船閘單側閘墻廊道輸水系統布置及試驗研究

(1.重慶交通大學 河海學院，重慶 400074； 2.重慶交通大學 西南水運工程科學研究所，重慶 400016)

船閘是克服集中水位落差的重要通航建筑物，在中等水頭(10 m左右)中常采用閘墻廊道輸水型式[1-2]。為了使閘室水流分布均勻，船閘閘墻廊道通常對稱布置于閘室兩側[3-4]，而目前學術界對于單側閘墻主廊道輸水系統的研究較少。美國是采用此類船閘輸水系統最多的國家，均采用側向出水孔、明溝消能的型式，水頭均小于15 m[5]。我國在2003年建成了首座使用單側閘墻主廊道閘底橫支廊道輸水系統的桂林春天湖船閘[6]，但其水頭較低(4.55 m)，閘室尺寸小(18 m×9 m×0.75 m, 長×寬×門檻水深，下同)，且僅用單只閥門控制輸水，在閥門檢修時需停航，不能保證船閘的正常運行。南京水利科學研究院對長洲三、四線并列船閘單側閘墻長廊道輸水系統布置型式進行了研究，在三、四線船閘之間布置了兩根閘墻長廊道，可通過開啟連通廊道的閥門來實現雙線船閘相互灌泄水，該研究為單側閘墻廊道輸水系統設計提供了良好的借鑒[7]。

草街航電樞紐工程位于重慶市合川區草街鎮，是嘉陵江上規模最大的航電樞紐，已建的一線船閘位于嘉陵江左岸，規劃的二線船閘緊鄰左側的已建渝合高速公路和右側的一線船閘布置，如按常規的兩側閘墻廊道方式布置二線船閘，不僅會引起渝合高速公路改道，而且會大范圍開挖山體，使得二線船閘的建設費用大幅度增加。因此，草街二線船閘宜采用單側閘墻廊道輸水布置型式。新建草街二線船閘閘室有效尺寸為180 m×23 m×3.5 m，上游最高通航水位203.0 m，下游最低通航水位176.3 m，最大水頭26.7 m[8]。草街二線船閘進、出水口及閥門段布置為兩獨立的輸水廊道，閘室段為單一廊道，其間通過岔管相連，可實現兩只閥門獨立運行，與長洲三、四線船閘廊道布置型式不同。由于本文研究的輸水系統布置型式新穎，加之草街船閘水頭大，水力指標要求高，技術難度大，因此，對草街高水頭單側閘墻主廊道閘底橫支廊道輸水系統布置和水力學特性展開研究，對保障草街二線船閘工程的順利實施，促進船閘技術發展，為類似工程提供借鑒，均具有十分重要的意義。

1 草街二線船閘輸水系統布置

根據地形、地質條件，結合閘室尺度、運行水頭、輸水時間等因素，二線船閘采用單側閘墻主廊道閘底橫支廊道輸水系統，布置于右側閘墻底部。為了保證閥門檢修時船閘能正常運行，將進、出水口及閥輸水系統門段布置為兩獨立的輸水廊道，閘室段為單一廊道。

兩進水口垂直布置于上游右導墻，在上閘首末端，兩廊道通過岔管匯合成單一主廊道，沿閘室邊墻延伸至下閘首，再通過岔管分成兩獨立廊道，兩出口垂直布置于下閘首導墻上。閘室段閘底橫支廊道與主廊道通過不同半徑的圓弧相連。輸水系統整體布置見圖1。

1.1 進水口布置

船閘上游右導墻左、右兩側各垂直布置6個進水支孔，支孔尺寸為2.2 m×4.4 m(寬×高，下同)，總面積116.16 m2。進水口頂部高程188.25 m，最小淹沒水深3.55 m。

1.2 充水閥門和充水閥門廊道段布置

工作閥門尺寸為3.0 m×4.4 m，總面積26.4 m2。為減小閥門段的負壓，門后輸水廊道采用更適合于高水頭船閘的上、下突擴體型[9-11]，尺寸為3.0 m×11.0 m，閥門底高程為163.8 m，廊道頂部的最小淹沒深度為4.5 m。充水閥門段廊道與上游進水口廊道通過鵝頸管連接，兩廊道經工作閥門、突擴體后，在下檢修閥門后通過岔管(見圖2)匯合為單一廊道。

1.3 閘墻主廊道布置和閘室橫支廊道布置

閘墻單一主廊道尺寸為5.0 m×6.0 m，面積30.0 m2。閘室段(長140 m，占船閘有效長度的78%)布置7根錐形變斷面的橫支廊道，橫支廊道高度保持在2.2 m不變，進口寬度為2.2 m，末端寬度1.0 m；各橫支廊道兩側各布置10個出水面積相等的支孔，出水支孔尺寸為0.34 m×0.70 m。各進、出口均采用半徑為0.3 m圓弧連接。橫支廊道與閘墻主廊道經圓弧相連，各橫支廊道的進口流量分配通過不同的圓弧半徑來控 制，自上游起橫支廊道進口圓弧半徑依次為1.5，1.5，1.0，1.0，0.5，0.5 m和0.5 m。

