渠江金盘子船闸输水系统水力学原型观测研究

刘平昌，周家俞，王召兵，丁甡奇

(重庆交通大学西南水运工程科学研究所，重庆 400016)

金盘子航电枢纽是渠江8个梯级渠化工程的最后1个梯级。枢纽建成后可形成42 km的4级深水航道，500 t级的船队可从达县直抵重庆。

该枢纽由大坝、船闸、电站3部分组成。船闸布置在左岸。有效尺度长×宽×槛上水深为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，最大设计水头19.04 m。输水系统采用闸底长廊道侧向支孔型式，明沟消能。上、下闸首工作阀门均采用反向弧形门，设计断面尺寸为两个2.2 m×2.2 m(宽×高)，闸室内主廊道断面尺寸为两个2.2 m ×3.0 m(宽 × 高)。

上游进水口在每侧导墙上布置4个垂直支孔，其断面尺寸为 2.2 m ×3.0 m(宽 × 高)，廊道进口顶高程为258.73 m，其淹没水深为11.27 m，两侧进水口均在引航道内取水，输水系统布置如图1。

由于本船闸设计水头较高，为解决设计过程中有关输水系统及阀门水力学问题，西南水运工程科学研究所对该船闸进行了输水系统模型试验、输水阀门抗空化设计、闸室长度缩短为120 m后的输水特性数学模型计算研究等工作［1－3］。解决了本船闸输水系统布置及其有关水力学问题，保证了工程的顺利施工。

为了论证金盘子船闸模型水力学试验研究成果以及数学模型计算参数的正确性，进一步积累高水头船闸输水系统的运行经验，对该船闸输水系统水力学进行原型观测。

图1 金盘子船闸输水系统布置Fig.1 Water system arrangement of Jinpanzi lock

1 原体观测的内容、设备及方法

1.1 原体观测的内容

1)原体观测的上游水位为267.89 m，下游水位为251.93 m，水头为15.96 m;

2)充、泄水时，船闸进、出口、闸室内的流态;

3)输水系统的水力特性［h=f(t)、Q=f(t)、μ=f(t)、a=f(t)］;

4)输水系统廊道压力变化;

5)闸室内船舶系缆力。

1.2 观测设备及方法

闸室充、泄水时的闸室水位和输水廊道压力的观测均是采用S2-4型的电阻式渗压计测定;闸室内船舶缆绳拉力是采用BLR-1型拉力传感器测定，上述水压力和拉力均转换为电流，通过DH-5920动态信号分析仪进行放大，并由其模拟讯号转换成数字讯号，由计算机实时监测记录，分析软件进行处理，输水系统测压点布置如图1。

由于上、下闸首阀门的启闭无法同步，其阀门高度仅分别开至1.6，1.8 m。对上闸首工作阀门双、单边启闭过程进行静、动水测定，结果如表1。

表1 上闸首工作阀门(反弧门)开度历时Table 1 Opening diachronic table of work on the upper gate valve(reverse tainter valve)

由于下闸首两个工作阀门不同步，观测前，实测了左、右阀门开至高度1.8 m的时间，分别为左阀为165 s，右阀为 64 s。

2 观测成果及分析

2.1 上、下闸首进、出口及闸室流态观察

2.1.1 上游进水口流态

在船闸双边阀门充水过程中，上游左侧导墙进水口前出现凹陷表面旋涡，未吸气。旋涡最大直径约为1.5 m;最大水面跌落约30 cm。

2.1.2 闸室内流态

由于上闸首两侧工作阀门不同步，左侧阀门提升较右侧快，因此，当阀门双边开启充水时，在闸室内左侧消能沟上方的水流翻涌较右侧大;随着阀门开度逐渐增大，其两侧出流的差别也有所加大;由于闸室底主廊道中间隔墙开孔串通，一定程度上改善了左、右侧水流的不对称性;左、右阀门均开至1.6 m高度时，闸室内两侧消能沟内的水流翻涌情况才接近。在左阀门单边充水过程中，由于闸室底主廊道隔墙开孔串通，闸室内的水流横向分配尚为均匀。

另外，由于本船闸出水段布置在闸室中部，充水过程中，除了出水段内两侧水流不对称引起的交错旋转外，同时在闸室内上、下两端均出现不同程度的水流旋转。且发现上、下端静水区悬淤质泥沙淤积较为严重。

