鞏維屏，李美玲，張石磊

（內(nèi)蒙古引綽濟遼供水有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古烏蘭浩特137400）

0 引言

在平原地區(qū)長距離大型輸水渠道交叉建筑物設(shè)計中，多孔倒虹吸工程因具有流量適應(yīng)范圍寬、調(diào)度靈活、工程投資經(jīng)濟等優(yōu)勢被廣泛應(yīng)用［1，2］。多孔倒虹吸進出口布置型式是工程設(shè)計的關(guān)鍵技術(shù)問題之一。除了進口水深需滿足最小淹沒深度要求外，還需要在不同運行條件下孔間流量分配均勻，否則會影響其過流能力及流態(tài)，甚至出現(xiàn)因水位波動過大而誘發(fā)建筑物振動［3-6］。本文以某大型三孔倒虹吸工程設(shè)計為例，通過水工模型試驗研究分析了多孔調(diào)度過程中進出口流態(tài)變化、水位波動特征，提出了優(yōu)化解決方案；在此基礎(chǔ)上對進出口消能布置方案、糙率變化及下游渠道閘門調(diào)度等因素對工程運行的影響進行了探討。

1 工程背景

1.1 設(shè)計方案

某倒虹吸工程線路總長72.08 km，高差60 m，由進出口段、溝埋PCCP 管段和跨河管橋段組成，埋管段和管橋段由3 根DN3800 mm的PCCP管并排同槽布置，設(shè)計流量38.0 m3/s。

工程進口段由漸變段、閘室和消能段組成，總長127.2 m。進口分三孔，單孔凈寬5.0 m，底板高程為139.08 m。閘室后設(shè)兩級消力池，總長66.7 m。一級消能池前端斜坡坡比為1∶2.5，池底板高程為130.08 m，池末端設(shè)置胸墻底孔，其孔口尺寸為5.5 m×3.5 m（寬×高，下同）；二級消力池斜坡段坡比為1∶4，池底板高程為126.78 m，池末端設(shè)深式進水口分別與三根直徑3.8 m的PCCP管道相接。

工程出口段由出口閘室、消力池段、漸變段組成，總長82 m。出口閘室段長17.0 m，分隔為三孔與PCCP 管道相接，孔口尺寸3.8 m×3.8 m，底板高程為119.84 m。消力池段長30.0 m，底板高程為119.34 m。倒虹吸工程進口段及出口段平面及縱剖面布置見圖1。

圖1 某三孔倒虹吸工程平面及縱剖面布置圖（注：圖中高程單位為m，標(biāo)注尺寸單位為cm，樁號單位為m，下同）Fig.1 The horizontal and longitudinal section layout drawing of a three-hole Inverted Siphon Project

1.2 模型試驗及結(jié)果分析

模型按照重力相似準(zhǔn)則設(shè)計為正態(tài)模型，長度比尺為1∶15.2，模型布置見圖2。模擬范圍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長度較長，如果按照正態(tài)整體模型設(shè)計，模型總長度將有4.74 km，而一般的試驗場地顯然無法滿足要求?？紤]到本工程研究重點在倒虹吸進口和出口體型布置，因此按照恒定流情況下水面坡降相似原理，在閘室模型進口和出口有壓段的壓力管道之間設(shè)阻力調(diào)節(jié)段，通過安裝阻力閥來調(diào)節(jié)模型進口有壓段與出口有壓段之間的水頭損失。這種研究方法在以往類似工程中應(yīng)用廣泛［7-9］，并且通過原型觀測資料證明是可行的。

圖2 某三孔倒虹吸工程進、出口模型布置圖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機玻璃制作，其他部位采用水泥砂漿制。模型所用有機玻璃糙率約0.008，換算到原型糙率為0.012 6，略大于PCCP管設(shè)計糙率0.011 9。

本倒虹吸工程調(diào)度運行方式遵循對稱開啟原則，即單孔運行開啟中孔，兩孔運行開啟兩邊孔，三孔運行則全開；管道運行為有壓流，出口敞泄；當(dāng)流量不能滿足管道滿管運行要求時，通過下游渠末節(jié)制閘調(diào)控。

試驗結(jié)果表明，當(dāng)出口閘門全開時，單孔、雙孔及三孔設(shè)計最大流量分別為12.67、25.33 和38.00 m3/s；上游渠道過流平穩(wěn)，各斷面平均流速為0.50～2.82 m/s，而倒虹吸進口段各部位流態(tài)隨著流量變化與運行調(diào)度方式調(diào)整呈現(xiàn)不同的特征。

