金 瑾，劉煥芳，馮 博，劉貞姬

改進(jìn)型深筒式消力井消能效果及影響因素分析

金 瑾1，劉煥芳1※，馮 博2，劉貞姬1

（1. 石河子大學(xué)水利建筑工程學(xué)院，石河子 832000；2. 湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院，長(zhǎng)沙 410200）

為優(yōu)化深筒式消力井裝置的結(jié)構(gòu)，使其在增加消能率的同時(shí)而不影響水流平順流入下一級(jí)管道，并能降低水流對(duì)消力井井底的沖刷破壞作用，通過(guò)理論分析和模型試驗(yàn)研究，測(cè)量了消力井的相關(guān)水力參數(shù)，計(jì)算了不同結(jié)構(gòu)體型消力井的水頭損失系數(shù)和消能率，從消能率的角度探討了多噴孔出水口的結(jié)構(gòu)參數(shù)、溢流板高度與水頭損失系數(shù)之間的關(guān)系，結(jié)合井底壓強(qiáng)分布情況尋找較優(yōu)的結(jié)構(gòu)體型。結(jié)果表明：采用多噴孔出水口并增設(shè)溢流板的改進(jìn)Ⅱ型消力井消能率比傳統(tǒng)型的要高30%且井底壓強(qiáng)分布均勻，在結(jié)構(gòu)上具有明顯優(yōu)勢(shì)。改進(jìn)Ⅱ型消力井在小流量情況下過(guò)堰水流為自由出流，此時(shí)消力井水頭損失系數(shù)會(huì)隨流量的增加而降低，當(dāng)流量增加至淹沒(méi)出流后消力井水頭損失系數(shù)隨流量變化不明顯。相對(duì)開(kāi)孔面積為100%時(shí)，消力井主井水頭損失系數(shù)隨噴孔孔徑的增加會(huì)有小幅度的減小；在距徑比不大于2.5時(shí)水頭損失系數(shù)隨距徑比的增大而減小，距徑比大于2.5之后對(duì)水頭損失系數(shù)影響不大；噴孔錯(cuò)列布置的水頭損失系數(shù)明顯比并列布置的大；溢流板高度對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響不明顯，在淹沒(méi)出流時(shí)堰板高度小的消力井水頭損失系數(shù)略微有所降低。此研究可為深筒式消力井的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考，亦可為解決長(zhǎng)距離管道輸水過(guò)程中的消能問(wèn)題提供科學(xué)依據(jù)。

消能；壓強(qiáng)；流量；深筒式消力井；水頭損失系數(shù)；結(jié)構(gòu)參數(shù)

0 引 言

由于水資源在時(shí)空分布上的不均勻性導(dǎo)致中國(guó)區(qū)域性缺水問(wèn)題日趨嚴(yán)重，區(qū)域調(diào)水和跨流域調(diào)水已經(jīng)成為當(dāng)前解決這一問(wèn)題的重要途徑之一[1-4]。遠(yuǎn)距離輸水可采用渠道輸水和管道輸水[5]，隨著塑料工業(yè)的飛速發(fā)展，各種價(jià)廉物美的塑料管材相繼出現(xiàn)，使管道輸水的經(jīng)濟(jì)效益不斷提高，管道輸水技術(shù)越來(lái)越多地應(yīng)用到農(nóng)業(yè)灌溉及輸配水工程中[6]，在國(guó)內(nèi)外大型調(diào)水工程中已有許多成功應(yīng)用的先例[7]，比如以色列北水南調(diào)工程和美國(guó)加州北水南調(diào)工程，中國(guó)建成的引黃入晉工程和東深供水改造工程，都采用了管道輸水技術(shù)[8]。

