嚴來光，常萬軍

（1.廣西大藤峽水利樞紐開發(fā)有限責任公司，537226，桂平；2.中水東北勘測設計研究有限責任公司，130021，長春）

一、問題的提出

大藤峽水利樞紐船閘布置在黔江左岸Ⅰ級階地上，船閘采用單線單級布置， 設計通航最大船舶噸級為3 000 t，船閘主體段長385 m，上游引航道長1453m，下游引航道長1897m。閘室有效尺度為280 m×34 m×5.8 m（長×寬×門檻水深）。

初步設計階段船閘輸水系統(tǒng)采用四區(qū)段八分支廊道蓋板消能（自分流）方案。 進水口采用側(cè)向多支孔分散進水方式，分別在靠近上閘首左側(cè)導航墻引航道內(nèi)側(cè)和右側(cè)導航墻引航道外側(cè)庫內(nèi)取水。 船閘兩側(cè)各布置一條輸水主廊道， 采用5.0 m×7.0 m（寬×高）矩形斷面。 閥門段廊道采用“頂擴+底擴”體形結(jié)構(gòu)。 第一分流口采用垂直分流，第二分流口采用自分流體形。 泄水口布置在左岸電站尾水渠內(nèi)，水流經(jīng)左、右側(cè)泄水廊道在下閘首處匯入泄水箱涵后泄入電站尾水渠。 船閘設計最大水頭40.25 m，一次充泄水量42 萬m3， 是目前國內(nèi)外已建單級船閘之最。 船閘充泄水閥門段廊道、第一分流口及第二分流口等輸水系統(tǒng)關鍵部位水力學問題突出。

技施設計階段通過公開招標，中水東北公司聯(lián)合長科院、南科院、武漢大學等多家科研單位針對上述問題開展包括整體及局部水力學模型試驗的8 個子課題研究，取得豐碩成果。

二、研究內(nèi)容

1.進出水口布置

（1）進水口布置

比較了3 種進水口布置方式，即全部自引航道內(nèi)取水、全部自庫區(qū)取水及部分自引航道內(nèi)取水、部分自庫區(qū)取水。 全部自引航道內(nèi)取水，為滿足上游引航道通航水流條件，上游引航道底高程需擴挖，石方開挖及支護工程量大，工程投資增加較多。 采用全部自庫區(qū)取水方式，為滿足淹沒水深要求，土石方開挖及導航墻混凝土工程量增加較多， 工程投資增加較多。 經(jīng)綜合比較，推薦進水口采用部分自引航道內(nèi)取水、部分自庫區(qū)取水方式， 在靠近上閘首左導航墻內(nèi)側(cè)、右導航墻外側(cè)取水，各設8 個5.0 m×7.0 m（寬×高）孔口，孔口底高程28.0 m，廊道進口處以半徑0.5 m 修圓。

（2）出水口布置

船閘最大工作水頭時泄水最大流量達850 m3/s， 此時下游引航道內(nèi)水位最低，過水斷面最小，即使一半的水量泄入下游引航道內(nèi)，其最大表面流速也超過1.2 m/s，超出規(guī)范允許值。 且下游引航道較長，泄水長波使得流態(tài)不好。 目前，國內(nèi)外高水頭船閘大都采用旁側(cè)或部分旁側(cè)泄水布置。 為滿足下游引航道的通航水流條件，采用泄水箱涵將閘室水體直接泄入下游河道內(nèi)。 為平衡閘室內(nèi)外水位差及事故備用， 設置輔助泄水廊道。船閘左右兩側(cè)泄水廊道通過水平轉(zhuǎn)彎， 在下閘首右側(cè)匯入泄水箱涵，箱涵出口位于左岸廠房尾水渠內(nèi)。