當(dāng)中間孔單獨運行時，研究了不同過流流量下的水流特征。當(dāng)流量在6～7 m3/s時，上游渠道至閘前呈急流狀態(tài)，主流居中行進，中間孔閘室過流基本平穩(wěn)，壓力管道進口為明流。隨著流量增大，漸變段首端水面跌落高度逐漸減小，中間孔進口墩頭出現(xiàn)繞流現(xiàn)象；一級消力池斜坡處形成水躍，躍首所在位置從坡底逐漸上移至其首端，胸墻底孔處由明流轉(zhuǎn)變?yōu)檠蜎]孔流；二級消力池內(nèi)未形成水躍，壓力管道進口均為有壓流。當(dāng)流量達到12.67 m3/s 時，閘前呈緩流狀態(tài)，中間孔閘室進口墩頭處略見繞流現(xiàn)象，一級消力池內(nèi)水流平緩，胸墻上游觀察到間歇性淺表漩渦出現(xiàn)，二級消力池內(nèi)及壓力管道進口上游水流平緩。

當(dāng)兩邊孔運行及流量在12.67～13.50 m3/s區(qū)間時，上游渠道至閘前為急流狀態(tài)，主流居中行進，兩側(cè)孔閘室略有分流不均勻現(xiàn)象；一級消力池斜坡末端形成水躍，胸墻底孔處為明流；二級消力池首段形成水躍，躍尾位于壓力管道進口上游約6 m處，壓力管道進口為明流。隨著流量的增加，主流受其兩側(cè)不穩(wěn)定回流擠壓而左右擺動，導(dǎo)致閘室兩側(cè)孔分流不穩(wěn)定且不均勻。兩邊孔的一級消力池斜坡中部形成水躍，水面波動最大變幅約0.75 m，周期約8～12 min。當(dāng)過流流量為25.33 m3/s 時，上游渠道至閘前為緩流狀態(tài)，一級消力池內(nèi)胸墻上游觀察到間歇性淺表漩渦出現(xiàn)，二級消力池內(nèi)及壓力管道進口上游水流平緩，流態(tài)分布見圖3（a）。

當(dāng)三孔同時運行及過流流量為25.33 m3/s 時，上游渠道至閘前為急流狀態(tài)，中間孔過流量遠大于兩側(cè)孔，分流不均現(xiàn)象嚴(yán)重。中間孔壓力管道進口為有壓流，兩側(cè)孔壓力管道進口為明流。當(dāng)過流流量為38m3/s 時，上游渠道至閘前呈緩流狀態(tài)，三孔閘室過流平穩(wěn)，三孔分流均勻，一級消力池胸墻上游觀察到間歇性表面漩渦，流態(tài)分布見圖3（b）。

圖3 不同運行方式下進口段不均勻流態(tài)Fig.3 The non-uniform flow distribution in the inlet part by the different operating mode

以上試驗結(jié)果表明，隨著過流流量增加消力池下游水深也相應(yīng)增加，壓力管道進口由明流過渡到淹沒狀態(tài)，進口流態(tài)趨于平緩；試驗中未見氣泡進入管道進口現(xiàn)象。壓力管道出口均呈淹沒出流，消力池內(nèi)未形成水躍，尾坎處、漸變段及下游渠道水流平穩(wěn)，未見不良流態(tài)。消力池尾坎處最大流速為1.13 m/s，下游渠道最大流速為0.59 m/s。

2 方案優(yōu)化與討論

針對兩邊孔和三孔運行方式下孔間分流出現(xiàn)不均勻的現(xiàn)象，對閘室上游布置形式進行優(yōu)化，分別為增設(shè)整流池和增設(shè)底坎+整流池兩個方案。

2.1 增設(shè)整流池方案

原方案進口漸變段與閘室直接相接，漸變段急流未經(jīng)分散調(diào)整就直接進入閘室，閘室進流的均勻性很差，為此在閘室上游設(shè)置下挖式整流池用于平穩(wěn)均化水流。

將進口漸變段由25.50 m 縮短為15 m 并上移，在下游設(shè)置長度為18.03 m 的下挖式整流池與閘室段相接，整流池深分別為1.2、2.0和3.0 m。將進口閘室墩頭修改為半圓形［圖4（a）］。

圖4 優(yōu)化方案平面和縱剖面布置圖Fig.4 The horizontal and longitudinal section layout drawing of the optimization plan