長(zhǎng)距離管道輸水工程往往受地域高差影響，致使管道出口處的水頭值可達(dá)數(shù)十米甚至是上百米，如不設(shè)置消能設(shè)施水流會(huì)對(duì)管道出口建筑物帶來(lái)嚴(yán)重的危害[9-10]。深筒式消力井裝置是解決管道消能問(wèn)題的水工建筑物，主要利用射流在消力井內(nèi)對(duì)井底的沖擊、井內(nèi)水流擴(kuò)散以及水股之間相互摩擦進(jìn)行消能[11-12]。以往研究表明[13-16]，深筒式消力井是一種安全經(jīng)濟(jì)可行的消能工程，但在實(shí)際設(shè)計(jì)運(yùn)行中也存在諸多問(wèn)題，水流從管道直接泄出，高速水流對(duì)消力井底板產(chǎn)生很大的沖擊力，造成消力井底板的磨損影響其耐久性，井內(nèi)水流翻滾劇烈，不能平順地進(jìn)入出口管道，在管道出口處易發(fā)生空蝕空化破壞。為解決工程中出現(xiàn)的這些問(wèn)題，對(duì)傳統(tǒng)深筒式消力井的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，在傳統(tǒng)的消力井內(nèi)設(shè)置1道溢流板把水流分隔成2個(gè)區(qū)域：翻滾消能區(qū)和平順出流區(qū)，為降低水流對(duì)消力井井底、井壁的沖刷破壞作用將傳統(tǒng)消力井進(jìn)水管道的出口型式改成多噴孔出水口，金瑾等分析了改進(jìn)型深筒式消力井流量系數(shù)的主要影響因素，建立了改進(jìn)型深筒式消力井流量系數(shù)和流量的計(jì)算公式[17]，但未研究其消能效果。本文通過(guò)模型試驗(yàn)重點(diǎn)研究不同結(jié)構(gòu)型式消力井的消能率、底板壓強(qiáng)等水力性能，優(yōu)化消力井的結(jié)構(gòu)體型，為深筒式消力井裝置工程設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 材料與方法

1.1 消力井

改進(jìn)后的深筒式消力井裝置具體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖1a所示。為了區(qū)別不同的結(jié)構(gòu)體型，本文將未做體型改變的消力井結(jié)構(gòu)稱之為傳統(tǒng)型深筒式消力井，將僅增設(shè)溢流板的消力井稱為改進(jìn)Ⅰ型深筒式消力井，將采用多噴孔出水口并且增設(shè)溢流板的消力井稱為改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井。

注：d是多孔出水口小孔直徑，m；s是多孔出水口小孔間距，m；Z是主井和平流穩(wěn)壓井的液面高差，m；D1是進(jìn)水管道直徑，m；D2是出水管道直徑，m；ΔZ是進(jìn)出水管道安裝高程差，m.

試驗(yàn)中深筒式消力井模型是以克拉瑪依“林紙一體化”輸水工程中的消力井作為原型，以1:8的重力相似比，設(shè)計(jì)的傳統(tǒng)式消力井凈尺寸：長(zhǎng)×寬×高=690 mm× 690 mm×1 000 mm，結(jié)構(gòu)改進(jìn)后增設(shè)的平流穩(wěn)壓井：長(zhǎng)×寬×高=450 mm×690 mm×1 000 mm，為計(jì)算方便將進(jìn)出口管道安裝在同一高程的位置，即Δ=0。

1.2 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方案

本文分別對(duì)傳統(tǒng)型的消力井和結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的2種消力井裝置進(jìn)行了不同組次的模型試驗(yàn)研究，通過(guò)計(jì)算各種工況下不同結(jié)構(gòu)形式的深筒式消力井的水頭損失系數(shù)和消能率等水力參數(shù)，分析對(duì)比不同結(jié)構(gòu)參數(shù)和消力井消能效果之間的關(guān)系。傳統(tǒng)型的消力井裝置主要通過(guò)變換流量來(lái)研究消力井的消能率隨流量的變化規(guī)律。對(duì)于結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的消力井，在保證進(jìn)水管道多噴孔出流總面積和傳統(tǒng)型進(jìn)水管道的出流面積相等的前提下，結(jié)構(gòu)改變參數(shù)主要有進(jìn)水管道多噴孔的開(kāi)孔直徑、開(kāi)孔的距徑比（噴孔間距與孔徑的比值）、開(kāi)孔的排列方式以及溢流堰板的高度。預(yù)試驗(yàn)根據(jù)量綱分析法進(jìn)行理論分析，確定4個(gè)參數(shù)作為消能率影響因素的研究對(duì)象，本文對(duì)這4種參數(shù)分別進(jìn)行設(shè)定，孔徑為3、5、6、8、10、18 mm 6種（相應(yīng)的孔數(shù)為784、282、196、108、69、22），距徑比設(shè)定為1.5、2、2.5、3、3.5，噴孔布置型式上分為并列和錯(cuò)列2種，溢流堰高度907、815、762、639、550 mm。通過(guò)對(duì)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的消力井進(jìn)行試驗(yàn)，探求水頭損失及消能率與各參數(shù)之間的關(guān)系，以優(yōu)化深筒式消力井裝置的結(jié)構(gòu)選型。