2.第一分流口體形研究及優(yōu)化

第一分流口與閘墻輸水廊道處為T 形相接，目前T 形管處有設分流脊和不設分流脊兩種形式。 三峽船閘未設置，而葛洲壩#1 船閘設置了。

（1）第一分流口初始方案布置

第一分流口采用立體分流體形，充水進口斷面尺寸4～6.0 m×3.1 m，充水出口斷面尺寸4～5.6 m×3.1 m，底高程4.45 m。 通過常壓模型試驗， 在閘室進行充、泄水時，第一分流口區(qū)域無明顯不利流態(tài)出現(xiàn)， 流量分配均勻，測點時均壓力分布正常，整體無負壓出現(xiàn)。 但充、泄水過程中，時均壓力隨著流量和壓力的增加而增加，且充、泄水過程中，進口隔板時均壓力較大；而脈動壓力在充水過程較大值出現(xiàn)在進口右側(cè)隔板頭部附近，其中脈動壓力均方差最大值為6.44×9.81 kPa，泄水過程中支廊道進口左、右兩側(cè)隔板脈動基本相等，脈動壓力標準差不大于2.20×9.81 kPa。

（2）第一分流口體形優(yōu)化研究

初始方案試驗成果表明，船閘充水工況在T 形管進口右側(cè)隔板頭部處出現(xiàn)脈動較大現(xiàn)象，為減小該區(qū)域較大的脈動壓力，在初始方案基礎上進行方案優(yōu)化試驗，優(yōu)化方案一：在T形管增設導流脊;優(yōu)化方案二：將導流脊向上游移動0.5 m。

通過增加導流脊并進一步將導流脊上移等方案來改善第一分流口隔板頭部區(qū)域脈動壓力較大情況。 試驗表明T 形管增設導流脊兩方案均能起到明顯減小第一分流口隔板頭部脈動壓力效果， 兩方案第一分流口隔板頭部頂點脈動壓力最大值均不超過2.99×9.81 kPa，方案二略優(yōu)。 推薦第一分流口采用T 形管設置導流脊的方案。

3.第二分流口體形研究及優(yōu)化

（1）初設階段第二分流口布置

第二分流口（自分流）取消了常規(guī)體型中縱橫分流隔板，采用簡單的大空腔低流速自行分流形式。 充水進口縱、 橫向斷面均為尺寸5.6 m×7.0 m，充水出口斷面尺寸4～5.0 m×7.0 m。

常壓及減壓模型驗證試驗中發(fā)現(xiàn)泄水工況時，第二分流口水流流態(tài)紊動較大，脈動壓力成果偏大，特別在分流墩頭及頂板處有大的負向壓力脈沖，減壓試驗中發(fā)現(xiàn)有橫向渦漩空化發(fā)生。

（2）第二分流口體形研究及優(yōu)化

技施階段針對第二分流口存在問題， 研究單位對第二分流口墩頭形式進行優(yōu)化， 提出了增設分流脊的優(yōu)化方案。 對優(yōu)化后的第二分流口進行常壓、減壓模型試驗。 試驗研究表明，在充水迎水面墩面加設分流脊優(yōu)化后，泄水時流態(tài)得到很大改善， 充泄水工況均未發(fā)現(xiàn)空化現(xiàn)象。 充水迎水面墩頭雖仍有脈動壓力，但幅值不大，結(jié)合方便施工需要，采用鋼板襯砌。推薦第二分流口（自分流）采用加設分流脊的優(yōu)化方案。

4.充水閥門段體形研究

初設階段充水閥門處廊道斷面尺寸5 m×5.2 m（寬×高），閥門頂高程-0.05 m，初始淹沒水深20.8 m。頂部通過兩個半徑1 m 的圓弧和斜線向上突擴1.8m，底部垂直向下突擴3.1m，升坎段由兩個半徑分別為12 m、10 m 的圓弧和坡度為1∶2.5 的斜線組成。突擴腔尺寸為27.0 m×10.1 m，突擴腔底板高程-8.35 m，升坎末端高程-5.25 m。

技施階段優(yōu)化進行兩方案研究：

方案一：充水閥門處廊道斷面尺寸5 m×5.5 m （寬×高）， 閥門頂高程-1.75 m，初始淹沒水深22.5 m。 頂部通過兩個半徑1 m 的圓弧和斜線向上突擴2.0 m， 再以1∶50 的坡度漸擴。 底部垂直向下突擴4.0 m，升坎段由兩個半徑為10 m 的圓弧和坡度為1∶2.0 的 斜 線 組 成。 突 擴 腔 尺 寸 為32.82 m×11.50 m， 突 擴 腔 底 板 高程-11.25 m，升坎末端高程-6.25 m。