增設(shè)整流池后，當(dāng)兩側(cè)孔開啟及過流流量為19 m3/s 時，漸變段首端仍可見明顯水面跌落；主流居中集中進入整流池，在整流池兩側(cè)形成回流，主流受其擠壓在池內(nèi)左右擺動，左、右側(cè)孔分流仍不均勻；壓力管道進口可見水面波動現(xiàn)象。當(dāng)整流池深為1.2 m 時，兩側(cè)孔壓力管道進口前最大水位變幅為0.65 m，較原方案減小0.10 m；當(dāng)整流池深為2.0和3.0 m時，兩側(cè)孔壓力管道進口前最大水位變幅分別減小至0.56和0.50 m。

當(dāng)三孔開啟及過流流量為25.33 m3/s 時，漸變段首端水面跌落明顯，主流居中行進，其兩側(cè)形成回流；三孔分流不均，中間孔分流大且壓力管道為壓力流，兩側(cè)孔壓力管道為明流?？傮w來看三孔分流不均現(xiàn)象仍較嚴(yán)重，主要原因是閘室上游來流過于集中。

2.2 增設(shè)底坎+整流池組合方案

本方案在漸變段尾部布置高度為0.76 m、頂寬0.91 m 的底坎，在其下游布置長度為18.03 m、深度為1.20 m 的整流池與閘室段相接，用以均化和平穩(wěn)閘室進流，方案布置見圖4（b）。

增設(shè)底坎＋整流池方案下的流態(tài)見圖5所示。試驗資料表明，該方案兼顧滿足兩側(cè)孔和三孔開啟時各孔進流均勻穩(wěn)定的要求，消除了兩側(cè)孔過流時主流左右擺動及三孔過流時中間孔集中進流的流態(tài)，且對工程過流能力沒有影響，故可作為閘室上游布置形式的設(shè)計推薦方案。

圖5 增設(shè)底坎＋整流池方案下流態(tài)Fig.5 The flow distribution of the plan of the bottom sill and flow rectifying pool

2.3 降低水位波動的措施

進口消能段低水位工況的胸墻上游和壓力管道進口水面波動最大波幅值見表1。從表1 可以看出，當(dāng)消能段水面高程低于胸墻底孔頂高程時，胸墻底孔為明流，此時一級消力池內(nèi)水躍產(chǎn)生的水面波動傳播到壓力管道進口處后沿程衰減幅度較小。同一開啟方式下，隨著流量加大，胸墻底孔由明流轉(zhuǎn)變?yōu)檠蜎]孔流后，導(dǎo)流孔發(fā)揮整流功能，加之胸墻隔板的阻隔作用，壓力管道進口水面波動較胸墻上游減幅明顯。

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

為進一步減小壓力管道進口水面波動，試驗中將胸墻底孔口高度由3.5 m 減小為1.7 m。試驗結(jié)果表明，中間孔過流流量為8.5 m3/s 時，胸墻底孔由明流轉(zhuǎn)變?yōu)檠蜎]孔流，壓力管道進口水面波動為0.21 m，較原方案減小了0.17 m，說明減小胸墻底孔口高度可增強其平抑水面波動的功能。但三孔開啟過流流量為38 m3/s 時該方案的上游渠道水位較原方案升高了0.07 m，表明減小胸墻底孔孔口高度會降低進口段在設(shè)計最大流量下的過流能力。

考慮到壓力管道進口處水面波動幅值對該處流態(tài)及壓力管道運行的不利影響總體較小，維持原方案的胸墻底孔口布置形式不變。

3 糙率變化對工程安全運行的敏感性分析

本倒虹吸工程壓力管道全長71.87 km，埋管段長度為70.85 km，占壓力管道總長度的98.58%，因此管道糙率變化對工程運行的影響不容忽視［10，11］。目前國內(nèi)已建工程中，大口徑PCCP 管糙率一般在0.011 0～0.012 5 之間，鋼管糙率為0.009 5～0.011 5。若實際糙率大于設(shè)計糙率，可能引起工程過流能力不足；若實際糙率小于設(shè)計糙率，可能引起壓力管道進口淹沒深度不滿足要求。

3.1 糙率變化對過流能力的影響

為核定最大過流能力，管材按可能最大糙率取值，其中PC?CP 管糙率按0.012 5 取值，鋼管糙率取0.011 5。當(dāng)設(shè)計最大過流流量38 m3/s 時，總水頭損失為16.01 m，較總水頭損失設(shè)計值14.99 m 大1.02 m，此時上游渠道水位值為144.36 m，仍低于上游渠道頂高程144.60 m，說明即使在最大糙率條件下管道過流能力依然滿足設(shè)計要求。