如圖2所示，試驗(yàn)裝置由蓄水池、KQW-200/800-45/4臥式單級(jí)離心泵（配套功率45 kW，揚(yáng)程28 m）、高位水箱、深筒式消力井、控制設(shè)備和測(cè)量設(shè)備構(gòu)成1個(gè)完整的自循環(huán)系統(tǒng)。試驗(yàn)時(shí)開(kāi)啟進(jìn)水管閥門調(diào)節(jié)流量，當(dāng)水流平穩(wěn)后讀取進(jìn)、出水管道處的壓力表（型號(hào)為MC陜制00 000 104，精度為0.05%）讀數(shù)確定其壓強(qiáng)值，通過(guò)管道出口處的三角形量水堰（90?）確定流量的大小，另外還檢測(cè)消力井、平流穩(wěn)壓井井內(nèi)水深，平流穩(wěn)壓井內(nèi)水舌入水深度和井底測(cè)點(diǎn)測(cè)壓管水頭值等[17]。試驗(yàn)所用設(shè)備包括便攜式TDS-100P流量計(jì)（測(cè)量精度±1%）、用于離心泵啟動(dòng)的XTZ11-15自藕減壓?jiǎn)?dòng)箱、帶動(dòng)水泵運(yùn)轉(zhuǎn)的TYPEY2-225-M三相異步電動(dòng)機(jī)、可調(diào)節(jié)流量的閘閥。

1.3 計(jì)算和測(cè)定方法

1.3.1 消能率和水頭損失計(jì)算

深筒式消力井裝置工作時(shí)，水流從進(jìn)水管道流入井內(nèi)，將有壓流轉(zhuǎn)化為無(wú)壓流，井內(nèi)的水流狀態(tài)較為復(fù)雜，為強(qiáng)烈的紊流運(yùn)動(dòng)，消力井內(nèi)無(wú)長(zhǎng)直流段，故水頭損失以局部水頭損失為主，沿程水頭損失可忽略不計(jì)。

如圖1b所示，以出水管道軸線0-0為基準(zhǔn)面，2-2斷面的位置水頭則為0，對(duì)1-1斷面和2-2斷面列能量方程[18]，有

式中1和2分別為進(jìn)、出水管道處的壓強(qiáng)，Pa；1、2分別為進(jìn)、出水管道的平均流速，m/s；1、2分別為進(jìn)、出水管道過(guò)流斷面的動(dòng)能修正系數(shù)，均可取為1.0；為消力井的水頭損失系數(shù)；為水的密度，取為103kg/m3；為重力加速度，9.81 m/s2。

因?yàn)樵诠艿垒斔^(guò)程中，管道直徑保持不變，當(dāng)流量一定時(shí)，1=2=（為管道流速，m/s），則有：

式中=1?2，為進(jìn)出口管道的壓強(qiáng)差，Pa。

深筒式消力井的消能率的計(jì)算公式如下：

式中1和2分別為1-1斷面和2-2斷面單位重量水流的總機(jī)械能，m。

以消能率和局部水頭損失系數(shù)為主要指標(biāo)可衡量消力井的消能效果，對(duì)于某一實(shí)際輸水工程，輸水管道直徑根據(jù)工程設(shè)計(jì)為一確定值，即1=2（1是進(jìn)水管道直徑，m；2是出水管道直徑，m）。由式（2）可知，當(dāng)流量保持恒定時(shí)，和值越大，消力井的局部水頭損失系數(shù)就會(huì)越大，當(dāng)上游水頭一定時(shí)，消能率隨著局部水頭損失系數(shù)的增大而增大，消能效果隨之增強(qiáng)。

根據(jù)實(shí)際試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂芍?0，由式（2）可得深筒式消力井的局部水頭損失系數(shù)為

由式（5）可得消力井的消能率為

1.3.2 消力井裝置井底壓強(qiáng)測(cè)定

為了研究深筒式消力井裝置井底壓強(qiáng)的分布情況，試驗(yàn)過(guò)程中分別在井底的4個(gè)角部和進(jìn)水口的正下方布置了5個(gè)測(cè)壓孔，具體布置情況如圖3所示。

