渠江金盤子船閘輸水系統水力學原型觀測研究

劉平昌，周家俞，王召兵，丁甡奇

(重慶交通大學西南水運工程科學研究所，重慶 400016)

金盤子航電樞紐是渠江8個梯級渠化工程的最后1個梯級。樞紐建成后可形成42 km的4級深水航道，500 t級的船隊可從達縣直抵重慶。

該樞紐由大壩、船閘、電站3部分組成。船閘布置在左岸。有效尺度長×寬×檻上水深為120 m ×12 m ×2.5 m，上游最高通航水位 270.00 m，下游最低通航水位250.96 m，最大設計水頭19.04 m。輸水系統采用閘底長廊道側向支孔型式，明溝消能。上、下閘首工作閥門均采用反向弧形門，設計斷面尺寸為兩個2.2 m×2.2 m(寬×高)，閘室內主廊道斷面尺寸為兩個2.2 m ×3.0 m(寬 × 高)。

上游進水口在每側導墻上布置4個垂直支孔，其斷面尺寸為 2.2 m ×3.0 m(寬 × 高)，廊道進口頂高程為258.73 m，其淹沒水深為11.27 m，兩側進水口均在引航道內取水，輸水系統布置如圖1。

由于本船閘設計水頭較高，為解決設計過程中有關輸水系統及閥門水力學問題，西南水運工程科學研究所對該船閘進行了輸水系統模型試驗、輸水閥門抗空化設計、閘室長度縮短為120 m后的輸水特性數學模型計算研究等工作［1－3］。解決了本船閘輸水系統布置及其有關水力學問題，保證了工程的順利施工。

為了論證金盤子船閘模型水力學試驗研究成果以及數學模型計算參數的正確性，進一步積累高水頭船閘輸水系統的運行經驗，對該船閘輸水系統水力學進行原型觀測。

圖1 金盤子船閘輸水系統布置Fig.1 Water system arrangement of Jinpanzi lock

1 原體觀測的內容、設備及方法

1.1 原體觀測的內容

1)原體觀測的上游水位為267.89 m，下游水位為251.93 m，水頭為15.96 m;

2)充、泄水時，船閘進、出口、閘室內的流態;

3)輸水系統的水力特性［h=f(t)、Q=f(t)、μ=f(t)、a=f(t)］;

4)輸水系統廊道壓力變化;

5)閘室內船舶系纜力。

1.2 觀測設備及方法

閘室充、泄水時的閘室水位和輸水廊道壓力的觀測均是采用S2-4型的電阻式滲壓計測定;閘室內船舶纜繩拉力是采用BLR-1型拉力傳感器測定，上述水壓力和拉力均轉換為電流，通過DH-5920動態信號分析儀進行放大，并由其模擬訊號轉換成數字訊號，由計算機實時監測記錄，分析軟件進行處理，輸水系統測壓點布置如圖1。

由于上、下閘首閥門的啟閉無法同步，其閥門高度僅分別開至1.6，1.8 m。對上閘首工作閥門雙、單邊啟閉過程進行靜、動水測定，結果如表1。

表1 上閘首工作閥門(反弧門)開度歷時Table 1 Opening diachronic table of work on the upper gate valve(reverse tainter valve)

由于下閘首兩個工作閥門不同步，觀測前，實測了左、右閥門開至高度1.8 m的時間，分別為左閥為165 s，右閥為 64 s。

2 觀測成果及分析

2.1 上、下閘首進、出口及閘室流態觀察

2.1.1 上游進水口流態

在船閘雙邊閥門充水過程中，上游左側導墻進水口前出現凹陷表面旋渦，未吸氣。旋渦最大直徑約為1.5 m;最大水面跌落約30 cm。

2.1.2 閘室內流態

由于上閘首兩側工作閥門不同步，左側閥門提升較右側快，因此，當閥門雙邊開啟充水時，在閘室內左側消能溝上方的水流翻涌較右側大;隨著閥門開度逐漸增大，其兩側出流的差別也有所加大;由于閘室底主廊道中間隔墻開孔串通，一定程度上改善了左、右側水流的不對稱性;左、右閥門均開至1.6 m高度時，閘室內兩側消能溝內的水流翻涌情況才接近。在左閥門單邊充水過程中，由于閘室底主廊道隔墻開孔串通，閘室內的水流橫向分配尚為均勻。

另外，由于本船閘出水段布置在閘室中部，充水過程中，除了出水段內兩側水流不對稱引起的交錯旋轉外，同時在閘室內上、下兩端均出現不同程度的水流旋轉。且發現上、下端靜水區懸淤質泥沙淤積較為嚴重。

