设计施工 ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２—２４６９．２０１７．１２．０４０ 水利规划与设计 ２０１７年第１２期 泄水建筑物斜向进水消力井井深设计研究 罗云红，邱 勇，李生蕴，张必师，李 鑫 （云南农业大学水利学院，云南昆明６５０２０１） 摘要：对布置于地形陡峻、河谷狭窄的山区泄水建筑物，圆形消力井能够很好地适应下游地形变化，使得下泄水 流平顺归河。文章通过水工模型试验，研究斜向进水条件下，消力井井深变化时，其底板冲击压强、脉动压强的 变化规律，以及底板压强脉动的不均匀性和频谱特性。成果表明：消力井水垫对涡体尺度的阻滞及吸收射流动能 的作用是井流消能的主要原因。在试验泄洪功率奈件下，消力井井深由３０ｃｍ增加到４０ｅｍ时，底板动水压强呈 衰减趋势；井深增加至５０ｃｍ时，底板脉动压强值虽然继续降低，但降幅明显减小。 关键词：底板脉动压强；井深；斜向进水；消力井 中图分类号：ＴＶ１３１．６ 文献标识码：Ｂ 文章编号：１６７２—２４６９（２０１７）１２—０１３９一Ｏ４ 消力井作为一种新颖的消能工布置型式，可以 很好地适应深山峡谷地区高水头泄水建筑物的地形 变化。文献［１］根据水工模型试验研究，分析竖井 溢洪道消力井井深变化对井壁和底板压强的影响。 文献［２］依托实际工程，重点分析了旋流式竖井泄 洪洞不同衔接段体型对竖井底板压强的影响，并得 出推荐体型的消力井深度；文献［６］通过模型试验 对旋流式竖井泄洪洞不同井深下竖井底板的压强分 出口尾水渠 布特性、水流紊动特性进行研究，给出消力井的合 理井深建议值。上述研究都是针对竖向进水溢洪道 或旋流式竖井泄洪洞消力井，进水均为竖直方向， 不能直接用于山区泄水建筑物斜向进水消力井的体 型设计。 （ａ）消力井平面体型图 ｘ－７０．７６５ 一 ｘ－ｙ０．５００ １ 试验方案 消力井进口接底坡ｉ＝１：１．５的泄槽（Ｂ＝ １５ｅｍ），内直径５８ｃｍ，出口尾水渠和泄槽轴线呈正 消力井： 井底板： ｘ－７￣Ｏ．０００ 交布置，宽度２５ｃｍ，设置为平坡，底板高程 ０．５０ｍ（与泄槽末端高程一致），详见图１。 试验方案考虑消力井底板位于不同高程：方案 一（ｂ）消力井纵断面图（Ｉ—Ｉ） 图１斜向进水消力井体型图（单位：ｍｍ） 井深Ｔ＝３０ｃｍ、方案二井深Ｔ＝４０ｃｍ、方案三井 ３位于下游侧（图２）。 ２．１ 消力井水流结构分区 深Ｔ＝５０ｃｍ。 根据水流流态，沿射流轴线方向，将消力井内 ２试验成果分析 沿射流方向，以消力井圆心为中心，在消力井 底板等间距（７．５ｃｍ）布置７个测点：井中心为０ 点；测点一３、一２、一１位于上游侧；测点１、２、 收稿日期：２０１７・１０－２３ 基金项目：国家大学生创新创业训练计划项目（２０１６１０６７６０１０）。 作者简介：罗云红（１９９４年一），女，本科生。 通信作者：邱勇（１９７１年一），男，教授，硕士导师。 ・ｌ３９・ ２０１７年第１２期 水利规划与设计 设计施工 水流结构划分为：冲击区、上附壁射流区、下附壁 射流区和底部潜流区（图２）。 冲击区：入射水流斜向进入消力井，在上部水 体作用下，水股出现向下偏折，冲击到消力井边壁 后，形成向四周扩散的附壁射流。 上附壁射流：射流冲击到消力井边壁，向上形 成上附壁射流，并在消力井表面形成明显的水突和 表面旋滚。 下附壁射流：射流冲击到消力井边壁，大部分 水体沿井壁向下形成下附壁射流。 