方案二：充水閥門處廊道形式為跌坎按坡度1∶0.45 設置臺階向下突擴4.0 m，升坎段采用五次曲線。

減壓模型試驗研究成果表明，方案一臺階型跌坎在閥門開啟過程中跌坎處易出現(xiàn)壓力陡降， 有空化現(xiàn)象；“圓弧—直線—圓弧”升坎體形在升坎出口處存在明顯的低壓區(qū)及分離型空化。 方案二“五次曲線”升坎體形， 水流能很好地貼合高次曲線升坎，升坎末端未見明顯分離水流。 跌坎采用強迫通氣儲備措施，摻氣水流即可完全抑制跌坎自身存在的空化，跌坎摻氣水流在升坎出口處部分被主回旋區(qū)摻混，對閥門底緣抑制效果也極為顯著。 其對下檢修門井門槽及其后廊道也有較好的保護作用。

推薦采用充水閥門段體型：閥門后廊道采用“頂擴+底擴”體形，廊道頂部向上突擴2.0 m， 再以1∶50 坡度上擴，跌坎部位垂直向下突擴4.0 m，升坎部位以五次曲線與輸水主廊道相接。 采用門楣自然通氣和跌坎強迫通氣（儲備措施）的工程措施。

5.泄水閥門段廊道及旁側(cè)泄水箱涵研究

泄水閥門段體形與充水閥門優(yōu)化體形一致，工作閥門下游檢修井布置在閥門井下游37.0 m 處，閥門后廊道采用“頂部突擴+底部突擴”形式。

研究表明，適當縮減泄水箱涵出口斷面面積，提高泄水系統(tǒng)總阻力及改變泄水閥門前后阻力分配，降低泄水流量，即將快速開閥時輸水系統(tǒng)內(nèi)關鍵部位流速控制在規(guī)范及相關實踐經(jīng)驗要求的范圍內(nèi)，能滿足泄水時間要求，充分利用泄水系統(tǒng)較大的慣性長度，通過快速開閥帶來的慣性有效提高泄水突擴腔壓力。 優(yōu)化方案仍采用縮減泄水箱涵出口面積的方式，出口面積漸縮至2～7.5 m×3.9 m，泄水突擴腔跌坎體形為直立型跌坎。

優(yōu)化方案常壓試驗結(jié)果表明，泄水閥門后廊道頂板在閥門開啟至0.5開度左右，脈動強度最大，最大壓力脈動均方根值約為2.74 m 水柱，位于閥門井下游30.3 m 處；底板脈動均方根最大值為5.17 m 水柱，位于離臺階跌坎始端5.72 m 處。 五次曲線升坎脈動均方根最大值為4.04 m 水柱。 下檢修門門槽底板區(qū)域壓力脈動均方根最大值為1.43 m 水柱。

減壓模型試驗結(jié)果表明， 雙閥泄水tv=2 min 非恒定流開啟，在未采取門楣自然通氣及跌坎強迫通氣措施的前提下，除了門楣空化外，推薦的閥門段廊道體形還存在底緣空化、 跌坎空化、升坎空化和下檢修門槽出口空化。底緣空化發(fā)生的開度范圍為0.2～0.6。 跌坎空化發(fā)生的開度范圍為0.1～0.5。 升坎空化被限制在0.3～0.4 開度。 下檢修門槽出口在0.3～0.4 開度偶見空化。 采用門楣自然通氣措施后，底緣空化得到充分抑制。采取跌坎強迫通氣儲備措施后摻氣水流即可完全抑制跌坎自身存在的空化，跌坎摻氣水流在升坎出口處部分摻混至主回旋區(qū)，對閥門底緣抑制效果也極為顯著，對下檢修門井門槽和廊道也有較好的保護作用。

綜合分析試驗成果，并考慮施工方便，推薦采用的泄水閥門段體形同充水閥門段體形一致：閥門后廊道采用“頂擴+底擴”體形，廊道頂部向上突擴2.0 m，再以1∶50 坡度上擴，跌坎部位垂直向下突擴4.0 m， 升坎部位以五次曲線與泄水箱涵相接，并預留門楣自然通氣和跌坎強迫通氣（儲備措施）的工程措施；泄水箱出口斷面涵斷面尺寸2～7.0 m×3.9 m。