1.3.3 多噴孔的消能率

為研究多噴孔的消能率，如圖1a所示，以進(jìn)水管道中心軸線所在的水平面作為基準(zhǔn)面，1-1斷面的位置水頭則為0，對(duì)1-1斷面和3-3斷面列能量方程[18]，得

圖3 井底5個(gè)測(cè)壓孔布置示意圖

2 結(jié)果與分析

2.1 不同結(jié)構(gòu)體型的消力井消能和底部壓強(qiáng)對(duì)比分析

2.1.1 水頭損失系數(shù)和消能效果對(duì)比

對(duì)消力井進(jìn)、出水管道的壓強(qiáng)、消力井管道內(nèi)流量進(jìn)行測(cè)定，將流量進(jìn)行無(wú)量化處理得到流量參數(shù)2/5，利用式（6）計(jì)算出不同結(jié)構(gòu)的消力井水頭損失系數(shù)隨流量參數(shù)的變化情況，對(duì)比分析結(jié)果如圖4所示。

注：Q是消力井的流量，m3·s-1；g是重力加速度，m·s-2；D是管道直徑，m。消能率和水頭損失系數(shù)呈正比，圖a中改進(jìn)Ⅱ型消能效果優(yōu)于改進(jìn)Ⅰ型，故圖b未對(duì)改進(jìn)I型具體分析。

由圖4a可以看出，3種結(jié)構(gòu)體型的消力井水頭損失系數(shù)均隨流量的增大而減小。當(dāng)流量較小時(shí)，改進(jìn)Ⅰ型深筒式消力井和改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井水頭損失系數(shù)相差不大，但均遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)型深筒式消力井，原因在于小流量的情況下，溢流堰前后水位落差較大，水流通過(guò)溢流堰在增設(shè)的平流穩(wěn)壓井中消散大部分能量，進(jìn)水管道出口形式對(duì)水頭損失系數(shù)的影響不大；當(dāng)流量較大時(shí)，改進(jìn)Ⅰ型深筒式消力井與傳統(tǒng)型深筒式消力井水頭損失系數(shù)的值相差不大，但較改進(jìn)Ⅱ型的深筒式消力井水頭損失系數(shù)要小，在大流量的情況下，溢流堰前后水位差減小，溢流堰的消能作用減弱，平流穩(wěn)壓井中水流為淹沒(méi)出流，能量消散較小，消力井的能量主要耗散于多噴孔出水口附近區(qū)域。圖4b為不同流量下利用式（7）計(jì)算的不同結(jié)構(gòu)體型深筒式消力井消能率的對(duì)比結(jié)果，從圖中可以看出，不論流量大小與否，改進(jìn)Ⅱ型消力井的消能率比傳統(tǒng)型消力井消能率要高得多，消能率平均提高30%左右，小流量時(shí)消能率增加幅度可達(dá)到50%。

2.1.2 底板壓強(qiáng)對(duì)比

以流量參數(shù)2/5作為橫坐標(biāo)，測(cè)壓管相對(duì)水頭測(cè)/（測(cè)為測(cè)壓管水頭讀數(shù)，為井內(nèi)水深）作為縱坐標(biāo)，對(duì)比分析傳統(tǒng)型深筒式消力井與改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井井底壓強(qiáng)分布情況，結(jié)果如圖5所示。與其他2種相比，改進(jìn)Ⅰ型只增加了溢流板，水流通過(guò)進(jìn)水管直接沖向底板，與傳統(tǒng)型消力井一樣，其底板壓強(qiáng)分布和傳統(tǒng)型一致，故未列改進(jìn)Ⅰ型。由圖5可以看出，傳統(tǒng)型消力井內(nèi)位于井內(nèi)四角處的壓強(qiáng)隨流量的增加而減小，中心3號(hào)測(cè)點(diǎn)由于直接受到水流的沖擊作用壓強(qiáng)較大，而且其值隨著流量的增加而增大，說(shuō)明消力井底板承受不均勻的動(dòng)水壓力作用，而改進(jìn)Ⅱ型消力井每個(gè)測(cè)點(diǎn)的壓強(qiáng)值都較為穩(wěn)定，近似靜水壓強(qiáng)，其相對(duì)測(cè)壓管水頭基本不隨流量變化，穩(wěn)定在1左右，這是因?yàn)楦倪M(jìn)Ⅱ型消力井的進(jìn)水管道出口形式變?yōu)閭?cè)壁開(kāi)孔出流，進(jìn)水管道出口水流流速由垂直于井底的方向改成平行于井底，降低了水流對(duì)井底的沖擊作用。