2.1.3 下闸首出口及引航道内流态

如前所述，由于下闸首左、右阀门开启不同步，右阀快，左阀慢。因此，在阀门开启初期的一时段，出口右侧的水流翻涌始终大于左侧，最大水面涌高约为0.3～0.4 m，随着阀门开启高度的逐渐增大，其差别逐渐减小，当双边阀门全部开启至1.8 m时，两廊道出口水流基本一致，下泄水流扩散较快，下引航道内水流分布较为均匀。

2.2 闸室充、泄水水力特性

2.2.1 充、泄水水力指标

实测的闸室充泄水时间、最大流量、最大水面上升速度、流量系数、水位等资料如表2。

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

原体观测时的阀门开启工况与模型试验、数模计算相差较大，其他水力指标难以比较。用相同开度情况下的流量系数比较结果见表3。资料表明，原型较模型充、泄水的流量系数增大12% ～16%左右。

表3 实测与模型试验、数模计算的流量系数μ比较Table 3 Comparison between flow coefficients μ got by prototype，model test and numeric simulation model

2.2.2 闸室充、泄水惯性超高和超降

实测双边阀门开启充、泄时的超高、超降值。同时根据原观实测上下阀门开度的流量系数μ及面积ω，用式(1)计算了闸室充、泄水的惯性超高、超降，见表4。

式中:μ为输水系统流量系数;ω为输水阀门段廊道面积;LnP为输水廊道换算长度，充水LnP=95.5 m;泄水LnP=83.2 m;Ω为闸室充、泄水水域面积。

表4 试验实测与计算闸室充泄水超高超降Table 4 Ultra high and super drop in lock chamber filling and emptying of test and computing

从表4可看出，由于闸室充、泄水时，原体实测的超高、超降值与计算值基本吻合。

2.2.3 原、模廊道各段阻力系数比较

表5、表6分别为原型实测和模型试验的廊道各段阻力系数。

表5 双边阀门充水原、模廊道各段阻力系数Table 5 Resistance coefficients of each corridor of culvert in prototype，model test two valve filling

表6 双边阀门泄水原、模廊道各段阻力系数Table 6 Resistance coefficients of each corridor of culvert in prototype，model test on two valve emptying

从表5、表6结果看，无论是闸室充水、泄水，除支孔出水段外，其余各段廊道的阻力系数原型实测均小于模型试验值，其幅度一般在24% ～33%，而支孔出水段的阻力系数原型实测与模型试验值几乎一致。其主要原因是原体施工时，改变了支孔型式，减小了出水孔总面积与主廊道面积比。模型试验时，闸底主廊道上的侧支孔布置为方形孔，出水孔总面积与主廊道面积比为1.03;而原体施工时侧支孔布置为圆形孔，出水段长度基本不变，出水孔总面积与主廊道面积比为0.80，因此，原体该段廊道阻力系数没有减小。

2.3 输水廊道压力

为了解在充、泄水过程中，廊道各部位的压力变化，原设计在左侧廊道的各部位考虑共安装14个压力传感器。由于施工原因，最后能使用的为7根传感器数据。

2.3.1 充、泄水阀门后廊道压力

测压点均布置在充、泄水阀门后2.3 m的反坡段廊道顶部、检修门后0.5 m处。充、泄水时，阀门后的压力产生明显的下降和脉动。双边阀门充水一开始，上闸首阀门后P5测点的最低压力出现在阀门开度n=0.46时段，其值为－0.237 m，该时段压力脉动的最大幅值为1.8 m;单边阀门充水时，P5测点的最低压力值为－0.744 m。下闸首双边阀门泄水时的P13测点的最低压力出现在阀门开度n=0.53时段，其值为－4.475 m;该时段的压力脉动的最大幅值为2.6 m，单泄时最低压力－4.823 m。实测的部分廊道压力变化曲线见图2。

图2 廊道压力变化曲线Fig.2 Pressure variation curve of gallery

造成双、单边泄水阀门后廊道压力较低的原因:①充泄水阀门开启时间tvcp=2.5 min的速度;快于模型试验和数模计算tv=6 min情况;②原体流量系数较模型试验大12%～16%而导致其压力降低。

2.3.2 阀门开启tv为6 min原型廊道压力及空化情况分析

由于本次观测期间，阀门开启时间无法调试到6 min。为此，根据原型实测的流量系数等资料，在设计水位组合情况下，用数学模型计算了阀门开启tv为6 min原型廊道压力及空化情况，计算结果见表7。考虑本船闸阀门廊道后体型(门后廊道扩大比)与葛州坝2#船闸相近，对照表7本船闸阀门底缘工作空化数k可看出，两者较为接近。据此分析，在设计水位270.00～250.96 m组合、阀门开启 tv=6 min情况下，船闸双、单边充、泄水阀门后廊道底缘不会产生空化或强烈空化。