6.輸水系統(tǒng)整體試驗研究

在第一分流口、 第二分流口、充泄水閥門段體形及泄水箱涵等數(shù)值模擬分析及模型試驗研究基礎上，開展了輸水系統(tǒng)整體模型優(yōu)化試驗及驗證試驗。 試驗研究取得以下成果：

（1）閥門運行方式

①正常運行工況：充水閥門采用6～8 min 速度雙閥勻速開啟方式充水。 泄水閥門采用2～4 min 速度雙閥同步勻速開啟泄水。

②事故單閥運行工況：充水閥門采用6～8 min 速度開至0.5 開度，停機6 min 后再以6～8 min 速度開至全開的間歇開啟方式充水。 泄水閥門采用大于或等于5 min 速度勻速開啟或采用2～4 min 速度開至0.7 開度間歇2 min 后再以2～4 min 速度開至全開的間歇開啟方式泄水；主輔閥聯(lián)合運行方式為在剩余水頭3 m 時以2 min速度開啟輔閥， 在剩余水頭2.5 m 時以3 min 速度動水關閉主閥。

③事故緊急關閥工況：關閥速度為3 min。

（2）閘室輸水時間

充水閥門采用6～8 min 速度雙閥同步勻速開啟，泄水閥門采用2～4 min速度雙閥同步勻速開啟， 最大工作水頭下閘室充、 泄水時間小于或等于13.5 min；47.60～22.40 m 水位組合下閘室充、泄水時間小于或等于10.8 min。

（3）流態(tài)

船閘在正常雙閥、事故單閥及事故緊急關閥工況下運行，充、泄水過程中上游引航道水面平靜，未出現(xiàn)漩渦；閘室內(nèi)水面上升、下降平穩(wěn)，未見明顯的縱橫向水流流動；充水閥門上下檢修門井、工作閥門井水位均未出現(xiàn)脫空帶氣現(xiàn)象。

（4）最大輸水流量與流速

最大工作水頭下各運行工況采用各自對應的閥門運行方式充水，雙閥充、 泄水最大流量小于或等于849 m3/s， 單閥充泄水最大流量小于或等于457 m3/s，相應輸水系統(tǒng)進水口、主廊道、分流口等關鍵部位流速滿足規(guī)范及相關經(jīng)驗要求。

（5）閘室停泊條件

最大工作水頭下采用6～8 min 速度雙閥勻速開啟充水，閘室內(nèi)3 000 t單船系纜力均能滿足縱向力不大于46 kN、 橫向力不大于23 kN 規(guī)范要求；2×2 000 t 船隊系纜力均能滿足縱向力不大于40 kN、 橫向力不大于20 kN 規(guī)范要求且有較大富余。

三、主要成果

通過多家科研單位深入研究，解決了大藤峽船閘輸水系統(tǒng)水力學問題。

①進水口采用側(cè)向垂直多支孔分散進水方式。部分自引航道內(nèi)取水、部分自庫區(qū)取水。 出水口采用泄水箱涵將閘室水體旁側(cè)泄入下游河道內(nèi)。

②第一分流口在T 形管處設置不對稱分流脊， 解決了第一分流口充水工況分流舌局部易發(fā)生氣蝕問題。

③第二分流口加設分流脊的自分流體形，分流均勻，充泄水工況均未發(fā)現(xiàn)空化現(xiàn)象。 泄水工況脈動壓力幅值不大，優(yōu)化后體型合理可行。

④充水閥門段跌坎采用垂直形式，升坎采用五次曲線。

⑤泄水閥門段廊道及旁側(cè)泄水箱涵。 泄水閥門段采用同充水閥門段一致體形。泄水箱涵斷面尺寸采用7.5 m×7.0 m， 出口斷面縮減為7.5 m×3.9 m，有利于改善泄水閥門段工作條件。

⑥整體輸水系統(tǒng)。 優(yōu)化后的四區(qū)段八分支廊道蓋板消能 （自分流）輸水系統(tǒng)水力特性、 廊道壓力特性、船舶停泊條件均滿足規(guī)范要求。