底部潜流：下附壁射流，在靠近角隅附近发生 方向偏转，出现底板反向潜流，在潜流和入射水股 之间形成翻卷的下部旋滚。 上附壁射流 下部旋滚 底部潜流 ｝下附壁射流 图２消力井水流结构分区示意图 ２．２底板脉动压强分析 ２．２．１ 冲击压强 冲击区主流极易发生强烈紊动和不稳定摆动， 其影响范围内的水流脉动强度往往最大。对于实际 工程，研究者更注重影响底板安全性的冲击压强分 布规律及梯度变化。 在反向流动的底部潜流作用下，底板各测点动 水压强呈现消力井中心点上游侧小于下游侧（射流 冲击区下方）的规律。 根据试验，得到Ｑ＝６Ｌ／ｓ、１２Ｌ／ｓ、１８Ｌ／ｓ三组 流量下底板的时均压强，考虑消力井内紊动水深平 均值影响，得到底板各测点冲击压强见表１。 由表１可以看出，相同流量情况下，底板冲击 压强随井深增大而减小；相同底板高程，底板冲击 压强随流量的增大而增大。此外，不同方案的底板 最大冲击压强均出现在消力井中心点下游侧的井边 缘处，其原因在于：测点３位于冲击区下方，受下 附壁射流影响，测点压强值叠加了一定的流速 水头。 ．１ ４０・ 表１消力井底板冲击压强 单位：ｋＰａ 流量Ｑ 井深Ｔ 测点编号 Ｌ（ｓ） （ｅｍ） ３ —２ —１ Ｏ ｌ ２ ３ ６ ３０ ３．３００ ３．２１２ ３．１１９ ３．１９９ ３．２７２ ３．４３０ ３．５０２ ｌ １ ４０ ２．１９２ ２．１８９ ２．０６４ ２．０７９ ２．０９５ ２ ｌ２５ ２．２４ｌ ２．６７ｍ／ｓ１ ５０ １．４２８ １．４１９ １．４６４ １．４８８ １．５１５ ｌ＿５３ｌ １．６ｌ７ ３０ ３．６５０ ３．６ｌＯ ３．５００ ３．６８３ ３．８１Ｏ ３．９２０ ４．１ＯＯ ｌ２ （ ｌ： ４０ ２．３５０ ２．２９９ ２．２８６ ２．３７９ ２．２９７ ２．３１２ ２．４３２ ３．７１ｍ／ｓ） ５０ １．５ｌｌ １．５０９ １．４９６ １．５１５ １．５４７ １．５７８ １ ７ｌＯ １８ ３０ ３．９８６ ３．９８０ ３．８６６ ３．９４１ ４．０６４ ４．１８４ ４．３００ Ｌ Ｉ＝ ４０ ２．４７０ ２．４５０ ２．４００ ２．４０５ ２．４３４ ２．５６３ ２．７２７ ４．５０ｍ／ｓ） ５０ １．５７０ １．５５７ １．５２５ １．５３７ １．５７４ １．６０９ １．７７６ 对于Ｑ＝１８Ｌ／ｓ，井深由Ｔ＝３０ｃｍ增加到Ｔ＝ ４０ｃｍ时，消力井下游侧底板冲击压强降幅明显， 达１．４６～１．６３ｋＰａ，井深由Ｔ＝４０ｃｍ增到Ｔ＝ ５０ｃｍ，冲击压强降幅减小，仅为０．８０ｋＰａ左右；下 泄流量降低，冲击压强降幅随之减小。但整体而 言，相同流量情况下，井深从Ｔ＝４０ｃｍ增到Ｔ： ５０ｃｍ时，底板冲击压强降幅变小。 ２．２．２ 脉动压强方差 冲击压强变化能够很好地分析消力井底板总体 平均受力情况，但底板脉动压强变化更易造成消力 井底板发生失稳、断裂破坏。由于脉动压强表征消 力井底板动水压强变化的剧烈程度，具有瞬时离散 性质，选择统计分析中的方差作为脉动压强主要幅 值特征能够很好地表达脉动压强波动的剧烈程度。 根据试验，得到射流方向底板各测点脉动压强 方差曲线见图３。 由图３（Ｃ）可看出，流量ｐ：ｌ８Ｌ／ｓ，井深Ｔ： ３０ｅｍ时，水股落点处底板脉动压强方差值最大， 达０．２４；水股落点下游侧，脉动压强方差值有所 降低，为０．１７左右；水股落点上游侧，脉动压强 方差值仅为０．１２左右。