2.1.3 下閘首出口及引航道內流態

如前所述，由于下閘首左、右閥門開啟不同步，右閥快，左閥慢。因此，在閥門開啟初期的一時段，出口右側的水流翻涌始終大于左側，最大水面涌高約為0.3～0.4 m，隨著閥門開啟高度的逐漸增大，其差別逐漸減小，當雙邊閥門全部開啟至1.8 m時，兩廊道出口水流基本一致，下泄水流擴散較快，下引航道內水流分布較為均勻。

2.2 閘室充、泄水水力特性

2.2.1 充、泄水水力指標

實測的閘室充泄水時間、最大流量、最大水面上升速度、流量系數、水位等資料如表2。

表2 閘室充、泄水水力特性值Table 2 Characteristic value of lock chamber filling and emptying flow

原體觀測時的閥門開啟工況與模型試驗、數模計算相差較大，其他水力指標難以比較。用相同開度情況下的流量系數比較結果見表3。資料表明，原型較模型充、泄水的流量系數增大12% ～16%左右。

表3 實測與模型試驗、數模計算的流量系數μ比較Table 3 Comparison between flow coefficients μ got by prototype，model test and numeric simulation model

2.2.2 閘室充、泄水慣性超高和超降

實測雙邊閥門開啟充、泄時的超高、超降值。同時根據原觀實測上下閥門開度的流量系數μ及面積ω，用式(1)計算了閘室充、泄水的慣性超高、超降，見表4。

式中:μ為輸水系統流量系數;ω為輸水閥門段廊道面積;LnP為輸水廊道換算長度，充水LnP=95.5 m;泄水LnP=83.2 m;Ω為閘室充、泄水水域面積。

表4 試驗實測與計算閘室充泄水超高超降Table 4 Ultra high and super drop in lock chamber filling and emptying of test and computing

從表4可看出，由于閘室充、泄水時，原體實測的超高、超降值與計算值基本吻合。

2.2.3 原、模廊道各段阻力系數比較

表5、表6分別為原型實測和模型試驗的廊道各段阻力系數。

表5 雙邊閥門充水原、模廊道各段阻力系數Table 5 Resistance coefficients of each corridor of culvert in prototype，model test two valve filling

表6 雙邊閥門泄水原、模廊道各段阻力系數Table 6 Resistance coefficients of each corridor of culvert in prototype，model test on two valve emptying

從表5、表6結果看，無論是閘室充水、泄水，除支孔出水段外，其余各段廊道的阻力系數原型實測均小于模型試驗值，其幅度一般在24% ～33%，而支孔出水段的阻力系數原型實測與模型試驗值幾乎一致。其主要原因是原體施工時，改變了支孔型式，減小了出水孔總面積與主廊道面積比。模型試驗時，閘底主廊道上的側支孔布置為方形孔，出水孔總面積與主廊道面積比為1.03;而原體施工時側支孔布置為圓形孔，出水段長度基本不變，出水孔總面積與主廊道面積比為0.80，因此，原體該段廊道阻力系數沒有減小。

2.3 輸水廊道壓力

為了解在充、泄水過程中，廊道各部位的壓力變化，原設計在左側廊道的各部位考慮共安裝14個壓力傳感器。由于施工原因，最后能使用的為7根傳感器數據。

2.3.1 充、泄水閥門后廊道壓力

測壓點均布置在充、泄水閥門后2.3 m的反坡段廊道頂部、檢修門后0.5 m處。充、泄水時，閥門后的壓力產生明顯的下降和脈動。雙邊閥門充水一開始，上閘首閥門后P5測點的最低壓力出現在閥門開度n=0.46時段，其值為－0.237 m，該時段壓力脈動的最大幅值為1.8 m;單邊閥門充水時，P5測點的最低壓力值為－0.744 m。下閘首雙邊閥門泄水時的P13測點的最低壓力出現在閥門開度n=0.53時段，其值為－4.475 m;該時段的壓力脈動的最大幅值為2.6 m，單泄時最低壓力－4.823 m。實測的部分廊道壓力變化曲線見圖2。

圖2 廊道壓力變化曲線Fig.2 Pressure variation curve of gallery

造成雙、單邊泄水閥門后廊道壓力較低的原因:①充泄水閥門開啟時間tvcp=2.5 min的速度;快于模型試驗和數模計算tv=6 min情況;②原體流量系數較模型試驗大12%～16%而導致其壓力降低。