橫支廊道兩側設置雙明溝消能工，明溝寬度3.35 m，擋檻高度為3.2 m。在正對出水孔的第一道明溝消力檻上開孔，每道消力墻出水孔(10個)尺寸為0.4 m×0.6 m(寬×高)。閘室內橫支廊道及支孔布置見圖3。

1.4 出水口布置

左側一支泄水廊道在突擴廊道體后水平轉彎至下閘首出水口，采用一支橫支廊道、雙明溝消能布置型式。橫支廊道采用錐形變斷面布置，進水首端斷面尺寸為6.0 m×5.0 m，末端為3.0 m×5.0 m。為使出流均勻，出口設分流導墻，導墻的起點略偏向彎段外側。橫支廊道設20個側向出水孔，各出水支孔尺寸為0.7 m×2.0 m。

右側一支泄水廊道在突擴廊道后通過與旁側泄水廊道相連接，分3支孔泄入河道，旁側泄水廊道支孔尺寸為5.0 m×1.5 m，泄水口外設消力池消能。

2 物理模型試驗

根據重力相似準則，建立了比尺為1∶40的局部物理模型，模擬范圍包括閘室段縱向廊道及橫支廊道、上游進水口和閥門等，對各橫支廊道進口分流比進行了研究，并對橫支廊道進口圓弧半徑進行優化。

同時，本試驗還建立了比尺為1∶25的船閘整體輸水系統模型試驗，在船閘上、下游水位組合為203.0～176.3 m情況下，擬定了閥門雙邊開啟時間tv=3,5 min和8 min、單邊閥門tv=8 min連續開啟、8 min間歇開啟等多種工況，進行了閘室充、泄水非恒定流和恒定流試驗研究。

圖1 草街二線船閘單側閘墻廊道輸水系統布置(單位：m)Fig.1 Arrangement of water filling and emptying system with a unilateral long culvert in lock wall for Caojie second-line ship lock

圖3 草街二線船閘閘室橫支廊道及支孔布置(單位：m)Fig.3 Arrangement of lateral manifolds and orifices in chamber for Caojie second-line ship lock

圖2 岔管布置(單位：m)Fig.2 Arrangement of bifurcated pipe

2.1 局部物理模型試驗成果

閘室水流的均勻程度與各橫廊道的布置密切相關。本次試驗實測了不同流量級各橫支廊道進口流速分布，進而研究各支廊道的流量分配規律，橫支廊道進口流量分配如圖4～5所示。圖中qi(i=1,2,3…,7)為自上游至下游橫支廊道進水支管流量。

從圖4可以看出，在原設計的支管進口圓弧半徑布置情況下，當充水流量Q=38.0～230.7 m3/s時(原型，下同)，q1(上游第1支廊道流量)與各支廊道流量差的最大百分比在15%～19%之間；當充水流量Q=323.8 m3/s時，q1與q4差值的最大百分比高達24%，與其余各支廊道流量的百分比也達10%以上，支孔間流量分配不均勻，因此需要對橫支廊道的布置進行優化。

圖4 橫支廊道進口流量分配規律(原設計方案)Fig.4 Flow distribution of all the lateral manifolds inlets (original layout scheme)

考慮廊道內水流慣性的影響，在保持橫支廊道進口面積不變的情況下，調整進口圓弧半徑，調整后橫支廊道進口半徑分別為第1、2根R上=3.0 m，R下=2.0 m，第3～5根R上=2.0 m，R下=1.4 m；第6、7根R上=1.0 m，R下=0.7 m。修改后的橫支廊道進口流量分配如圖5所示，同樣當充水流量Q=38.0～230.7 m3/s時，q1與各廊道流量差的最大百分比僅為12%，當充水流量Q=323.8 m3/s時，q1與各廊道流量差的百分比也僅在10%左右。由此可見，修改調整后的橫支廊道進口圓弧半徑比較合理，各支廊道的流量分布較為均勻。

2.2 整體物理模型試驗結果

2.2.1輸水系統水力特性

在閥門雙邊同步勻速開啟tv=3,5,8 min情況下，實測的閘室充水時間分別為：11′30″、12′05″和13′35″；泄水時間為12′30″、12′55″和14′30″。草街二線船閘如按閥門雙邊tv=5～8 min速率運行時，考慮模型縮尺效應[12]，原型的泄水時間為12 min左右，基本滿足通過能力要求。

閥門雙邊開啟tv=5 min，閘室充、泄水最大流量分別為339.6m3/s和289.3 m3/s，閘室水面最大上升速度分別為6.7 cm/s和5.7 cm/s；計算閘室內慣性超高、降分別為0.44 m和0.28 m，單、雙邊充(泄)水時系統平均流量系數分別為0. 784，0.726(0.775，0.605)。雙邊閥門5 min勻速開啟閘室充水水力特性曲線如圖6所示。

