过流流量为25.33 m3/s 时，上游渠道至闸前为急流状态，中间孔过流量远大于两侧孔，分流不均现象严重。中间孔压力管道进口为有压流，两侧孔压力管道进口为明流。当过流流量为38m3/s 时，上游渠道至闸前呈缓流状态，三孔闸室过流平稳，三孔分流均匀，一级消力池胸墙上游观察到间歇性表面漩涡，流态分布见图3（b）。

图3 不同运行方式下进口段不均匀流态Fig.3 The non-uniform flow distribution in the inlet part by the different operating mode

以上试验结果表明，随着过流流量增加消力池下游水深也相应增加，压力管道进口由明流过渡到淹没状态，进口流态趋于平缓；试验中未见气泡进入管道进口现象。压力管道出口均呈淹没出流，消力池内未形成水跃，尾坎处、渐变段及下游渠道水流平稳，未见不良流态。消力池尾坎处最大流速为1.13 m/s，下游渠道最大流速为0.59 m/s。

2 方案优化与讨论

针对两边孔和三孔运行方式下孔间分流出现不均匀的现象，对闸室上游布置形式进行优化，分别为增设整流池和增设底坎+整流池两个方案。

2.1 增设整流池方案

原方案进口渐变段与闸室直接相接，渐变段急流未经分散调整就直接进入闸室，闸室进流的均匀性很差，为此在闸室上游设置下挖式整流池用于平稳均化水流。

将进口渐变段由25.50 m 缩短为15 m 并上移，在下游设置长度为18.03 m 的下挖式整流池与闸室段相接，整流池深分别为1.2、2.0和3.0 m。将进口闸室墩头修改为半圆形［图4（a）］。

图4 优化方案平面和纵剖面布置图Fig.4 The horizontal and longitudinal section layout drawing of the optimization plan

增设整流池后，当两侧孔开启及过流流量为19 m3/s 时，渐变段首端仍可见明显水面跌落；主流居中集中进入整流池，在整流池两侧形成回流，主流受其挤压在池内左右摆动，左、右侧孔分流仍不均匀；压力管道进口可见水面波动现象。当整流池深为1.2 m 时，两侧孔压力管道进口前最大水位变幅为0.65 m，较原方案减小0.10 m；当整流池深为2.0和3.0 m时，两侧孔压力管道进口前最大水位变幅分别减小至0.56和0.50 m。

当三孔开启及过流流量为25.33 m3/s 时，渐变段首端水面跌落明显，主流居中行进，其两侧形成回流；三孔分流不均，中间孔分流大且压力管道为压力流，两侧孔压力管道为明流。总体来看三孔分流不均现象仍较严重，主要原因是闸室上游来流过于集中。

2.2 增设底坎+整流池组合方案

本方案在渐变段尾部布置高度为0.76 m、顶宽0.91 m 的底坎，在其下游布置长度为18.03 m、深度为1.20 m 的整流池与闸室段相接，用以均化和平稳闸室进流，方案布置见图4（b）。

增设底坎＋整流池方案下的流态见图5所示。试验资料表明，该方案兼顾满足两侧孔和三孔开启时各孔进流均匀稳定的要求，消除了两侧孔过流时主流左右摆动及三孔过流时中间孔集中进流的流态，且对工程过流能力没有影响，故可作为闸室上游布置形式的设计推荐方案。

图5 增设底坎＋整流池方案下流态Fig.5 The flow distribution of the plan of the bottom sill and flow rectifying pool

2.3 降低水位波动的措施

进口消能段低水位工况的胸墙上游和压力管道进口水面波动最大波幅值见表1。从表1 可以看出，当消能段水面高程低于胸墙底孔顶高程时，胸墙底孔为明流，此时一级消力池内水跃产生的水面波动传播到压力管道进口处后沿程衰减幅度较小。同一开启方式下，随着流量加大，胸墙底孔由明流转变为淹没孔流后，导流孔发挥整流功能，加之胸墙隔板的阻隔作用，压力管道进口水面波动较胸墙上游减幅明显。

表1 压力管道进口水面最大波幅值Tab.1 The maximum wave amplitude of the water level at the inlet of the pressure piping