取流量=1.0 m3/工況繪制不同測(cè)點(diǎn)的測(cè)壓管相對(duì)水頭分布圖如圖6所示。由圖6可以看出，雖然改進(jìn)Ⅱ型消力井底板處壓強(qiáng)比傳統(tǒng)型消力井的壓強(qiáng)要大，但增大幅度并不高，而改進(jìn)Ⅱ型消力井井底壓強(qiáng)分布卻要比傳統(tǒng)型消力井的井底壓強(qiáng)分布均勻很多，只有井底中心點(diǎn)處壓強(qiáng)略低于井內(nèi)水深，這樣的壓強(qiáng)分布規(guī)律不僅能夠防止高速水流下泄對(duì)底板造成的沖刷破壞，還能防止井內(nèi)水流翻滾時(shí)產(chǎn)生負(fù)壓造成的空蝕破壞。

圖6 流量Q=1.0 m3·s-1時(shí)不同結(jié)構(gòu)形式井底測(cè)壓管相對(duì)水頭

2.2 多噴孔出水口及溢流板對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響

2.2.1 多噴孔出水口對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響

由上述結(jié)果可知改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井既能提高消力井的消能效果，又可有效地防止水流對(duì)底板的沖刷破壞作用，在結(jié)構(gòu)上具有明顯優(yōu)勢(shì)。對(duì)于改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井，當(dāng)流量較小時(shí)主井和副井的水位差較大，堰板水流跌落處的消能效果較為明顯，隨著流量的增大主副井水位差減小，堰板的消能作用減弱，消力井主要依靠進(jìn)水管多噴孔出流部分進(jìn)行消能，噴孔的孔徑、開(kāi)孔距徑比和開(kāi)孔的排列方式不同其消能效果也不盡相同。根據(jù)式（7）消能率和水頭損失系數(shù)成正比關(guān)系，水頭損失系數(shù)的變化規(guī)律和消能率的變化規(guī)律一致，計(jì)算沿程水頭損失系數(shù)相對(duì)容易，以下根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分別討論這些結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)水頭損失系數(shù)的影響。

1）多噴孔出水口孔徑對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響

通過(guò)式（9）計(jì)算并比較不同進(jìn)口管道形式下改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井主井內(nèi)的水頭損失系數(shù)。為保證輸水管道的壓力不變，本文研究的多噴孔開(kāi)孔面積和出水管面積均相同，即相對(duì)開(kāi)孔率（2/2，為開(kāi)孔個(gè)數(shù)）為100%。如圖7所示，不論孔徑大小如何、小孔排列方式，水頭損失系數(shù)都隨著流量增大而增大，但增大到一定程度時(shí)趨于穩(wěn)定，這是因?yàn)樵诹髁枯^小時(shí)，水流經(jīng)小孔進(jìn)入消力井的水平流速較小，進(jìn)入消力井后就迅速被周圍水體淹沒(méi)，繼而被周圍向上水流帶動(dòng)形成向上的的流速，從小孔射出的水流彼此之間混摻不足，紊動(dòng)不夠充分；當(dāng)流速大到一定程度時(shí)，流態(tài)趨于充分發(fā)展的湍流，流速將對(duì)湍流程度不再造成影響，所以水頭損失系數(shù)趨于穩(wěn)定。當(dāng)孔徑為18 mm時(shí)水頭損失系數(shù)比其他孔徑較小，其余孔徑對(duì)對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響不大。

圖7 多噴孔不同孔徑條件下水頭損失系數(shù)變化

2）距徑比對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響

圖8顯示了多噴孔出水口不同距徑比條件下消力井水頭損失系數(shù)的變化規(guī)律，從圖中可以看出，不同距徑比時(shí)水頭損失系數(shù)仍然隨流量的增大而增大，增大到一定程度后趨于穩(wěn)定，這一變化規(guī)律和圖9一致。當(dāng)距徑比≤2.5時(shí)，距徑比越小水頭損失系數(shù)越大；而距徑比>2.5之后，不同距徑比對(duì)應(yīng)的水頭損失系數(shù)數(shù)據(jù)基本重合。