2.3.2 閥門開啟tv為6 min原型廊道壓力及空化情況分析

由于本次觀測期間，閥門開啟時間無法調試到6 min。為此，根據原型實測的流量系數等資料，在設計水位組合情況下，用數學模型計算了閥門開啟tv為6 min原型廊道壓力及空化情況，計算結果見表7。考慮本船閘閥門廊道后體型(門后廊道擴大比)與葛州壩2#船閘相近，對照表7本船閘閥門底緣工作空化數k可看出，兩者較為接近。據此分析，在設計水位270.00～250.96 m組合、閥門開啟 tv=6 min情況下，船閘雙、單邊充、泄水閥門后廊道底緣不會產生空化或強烈空化。

表7 輸水閥門底緣空化數水位組合(270.00～250.96 m)Table 7 Cavitations numerical of bottom in delivery valve level of water(270.00 －250.96 m)

2.3 閘室內船舶停泊條件

試驗是采用現有的兩種船舶、單邊、單點系纜情況下進行的。一種船舶尺度為19.45 m×3.74 m×1.02 m(長 × 寬 × 滿載型深)，空載型深 0.3 ～0.5 m，滿載排水量80 t，空載排水量40 t;另一種為工作船，尺度為14 m ×2.5 m ×0.3 m(長 × 寬 × 空載型深)，空載排水量12 t。實測結果表明:閘室充水過程中，雙邊閥門開啟80 t船舶的纜繩最大縱向力為45 kg，最大橫向力為75 kg;單邊閥門開啟船舶的纜繩最大縱向力為68 kg，最大橫向力為105 kg，均在設計規范要求的允許范圍之內。由于閘室后期充水較慢，慣性超高不大，當上閘首人字門打開時，船舶纜繩拉力沒有明顯增大。

由于船舶的系纜方式與模型中測定纜繩拉力的系泊條件不同，但船舶停泊條件的趨勢與模型試驗資料基本一致。這種系纜方法也較真實反映了這類船舶過閘時的系纜情況。因此，本次原型觀測到的船舶系纜力資料，具有實際參考價值。

3 結論與建議

1)在充水過程中，進水口前水面僅出現表面旋轉及局部降落。與船閘整體模型試驗時的流態基本相似。

2)原觀成果表明，原型的流量系數較模型大12% ～16%，其原因主要是原、模輸水廊道糙率確定的差異、水流所處的紊流流區不同及孔口雷諾數等因素引起的縮尺影響所致。

3)由于原型閥門開啟時間與模型試驗、數模計算不一致，用原型的流量系數計算結果表明，當在設計水位組合下，閥門開啟時間tv=6 min閘室的充、泄水時間、輸水廊道最低壓力值與模型試驗、數模計算的規律基本一致。

4)閘室單邊充水時船舶最大系纜力取控制作用。停于閘室內的船舶最大縱向力為68 kg，最大橫向力為105 kg;未超出規范允許值。但充水過程中，由于出水段集中于閘室中部，水流紊動導致船舶橫向位移較為明顯;因此，建議在今后的運行管理中，對過閘小船一定要求系好纜，以策安全。

5)閥門雙、單邊充水時，門后反坡段頂部的壓力負壓較小;閥門雙、單邊泄水時瞬時最低壓力分別為－4.475，－4.823 m。顯然，其壓力均已超過規范允許的負壓值。經觀測資料分析，下閘首閥門開啟速度快于設計、試驗研究要求的tv≥6 min速度，另外，門楣通氣孔有可能堵塞。須及時處理疏通。門楣通氣管疏通后，則也須采用設計要求的tv＞6 min閥門勻速開啟方式。

6)為了更好地改善閘室的停泊條件及閥門工作條件，建議運行管理單位盡快按設計條件的閥門同步開啟時間(tv≥6 min)進行調試。

［1］韋代君，劉平昌，彭再萍.渠江金盤子樞紐工程船閘水工模型試驗報告［R］.重慶:重慶西南水運工程科學研究所，1992.

［2］劉平昌，王云莉，王召兵.渠江金盤子船閘輸水閥門抗空化設計研究報告［R］.重慶:重慶西南水運工程科學研究所，1999.

［3］劉平昌，王云莉，王召兵.渠江金盤子航電樞紐工程船閘輸水系統數學模型計算分析報告［R］.重慶:重慶西南水運工程科學研究所，1999.

［4］劉平昌，丁甡奇，王召兵.渠江金盤子船閘輸水系統水力學原型觀測報告［R］.重慶:重慶西南水運工程科學研究所，2007.

［5］JTJ 306—2001船閘輸水系統設計規范［S］.北京:人民交通出版社，2001.

［6］包鋼鑑，須清華.葛洲壩2號船閘輸水系統水力學原型觀測報告［R］.南京:南京水利科學研究所，1982.

［7］連恒鐸，須清華.浙江七里垅船閘原體水力學觀測小結［R］.南京:南京水利科學研究所，1977.