为进一步减小压力管道进口水面波动，试验中将胸墙底孔口高度由3.5 m 减小为1.7 m。试验结果表明，中间孔过流流量为8.5 m3/s 时，胸墙底孔由明流转变为淹没孔流，压力管道进口水面波动为0.21 m，较原方案减小了0.17 m，说明减小胸墙底孔口高度可增强其平抑水面波动的功能。但三孔开启过流流量为38 m3/s 时该方案的上游渠道水位较原方案升高了0.07 m，表明减小胸墙底孔孔口高度会降低进口段在设计最大流量下的过流能力。

考虑到压力管道进口处水面波动幅值对该处流态及压力管道运行的不利影响总体较小，维持原方案的胸墙底孔口布置形式不变。

3 糙率变化对工程安全运行的敏感性分析

本倒虹吸工程压力管道全长71.87 km，埋管段长度为70.85 km，占压力管道总长度的98.58%，因此管道糙率变化对工程运行的影响不容忽视［10，11］。目前国内已建工程中，大口径PCCP 管糙率一般在0.011 0～0.012 5 之间，钢管糙率为0.009 5～0.011 5。若实际糙率大于设计糙率，可能引起工程过流能力不足；若实际糙率小于设计糙率，可能引起压力管道进口淹没深度不满足要求。

3.1 糙率变化对过流能力的影响

为核定最大过流能力，管材按可能最大糙率取值，其中PC⁃CP 管糙率按0.012 5 取值，钢管糙率取0.011 5。当设计最大过流流量38 m3/s 时，总水头损失为16.01 m，较总水头损失设计值14.99 m 大1.02 m，此时上游渠道水位值为144.36 m，仍低于上游渠道顶高程144.60 m，说明即使在最大糙率条件下管道过流能力依然满足设计要求。

3.2 糙率变化对压力管道进口淹没深度的影响

当两边孔开启及过流流量为15.5 m3/s时，PCCP管采用设计糙率0.011 9 时，压力管道进口淹没深度大于最小淹没深度；若PCCP 管糙率减小为0.011 0，管道水头损失较设计值减小0.89 m，此时压力管道进口淹没深度小于最小淹没深度，不满足工程安全运行要求。

在实际工程中，当在糙率取值范围内选取合适的值进行计算分析时，管道过流能力和进口淹没水深均可满足设计要求。由糙率变化引起的不确定性是很多类似工程难点所在［12，13］，本工程PCCP 管道糙率细微变化都可能导致压力管道水头损失较设计值出现较大差异，从而带来工程过流能力不足或压力管道进口处淹没深度不够等问题，设计应予以足够重视，加强安全监测分析。

4 下游渠末节制闸紧急关闭对上游水位的影响

倒虹吸工程稳态运行过程中，当遭遇突发事件时下游渠道末端节制闸紧急关闭后，渠道内壅水波引起的涌浪是否漫过渠顶亦为设计所关注的重点之一［14，15］。试验选取三孔全开工况，设计最大过流量流量38 m3/s时，观测了下游渠末端节制闸紧急关闭后的壅水波传播及爬坡高程。下游渠道内布设的4支波高传感器分别沿渠道中心线布设于节制闸上游23、68、146 和226 m。

试验结果表明，下游渠道末端节制闸紧急关闭后，该处形成的壅水波向上游传播，同时渠道水位波动上升，侧堰由间歇性过流转变为持续过流直至稳定过流。图6给出了节制闸关闭时间为6.5 s时上游226 m（距离倒虹吸出口断面84 m）断面波高过程线。

图6 节制闸关闭时间为6.5 s时上游226 m断面波高过程线Fig.6 The wave height at the upstream section 226 m for the closure time 6.5 s of the controlling gate

从图6 中可以看，壅水波首波的波高随节制闸关闭时间的加长而减小，其爬坡高程亦随之降低，但渠内波浪爬坡最高高程变化不大。节制闸关闭时间分别为6.5 和40 s 时，渠内首波波高分别为0.22、0.12 m，波浪爬坡最高高程分别为129.02 和129.01 m，均低于渠顶高程129.31 m，未见漫堤现象。节制闸关阀过程中，由于传播到倒虹吸部位的水位最大波幅值不超过0.2 m，除了沿程压力略有变化外，对流态和流速等影响不明显。