圖8 多噴孔不同距徑比條件下水頭損失系數(shù)

為了更好地比較孔徑以及孔間距對(duì)水頭損失系數(shù)的影響，取工況為流量=1.0 m3/s、噴孔錯(cuò)列布置，對(duì)比在同一流量下不同孔徑和孔徑比對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響規(guī)律，如圖9所示，當(dāng)距徑比較小時(shí)，水頭損失系數(shù)較大，當(dāng)距徑比≥2.5時(shí)水頭損失系數(shù)也基本保持不變，這是因?yàn)樵谏钔彩较畠?nèi)，一部分能量是通過(guò)噴射水流與之相鄰的射流相互摻混而消散的，當(dāng)噴孔間距越大，射流之間的相互摻混作用越小，當(dāng)噴孔間距達(dá)到一定程度后，各射流趨向于獨(dú)立射流，忽略摻混能量損失，故水頭損失系數(shù)保持穩(wěn)定；此外由圖9還可看出，孔徑大小對(duì)改進(jìn)型深筒式消力井水頭損失系數(shù)的影響不大，當(dāng)孔徑為18 mm時(shí)水頭損失系數(shù)較小，這與圖7的結(jié)果一致。

注：Q=1.0 m3·s-1，噴孔錯(cuò)列布置。

3）多噴孔出水口小孔排列對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響

試驗(yàn)研究了噴孔的2種不同排列方式，圖10反映了噴孔距徑比為3、流量為1 m3/s的情況下，小孔錯(cuò)列布置和并列布置對(duì)水頭損失系數(shù)的影響規(guī)律。可以看出水頭損失系數(shù)隨孔徑增大而減小，孔徑一定時(shí)小孔錯(cuò)列布置的水頭損失系數(shù)明顯比并列布置的要大，這是因?yàn)椴⒘胁贾玫拿總€(gè)噴孔只有4個(gè)相鄰孔，而錯(cuò)列布置則有6個(gè)相鄰孔，錯(cuò)列布置噴孔射流股數(shù)較多，相互摻混程度較大，故能量消散更加充分。

注：Q=1.0 m3·s-1，距徑比為3。

2.2.2 溢流板高度對(duì)水頭損失系數(shù)的影響

消力井內(nèi)設(shè)置的溢流板相當(dāng)于一薄壁溢流堰，當(dāng)流量較小的時(shí)候水流通過(guò)溢流板挑射到平流穩(wěn)壓井內(nèi)，形成自由出流，溢流板處可消耗部分能量，當(dāng)流量較大時(shí)，過(guò)堰水流上下游水位落差減小，逐漸形成淹沒(méi)出流，溢流板消能作用不再明顯。本文研究了不同高度溢流板對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響，將不同工況下消力井水頭損失系數(shù)和流量參數(shù)的數(shù)據(jù)繪制于圖11中，可以看出，自由出流時(shí)水頭損失系數(shù)隨著流量的增加而減小，流量增加形成淹沒(méi)出流之后，水頭損失系數(shù)基本保持不變，溢流板高度對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響不明顯，在淹沒(méi)出流時(shí)堰板高度小的消力井水頭損失系數(shù)略微有所降低，究其原因，堰板較低時(shí)水流在消力井內(nèi)的漩滾區(qū)減小，水流混摻程度不如高堰板時(shí)充分，所以會(huì)降低其消能率，又因流量大時(shí)能量主要靠進(jìn)水管處水流經(jīng)小孔噴射進(jìn)行耗散，井內(nèi)水流漩滾所消耗的能量只占期中的小部分，所以堰板低的時(shí)候消能率減小的幅度很小。