圖5 橫支廊道進口流量分配規律(修改方案)Fig.5 Flow distribution of all the lateral manifolds inlets (modified layout scheme)

圖6 閘室充水水力特性曲線(tv=5 min，雙充)Fig.6 Filling hydraulic characteristic curves in lock chamber with double valves operation (tv=5min)

2.2.2突擴體廊道壓力

試驗詳細觀測了充、泄水輸水系統廊道壓力特性，實測了閘室充、泄水時，雙邊閥門5，8 min開啟及單邊閥門8 min勻速開啟工況下廊道各測點壓力，試驗結果表明突擴體段廊道壓力分布具有如下特點。

(1) 在門楣不通氣的情況下，最大負壓出現在閥門后突擴體廊道頂部及升坎凸弧處，對應測點的壓力隨閥門開啟時間增大而減小，閘室泄水時廊道壓力低于充水時，閥門雙邊開啟低于單邊開啟。

(2) 在工作閥門后，廊道壓力值沿水流方向呈先減小后增大的趨勢，最低壓力出現在閥門開度n=0.3～0.4時，約為2倍閥門高度的廊道頂部。

(3) 根據試驗資料，以5，8 min開啟雙邊充水閥門時，閥門后廊道各測點最低壓力值僅個別點小于-3.0 mH2O，大部分測點的壓力值在規范[13]允許范圍內；而以5，8 min開啟雙邊泄水閥門及以8 min開啟單邊充、泄水閥門時，閥門后廊道部分測點負壓高達9 mH2O，圖7為某特征點在門楣是否通氣情況下的壓力過程線(tv=5 min，雙邊泄水)，該特征點位于泄水閥門后4.65 m的廊道頂部。從圖7中可以看出，在門楣不通氣方案下，特征點的最大負壓高達9 m H2O，門楣通氣后，減小到2.6 mH2O，可見，采用門楣通氣后，廊道負壓急劇減小，滿足規范中規定的負壓小于3 mH2O的要求。

圖7 壓力過程線對比曲線(tv=5 min，雙邊泄水)Fig.7 Comparison of pressure with double valves operation in emptying process(tv=5 min)

2.2.3閘室船舶停泊條件

從閘室縱向流量分配來看，充水初期，閘室前部橫支廊道段先出水；緊接由閘室中、后部的橫支廊道出水，其出流量與前端沒有明顯差別；就閘室寬度方向而言，由于橫支廊道采取變截面設計，因此閘室內未出現明顯的橫比降。

各橫支廊道上沿閘室寬度的1號支孔流速均略小于末端支孔流速，閘室橫向出流尚均勻；縱向的第1，3，7橫支廊道對應支孔的出流流速值相差不大，閘室縱向各橫支廊道的出流量較為均勻。在閥門單邊充水時，閘室縱、橫向流態均較雙邊充水時有明顯改善。

在最不利水位組合工況下，試驗以3，5，8 min雙邊開啟充水閥門，分別測量了100 t單船、500 t單船和2×1 000 t船隊停于閘室內上、中、下游3個位置(靠右閘墻)的系纜力，在同一船舶停放位置，針對相同船舶進行了多組次觀測，并對各最大系纜力取平均值。

在各閥門開啟方式下，100 t單船縱向力、前橫向力、后橫向力分別為4.95，1.82，1.91 kN，500 t單船為11.87，4.78，5.97 kN，2×1 000 t船隊為19.46，6.56，8.26 kN，遠小于規范[13]允許值，說明船閘充水時閘室縱、橫向出流較為均勻，能夠滿足船舶安全系泊的要求。雙邊閥門3 min勻速開啟時，500 t單船停靠于閘室中部的系纜力過程線見圖8。

圖8 500 t單船停靠于閘室中部的系纜力過程線(tv=3 min)Fig.8 Mooring force of a 500t boat berthing in the middle of the lock chamber(tv=3 min)

3 結 論

本文以草街二線高水頭船閘為依托，對單側閘墻主廊道、閥門體型及高程布置、閘室橫支廊道各部位尺度布置，輸水廊道各部位壓力特性，主廊道及橫支廊道各支孔的流量分配及閘室船舶停泊條件等進行了全面系統的研究，主要研究結論如下。

(1) 提出高水頭單側閘墻主廊道閘底橫支廊道輸水系統的合理布置型式，研究成果為草街二線船閘工程設計提供科學依據，同時，可為類似工程的設計提供借鑒。

(2) 對橫支廊道進口圓弧半徑與流量分配規律進行研究，提出了等面積變圓弧半徑的橫支廊道進口布置型式，使閘室各橫支廊道進口流量更趨均勻。

(3) 在設計水位203.0～176.3 m組合工況下，船閘輸水時間、廊道壓力、閘室船舶停泊條件等水力學特性指標可滿足規范和設計要求。