表明水股落点附近底板压 强脉动强烈，水股落点上下游侧，底板压强脉动相 对不大。 井深Ｔ＝４０ｃｍ时，由于消力井内水深增加， 在水垫作用下，水股落点处底板脉动压强明显降 低，仅为０．０７；水股落点上、下游侧，脉动压强 方差值相对较大，为０．１０左右。消力井井深继续 增加，底板脉动压强方差值分布基本同井深Ｔ＝ ４０ｃｍ方案的趋势一致，只是数值上有所降低。 设计施工 水利规划与设计 ２０１７年第ｌ２期 ０．２５ ０．２０ ０．１５ ０．１０ ０．Ｏ５ ０．０Ｏ ．３ —２ 一ｌ Ｏ １ ２ ３ （ａ）Ｑ＝６Ｌ／ｓ ０．２５ ０．２０ ０．１５ ｂ Ｏ．１Ｏ ０．０５ ０．Ｏ０ ．３ —２ ．１ ０ １ ２ ３ （ｂ）Ｑ＝１２Ｌ／ｓ ０．２５ ０．２０ ０．１５ ０．１０ ０．０５ Ｏ．ＯＯ （ｃ）Ｑ １８Ｌ／ｓ 图３底板脉动压强方差分布图 随流量减小，消力井底板脉动压强方差值分布 渐趋均匀，数值上渐呈均匀化。 ２．２．３ 脉动压强分布的不均匀性 压强分布的不均匀系数为测点时均压强最大值 与最小值之差和测点时均压强平均值的比值。 根据测试，得到不同流量时底板压强不均匀系 数随井深的变化规律见表２。 表２底板压强分布的不均匀系数￡ 流量Ｑ 井深７＂／ｔｉｎ Ｌ（Ｓ） ３０ ４０ ５０ ６ ０．０２７ ０．０２０ Ｏ．０１８ １２ ０．０４８ ０．０４２ ０．０４１ ｌ８ ０．０７０ ０．０６３ ０．０６２ 由表２可知，Ｑ＝１８Ｌ／ｓ时，消力井井深由 ３０ｅｒａ增加到４０ｃｍ时，不均匀系数８下降明显；井 深进一步增加到５０ｅｒａ，不均匀系数８降幅减小。 在三种不同的流量下，随井深增加，不均匀系数８ 均呈减小趋势，但井深由４０ｃｍ增加到５０ｅｍ的不 均匀系数降幅明显小于井深由３０ｅｒａ增加到４０ｃｍ； 此时，井深由４０ｅｒａ增加到５０ｅｍ的不均匀系数已 趋于均匀。 ２．２．４ 压强脉动的频谱特性 随机过程数据既可以做时域分析，又可以用来 做频域分析。频域分析研究的是随机信号的频率结 构，分析随机信号所包含频率成分的大小和范围。 功率谱密度函数即是随机过程数据在频域分析中的 重要特征参数，它反映了随机过程能量在频率上的 分布情况。 根据试验成果，得到Ｑ＝１８Ｌ／ｓ时测点３底板 压强脉动的功率频谱特性见图４。 Ｈｚ （ａ）井深Ｔ＝３０ｃｍ Ｈｚ （ｂ）井深Ｔ＝４０ｃｍ Ｈｚ （ｃ）井深Ｔ＝５０ｃｍ 图４测点３功率频谱特性图 由图４可知，消力井底板脉动压强功率最大仅 为８．８ｋＰａ 。且随着井深的增加，底板脉动压强功 ・１ ４１・ ２０１７年第１２期 水利规划与设计 设计施工 率谱减小。主要原因是当井内水垫深度增加时，水 垫对涡体尺度的阻滞及吸收射流动能的作用增大， 从而使射流作用于井底的能量减少，但由于消力井 紊流运动尺度较大，仍然消耗了大量能量。图中冲 击压强最大的测点３的优势频率均在０．１ Ｈｚ以内， 表明引起消力井底板压强脉动的能量主要集中在低 频域（１０Ｈｚ以内），这与紊流理论所认为的脉动压 到５０ｃｍ时，尽管井内水流仍然紊乱，但尾水渠出 口水流相对平稳（断面平均流速０．８６ｍ／ｓ），横断面 水深仅相差３～４ｃｍ。 ３ 结语 针对山区水库狭窄地形条件，通过水工模型试 验，研究泄水建筑物斜向进水消力井底板脉动压强 和井深变化的关系，得出结论：井深从３０ｅｒａ增加 到４０ｃｍ时，底板时均冲击压强、脉动压强方差以 强主要是由大振幅、低频率的大尺度涡旋所引起结 论相一致，其脉动相对于建筑物发生同步的概率很 小，不会引起过水建筑物的共振。 ２．３ 消能率 及脉动水压强不均匀系数、功率频谱均明显降低； 井深从４０ｅｍ增加到５０ｃｍ时，底板时均冲击压强、 脉动压强方差以及不均匀系数、功率频谱进一步下 选择消力井进口断面（１—１）、出口断面（２—２）， 得到底板高程变化时的消力井消能率见图５。 ８５．Ｏ ８４．０ 降，但降幅趋缓。综合考虑消力井深度增加对工程 量及开挖边坡稳定性的影响，在试验功率条件下， 消力井井深宜为４０ｃｍ。 叠８３．０ ／ ．厂 参考文献 ［１］陈小威，张宗孝，刘冲，等．基于消能井井深变化下的竖井溢洪 道压强试验研究［Ｊ］．应用力学学报，２０ｌ６（０５）：８２６—８３１． 罂 ８２ ０ ８１．０ ８０．０ ／ ３０ ４０ ５０ ［２］何军龄，尹进步，蒋俏芬，等．竖井旋流泄洪洞不同衔接段体型 对竖井底板压强的影响［Ｊ］．水电能源科学，２０１７，３５（０６）：８８— ９１． 井深（ｃｍ） 图５ 消能率随井深的变化 由图５可以看出，随消力井深度增加，消能率 ［３］吴持恭，等．水力学（４版）［Ｍ］北京：高等教育出版社，２００７． ［４］郭雷，马斌，张宗孝．竖井溢洪道体型优化试验研究［Ｄ］．西安 理工大学，２００７． 呈上升趋势，消能率数值在８１．４％～８４．０％之问。 尽管消能率变幅不大，但出口尾水渠水流流态随井 深增加呈改善趋势：井深３０ｅｍ时，井内水流紊乱， ［５］赵灿华．竖井螺旋流水力学特性研究［Ｄ］．中国水利水电科学 研究院，２００１． 尾水渠主流集中于右侧（最大流速１．４７ｍ／ｓ），左侧 水面边墙处和主流水面高差７～８ｅｒａ；井深增加到 ４０ｃｍ时，井内水流紊动程度有所减轻，主流位于 轴线偏右（断面平均流速１．０１ｍ／ｓ），左、右两侧水 深和主流处水深相差４～５ ｃｍ左右；井深继续增加 ［６］赵灿华，孙双科，刘之平．旋流式竖井泄洪洞消力井井深优化 研究［Ｊ］．水力发电，２００１（０５）． ［７］郭雷，张宗孝，马斌，等．竖井溢洪道水力特性试验研究［Ｊ］． 人民长江，２００７（０６）：１１０—１１２． ［８］郭琰，倪汉根，等．旋流式竖井溢洪道竖井的水流特性研究 ［Ｊ］．水动力学研究与进展，１９９５，１０（０２）：１４６—１５４． （上接第１１４页） 参考文献 ［１］张黎明．水电站泄流排沙建筑物的布置和规模的探讨［Ｊ］．水利 水电工程设计，１９９５（０５）：４０—４４． 布置与选型［Ｊ］．人民黄河，２００９，３１（１０）：４６—４７． ［５］刘淑兰，李润芝．黄河沙坡头水利枢纽排沙系统金属结构设计 要点［Ｊ］．水利水电工程设计，２００５，２４（０１）：５５・５６． ［６］陈仪勇．小浪底水利枢纽工程预防泥沙淤堵和磨蚀的工程措施 ［Ｊ］．水利水电科技进展，２００４，２４（０１）：４７－４８． ［２］张春英．多泥沙河流泄水建筑物进口防淤堵措施［Ｊ］．人民黄 河，１９９６（１１）：４６－４７． ［７］刘树生．万家寨排沙系统出口工作门门槽设计［Ｊ］．水利水电工 程设计，１９９９（Ｏ１）：４４－４５＋４８． ［３］ＧＢ／Ｔ１４１７３—２００８．水利水电工程钢闸门制造、安装及验收规范 ［８］ＳＬ７４—２０１３．水利水电工程钢闸门设计规范［Ｓ］． ［９］姚宇坚万家寨水利枢纽金属结构设计［Ｊ］．水利水电工程设 ［Ｓ］． ［４］侯庆宏，姚林娉，周伟，等．西霞院水利枢纽排沙系统金属结构 ・计，１９９９（Ｏ１）：４１—４３． １４２・