因此從消力井消能率的角度出發(fā)，堰板高度應(yīng)盡可能設(shè)置高一些，根據(jù)消力井的尺寸可得堰板高度的計(jì)算公式為

式中P為堰板高度，mm；P’為消力井井高；mm；a為安全超高，mm；HT為堰上作用水頭，可利用矩形薄壁堰流量公式根據(jù)流量試算求出[19-20]，mm。

本文通過(guò)對(duì)比3種不同體型深筒式消力井的消能率和井底壓強(qiáng)分布情況可知，采用多噴孔出水口并增設(shè)溢流堰板的改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井消能效果好、井底壓強(qiáng)分布均勻、可有效防止水流對(duì)底板的沖刷破壞提高消力井的耐久性。通過(guò)對(duì)改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井進(jìn)行進(jìn)一步的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)流量較小時(shí)，溢流板后水流為自由出流，此時(shí)消力井的消能率較大，流量增大至形成淹沒(méi)出流后，消能率隨流量變化不明顯。在相對(duì)開(kāi)孔率為100%的條件下，孔徑大小對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響不大，當(dāng)孔徑為18 mm時(shí)水頭損失系數(shù)略微有所降低，距徑比小于2.5時(shí)，水頭損失系數(shù)隨著距徑比的增大而減小，距徑比≥2.5之后，水頭損失系數(shù)基本保持不變，因錯(cuò)列排布的多噴孔每個(gè)孔周圍相鄰6個(gè)小孔可使小股水流之間混摻更充分，故比并列排布的消能效果好。

理論上要想提高消力井的消能率，應(yīng)減小開(kāi)孔孔徑和距徑比，但是在實(shí)際工程中，孔徑越小則開(kāi)孔數(shù)量較多，施工不便且導(dǎo)致成本增加，因此實(shí)際工程中將相對(duì)孔徑控制在12%左右，這樣一方面消力井的消能率可以得以保證，另一方面施工也相對(duì)簡(jiǎn)便，較為經(jīng)濟(jì)；實(shí)際工程中供水管道往往采用鋼管，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范（GB50017-2003）》可知[21]，為避免開(kāi)孔等冷加工產(chǎn)生過(guò)大的殘余應(yīng)力而影響鋼材性質(zhì)，開(kāi)孔間距應(yīng)≥3 d（mm），對(duì)于其他材質(zhì)的輸水管道從加工工藝方面而言想要做到噴孔距徑比<3也是非常困難的，所以實(shí)際工程中的噴孔距徑比宜選取為3，且采用錯(cuò)列排布的方式。溢流板的高度對(duì)消力井整體的消能率影響不大，可根據(jù)薄壁溢流堰流量計(jì)算公式試算出合理的高度以確保消力井的正常過(guò)流。

3 結(jié) 論

本文對(duì)不同體型的深筒式消力井井內(nèi)流態(tài)進(jìn)行了觀測(cè)，對(duì)消力井的消能效率進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析了消力井水頭損失系數(shù)和消能率的變化規(guī)律，具體結(jié)論如下：

1）將進(jìn)水管道的出口變?yōu)槎鄧娍仔问讲⒃鲈O(shè)溢流板的改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井井內(nèi)水流流態(tài)較傳統(tǒng)型的消力井復(fù)雜，水流之間的相互碰撞和混摻更為充分，無(wú)論何種流量下改進(jìn)Ⅱ型的消力井消能率均高于其他體型的消力井，小流量的時(shí)候消能效果更為顯著。

2）改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井井底板周圍的壓強(qiáng)值略大于傳統(tǒng)型的消力井，井中心處壓強(qiáng)略低于井內(nèi)水深，但底板壓強(qiáng)整體上分布均勻，可防止進(jìn)水管道水流對(duì)底板的沖刷破壞亦可避免負(fù)壓造成的空蝕破壞，提高消力井使用的耐久性。

3）對(duì)于改進(jìn)Ⅱ型深筒式消力井，無(wú)論進(jìn)水管道的出口形式如何，水頭損失系數(shù)都是隨著流量的增大而增大，但增大到一定程度時(shí)，趨于穩(wěn)定。在相對(duì)開(kāi)孔面積保持不變的情況下，孔徑大小對(duì)深筒式消力井水頭損失系數(shù)的影響不大；當(dāng)距徑比較小時(shí)，水頭損失系數(shù)較大；但當(dāng)距徑比不小于2.5時(shí)基本水頭損失系數(shù)也基本保持不變。水頭損失系數(shù)隨孔徑增大而減小，孔徑一定時(shí)錯(cuò)列布置的噴孔水頭損失系數(shù)明顯比并列布置的大。

4）改進(jìn)Ⅱ型消力井井內(nèi)設(shè)置溢流板是將水流漩滾區(qū)和平穩(wěn)出流區(qū)分開(kāi)，保證水流能平穩(wěn)流出下一級(jí)管道。溢流板高度對(duì)消力井水頭損失系數(shù)的影響不明顯，在淹沒(méi)出流時(shí)堰板高度小的消力井水頭損失系數(shù)略微有所降低。