3.2 糙率變化對壓力管道進口淹沒深度的影響

當(dāng)兩邊孔開啟及過流流量為15.5 m3/s時，PCCP管采用設(shè)計糙率0.011 9 時，壓力管道進口淹沒深度大于最小淹沒深度；若PCCP 管糙率減小為0.011 0，管道水頭損失較設(shè)計值減小0.89 m，此時壓力管道進口淹沒深度小于最小淹沒深度，不滿足工程安全運行要求。

在實際工程中，當(dāng)在糙率取值范圍內(nèi)選取合適的值進行計算分析時，管道過流能力和進口淹沒水深均可滿足設(shè)計要求。由糙率變化引起的不確定性是很多類似工程難點所在［12，13］，本工程PCCP 管道糙率細微變化都可能導(dǎo)致壓力管道水頭損失較設(shè)計值出現(xiàn)較大差異，從而帶來工程過流能力不足或壓力管道進口處淹沒深度不夠等問題，設(shè)計應(yīng)予以足夠重視，加強安全監(jiān)測分析。

4 下游渠末節(jié)制閘緊急關(guān)閉對上游水位的影響

倒虹吸工程穩(wěn)態(tài)運行過程中，當(dāng)遭遇突發(fā)事件時下游渠道末端節(jié)制閘緊急關(guān)閉后，渠道內(nèi)壅水波引起的涌浪是否漫過渠頂亦為設(shè)計所關(guān)注的重點之一［14，15］。試驗選取三孔全開工況，設(shè)計最大過流量流量38 m3/s時，觀測了下游渠末端節(jié)制閘緊急關(guān)閉后的壅水波傳播及爬坡高程。下游渠道內(nèi)布設(shè)的4支波高傳感器分別沿渠道中心線布設(shè)于節(jié)制閘上游23、68、146 和226 m。

試驗結(jié)果表明，下游渠道末端節(jié)制閘緊急關(guān)閉后，該處形成的壅水波向上游傳播，同時渠道水位波動上升，側(cè)堰由間歇性過流轉(zhuǎn)變?yōu)槌掷m(xù)過流直至穩(wěn)定過流。圖6給出了節(jié)制閘關(guān)閉時間為6.5 s時上游226 m（距離倒虹吸出口斷面84 m）斷面波高過程線。

圖6 節(jié)制閘關(guān)閉時間為6.5 s時上游226 m斷面波高過程線Fig.6 The wave height at the upstream section 226 m for the closure time 6.5 s of the controlling gate

從圖6 中可以看，壅水波首波的波高隨節(jié)制閘關(guān)閉時間的加長而減小，其爬坡高程亦隨之降低，但渠內(nèi)波浪爬坡最高高程變化不大。節(jié)制閘關(guān)閉時間分別為6.5 和40 s 時，渠內(nèi)首波波高分別為0.22、0.12 m，波浪爬坡最高高程分別為129.02 和129.01 m，均低于渠頂高程129.31 m，未見漫堤現(xiàn)象。節(jié)制閘關(guān)閥過程中，由于傳播到倒虹吸部位的水位最大波幅值不超過0.2 m，除了沿程壓力略有變化外，對流態(tài)和流速等影響不明顯。

5 結(jié) 語

通過物理模型試驗對平原地區(qū)長距離大型輸渠道三孔倒虹吸工程關(guān)鍵問題進行了研究，主要結(jié)論如下。

（1）在三孔不同調(diào)度方式條件下，倒虹吸進口段各部位隨流量變化與運行調(diào)度方式調(diào)整呈現(xiàn)不同的流態(tài)。當(dāng)過流流量小于設(shè)計流量運行時，中間孔過流量遠大于兩邊孔，分流不均現(xiàn)象嚴(yán)重，一級消力池胸墻上游觀察到間歇性表面漩渦出現(xiàn)。

（2）通過在閘前漸變段采取底坎+整流池方案，可兼顧滿足兩側(cè)孔和三孔開啟時各孔進流均勻穩(wěn)定的要求，消除了兩側(cè)孔過流時主流左右擺動和三孔過流時中間孔集中進流的流態(tài)，對工程過流能力沒有影響。

（3）長距離PCCP 管道輸水工程實際糙率相與設(shè)計糙率即使發(fā)生細微變化均可導(dǎo)致壓力管道水頭損失較設(shè)計值出現(xiàn)較大差異，進而帶來工程過流能力不足或壓力管道進口處淹沒深度不夠等問題，設(shè)計應(yīng)予以足夠重視，加強安全監(jiān)測分析?！?/p>