表7 输水阀门底缘空化数水位组合(270.00～250.96 m)Table 7 Cavitations numerical of bottom in delivery valve level of water(270.00 －250.96 m)

2.3 闸室内船舶停泊条件

试验是采用现有的两种船舶、单边、单点系缆情况下进行的。一种船舶尺度为19.45 m×3.74 m×1.02 m(长 × 宽 × 满载型深)，空载型深 0.3 ～0.5 m，满载排水量80 t，空载排水量40 t;另一种为工作船，尺度为14 m ×2.5 m ×0.3 m(长 × 宽 × 空载型深)，空载排水量12 t。实测结果表明:闸室充水过程中，双边阀门开启80 t船舶的缆绳最大纵向力为45 kg，最大横向力为75 kg;单边阀门开启船舶的缆绳最大纵向力为68 kg，最大横向力为105 kg，均在设计规范要求的允许范围之内。由于闸室后期充水较慢，惯性超高不大，当上闸首人字门打开时，船舶缆绳拉力没有明显增大。

由于船舶的系缆方式与模型中测定缆绳拉力的系泊条件不同，但船舶停泊条件的趋势与模型试验资料基本一致。这种系缆方法也较真实反映了这类船舶过闸时的系缆情况。因此，本次原型观测到的船舶系缆力资料，具有实际参考价值。

3 结论与建议

1)在充水过程中，进水口前水面仅出现表面旋转及局部降落。与船闸整体模型试验时的流态基本相似。

2)原观成果表明，原型的流量系数较模型大12% ～16%，其原因主要是原、模输水廊道糙率确定的差异、水流所处的紊流流区不同及孔口雷诺数等因素引起的缩尺影响所致。

3)由于原型阀门开启时间与模型试验、数模计算不一致，用原型的流量系数计算结果表明，当在设计水位组合下，阀门开启时间tv=6 min闸室的充、泄水时间、输水廊道最低压力值与模型试验、数模计算的规律基本一致。

4)闸室单边充水时船舶最大系缆力取控制作用。停于闸室内的船舶最大纵向力为68 kg，最大横向力为105 kg;未超出规范允许值。但充水过程中，由于出水段集中于闸室中部，水流紊动导致船舶横向位移较为明显;因此，建议在今后的运行管理中，对过闸小船一定要求系好缆，以策安全。

5)阀门双、单边充水时，门后反坡段顶部的压力负压较小;阀门双、单边泄水时瞬时最低压力分别为－4.475，－4.823 m。显然，其压力均已超过规范允许的负压值。经观测资料分析，下闸首阀门开启速度快于设计、试验研究要求的tv≥6 min速度，另外，门楣通气孔有可能堵塞。须及时处理疏通。门楣通气管疏通后，则也须采用设计要求的tv＞6 min阀门匀速开启方式。

6)为了更好地改善闸室的停泊条件及阀门工作条件，建议运行管理单位尽快按设计条件的阀门同步开启时间(tv≥6 min)进行调试。

［1］韦代君，刘平昌，彭再萍.渠江金盘子枢纽工程船闸水工模型试验报告［R］.重庆:重庆西南水运工程科学研究所，1992.

［2］刘平昌，王云莉，王召兵.渠江金盘子船闸输水阀门抗空化设计研究报告［R］.重庆:重庆西南水运工程科学研究所，1999.

［3］刘平昌，王云莉，王召兵.渠江金盘子航电枢纽工程船闸输水系统数学模型计算分析报告［R］.重庆:重庆西南水运工程科学研究所，1999.

［4］刘平昌，丁甡奇，王召兵.渠江金盘子船闸输水系统水力学原型观测报告［R］.重庆:重庆西南水运工程科学研究所，2007.

［5］JTJ 306—2001船闸输水系统设计规范［S］.北京:人民交通出版社，2001.

［6］包钢鑑，须清华.葛洲坝2号船闸输水系统水力学原型观测报告［R］.南京:南京水利科学研究所，1982.

［7］连恒铎，须清华.浙江七里垅船闸原体水力学观测小结［R］.南京:南京水利科学研究所，1977.