深筒式消力井工程可有效解決有壓管道輸水過(guò)程中的消能問(wèn)題，其消能機(jī)理是利用射流對(duì)消力井井底的沖擊、井內(nèi)水流擴(kuò)散以及水股之間相互摩擦進(jìn)行消能。改變消力井的部分結(jié)構(gòu)體型以此提高其消能率和耐久性，對(duì)解決深筒式消力井在實(shí)際工程應(yīng)用中存在的問(wèn)題使其更好地發(fā)揮自身價(jià)值有重要研究意義。

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Analysis on energy dissipation effect and influencing factors of modified vertical stilling well

Jin Jin1, Liu Huanfang1※, Feng Bo2, Liu Zhenji1

(1.832000,; 2.410200,)

The vertical stilling well can effectively eliminate excess energy in long distance pipeline project. The energy dissipation mechanism is based on the impact of jet flow on the bottom of the well, the diffusion of water flow in the well and the friction between water jets. In this study, we compared the energy dissipation effect of 3 different forms of vertical stilling well in order to design an optimized structure for vertical stilling well. Theory analysis and experimental observation were combined. The 3 types of vertical stilling well included traditional type, improved I type and improved II type. The model test of vertical stilling well was set up in water conservancy hall of Shihezi University in Xinjiang. The relevant hydraulic parameters such as inlet and outlet pipeline pressure, the flow and pressure on the bottom of the vertical stilling well were measured. The head loss coefficient and the energy dissipation rate were calculated. The relationship between the structural parameters of multi-hole outlet and the head loss coefficient as well as that between the height of overflow plate and the head loss coefficient were analyzed. The results showed that flow regime of the improved type II vertical stilling well was more complex than the other types, and the collision and mixing between water flows were more sufficient because of the existence of multi-hole outlet and additional overflow plate. The improved II type vertical stilling well had more than 30% energy dissipation rate than the traditional type. If the improved type II vertical stilling was adopted, the flow over weir was free outflow when the flow rate was very small. The head loss coefficient would increase with flow rate until submerging and flowing out. When the relative aperture area remained unchanged, the influence of the aperture diameter on the head loss coefficient of the stilling wells was small, and the relative aperture was better controlled at about 12%. When the aperture distance-to-diameter ratio was small, the head loss coefficient was large. But when the distance-to-diameter ratio was not less than 2.5, the head loss coefficient also remained basically unchanged. Considering the practical engineering application, the distance-to-diameter ratio should be 3. The head loss coefficient decreased slightly with the increase of aperture, and the head loss coefficient of the staggered arrangement was obviously larger than that of the parallel arrangement. When submerging and flowing out the height of overflow plate had negative effects, otherwise, the height of overflow plate had no obvious effect on the head loss coefficient. The pressure around the bottom plate of the improved II type vertical stilling well was slightly higher than that of the traditional stilling well, and the pressure at the center of the well was slightly lower than static pressure of the well, but the pressure on the bottom plate was distributed evenly on the whole, which could prevent the scouring damage of the bottom plate caused by the inlet pipeline flow and the cavitation damage caused by the negative pressure, thus the durability of the stilling well would be improved. Results above suggested that the improved type II vertical stilling well did not only improve the energy dissipation effect, but also effectively prevented the flow from scouring and damaging the bottom plate, which had obvious advantages in structure. This study provides valuable information for the engineering design of modified vertical stilling wells and for solving the problem of energy dissipation in long-distance pipeline water delivery.

energy dissipation; pressure; flow rate; vertical stilling well; head loss coefficient; structure parameter

2019-01-30

2019-07-10

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（11562018）

金 瑾，博士生，副教授，主要從事農(nóng)業(yè)水利工程的研究。Email：jinjin@shzu.edu.cn

劉煥芳，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事農(nóng)業(yè)水利工程的研究。Email：liuhuanfang@tom.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.16.010

TV31

A

1002-6819(2019)-16-0087-08

金 瑾，劉煥芳，馮 博，劉貞姬. 改進(jìn)型深筒式消力井消能效果及影響因素分析[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2019，35(16)：87－94. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.16.010 http://www.tcsae.org

Jin Jin, Liu Huanfang, Feng Bo, Liu Zhenji. Analysis on energy dissipation effect and influencing factors of modified vertical stilling well[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(16): 87－94. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.16.010 http://www.tcsae.org