某水庫發電引水洞岔管體型優化研究

吳 亮

(新疆水利水電勘測設計研究院，烏魯木齊 830000)

1 概述

本文針對泄洪洞電廠引水岔管體型，建立三維數學模型，紊流求解模式采用Realizable κ-ε模型，計算模型包括上游庫區、泄洪洞全洞，發電引水岔管、下游出口壓坡段等部分[1-4]。在此基礎上驗證擴機后深孔泄洪洞泄洪時，引水岔管動水壓強分布，分析泄洪過程對引水洞結構的不利影響[5-6]，針對電廠引水岔管進口體型調整方案，通過模型試驗開展動水壓強復核，保證泄洪過程中電廠進水結構安全，并提出結構優化建議或運行要求。

考慮深孔泄洪對電站引水的影響，新電站的運行方式為：① 深孔泄洪，機組不發電；② 機組發電時，深孔不泄洪；深孔泄洪洞新建工作閘井的弧門采用全開、全閉的運行方式。

2 工程概況

本文所研究水電站水庫總庫容為2.07億m3，其主要任務為發電，為了進一步增強該水電站對電力系統的調峰能力，因此，需要對該電站進行擴機改造，原電站總裝機容量為135 MW，擴機后電站總裝機容量增至180 MW。工程等別為大(Ⅱ)型二等工程，其中混凝土面板壩為1級建筑物；表孔溢洪道、深孔排砂泄洪洞為2級建筑物；發電引水洞、電站廠房為2級建筑物。電站水工建筑物按Ⅷ度地震設防。

水電站機組擴機容量為45 MW，由于擴機機組主廠房與原電站廠房相通，共用一個安裝間和橋機，且擴機機組發電用水來自原有水庫，因此，擴機工程等別與原工程一致。擴機工程主要包括：深孔泄洪洞改造、深孔下游端新建閘井(包括進入閘井的交通洞)、新建發電洞、新建電站廠房等。深孔泄洪洞改建工程進水口位于發電引水洞右側(如圖1所示)，其軸線與發電洞上平洞隧洞段的軸線平行，進口底板高程為902m，低于發電洞底板高程為15m。深孔泄洪洞原方案采用無壓泄流方式，若從深孔泄洪洞引水發電，須將深孔泄洪洞由無壓洞改建為有壓洞。

圖1 擴機發電洞進水口布置示意

3 試驗設置

采用模型試驗與數值模擬相結合的研究方法[7]，數值模擬試驗工況布置見表1所示。

表1 試驗工況

3.1 數值模擬

針對泄洪洞電廠引水岔管體型，建立如圖2所示的三維數學模型，紊流求解模式采用Realizable κ-ε模型，計算模型包括上游庫區、泄洪洞全洞，發電引水岔管、下游出口壓坡段等部分。

圖2 三維計算模型示意

3.2 模型試驗

經論證，模型比尺為1：30。模型按重力相似準則設計，并且滿足幾何相似、運動相似與阻力相似[8-9]。

幾何相似：

λL=LP/Lm=30

(1)

(2)

(3)

運動相似：

(4)

(5)

λa=1.0

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

a 流速分布

(6)

(7)

阻力相似：

(8)

4 結果分析

在設計水位為956.56 m條件下，分析泄洪與發電過程中引水岔管段流場與壓強分布[10-11]。為綜合分析深孔泄洪洞及擴機發電洞水力特性，本文選取發電洞岔管進口1/2高度Z=874.737 m所在平面作為典型平面進行分析。

4.1 水力特性分析

1)原方案

泄洪工況流場與壓強計算結果如圖3所示，計算分析表明，在泄洪工況下，主洞內流速為13～15 m/s，岔管內水流從上游側進口流入，然后從下游側進口流出，形成回流，上游側進口內中墩上游一側凸邊墻附近流速達到11 m/s。岔管內中墩墩頭上游側受到水流沖擊，壓強超過55 m水頭，墩頭兩側壓差達到7～8 m水頭，隔墩厚度僅為60 cm，存在由壓差導致的隔墩破壞威脅。

發電工況下流場與壓強計算結果見圖4。計算表明，在發電工況下，岔管內流速從1 m/s沿程增加到4 m/s，攔污柵斷面流速為1～1.5 m/s，上游側進口攔污柵流速略大于下游側進口，岔管內中墩兩側壓差約1 m水頭。

2)優化方案1

優化方案1泄洪工況下流場與壓強計算結果如圖5所示。將分岔管上游側進口封堵后，泄洪時主洞內流速為12～13 m/s，岔管內下游側進口形成回流區，流速量值為2 m/s，流態較原方案有所改善。岔管內中墩兩側壓強差較小，兩側壓差小于1 m水頭，但下游側進口下游邊墩沖擊壓強增大，內外壓差約4.5 m水頭。

發電工況下流場與壓強計算結果如圖6所示。

將分岔管上游側進口封堵后，發電時下游側進口在中墩末端處過流斷面偏小，流速超過5 m/s，攔污柵流速也有所增大，流速為1.5～2.4 m/s。中隔墩下游側存在回流區，兩側壓差約為1 m水頭。

3)優化方案2

優化方案2泄洪工況下流場與壓強計算結果如圖5～7所示。將分岔管下游側進口封堵后，泄洪時主洞內流速為12～13 m/s，岔管內上游側進口形成回流區，中隔墩上游凸邊墻附近流速較大，量值為3 m/s。中隔墩墩頭上游側沖擊壓強約2 m水頭，相較于原方案得到改善，由壓差導致的隔墩破壞威脅明顯減小。

發電工況下流場與壓強計算結果如圖8所示。將分岔管下游側進口封堵后，發電時上游側進口在中墩末端處過流斷面偏小，流速超過5 m/s，攔污柵流速也有所增大，流速為1.5～2.5 m/s。上游側進口上游邊墩附近存在回流區，中隔墩兩側壓差約為1.5 m水頭。

4)優化方案3

泄洪工況下流場與壓強計算結果見圖9。中隔墩墩頭后撤1.1 m后，泄洪時主洞內流速為12～13 m/s，岔管內下游側進口形成回流區，下游側邊墻附近流速較大，達4 m/s。泄洪水流不再撞擊攔污柵中隔墩，隔墩兩側壓差約為0.5 m水頭，相較于原方案改善明顯；但下游側進口下游邊墩受水流沖擊，內外側壓強約4.5 m。

發電工況下流場與壓強計算結果如圖10所示，將中隔墩墩頭后撤后，發電時岔管內流速從1 m/s沿程增加至4 m/s，攔污柵斷面流速為1～1.5 m/s，上游側進口內流速相對較大，流態與原方案基本相似。中隔墩兩側壓差小于1.0 m水頭。

4.2 岔管體型水力特性試驗復核

針對引水岔管原設計方案，通過物理模型試驗，量測中隔墩在各種泄洪工況下動水壓強變化情況。具體壓強測點布置如圖11所示，試驗工況見表2。

圖11 壓強測點布置示意

表2 引水岔管動水壓強試驗參考工況

試驗結果表明：

1)泄洪過程中，在電廠引水岔管2個流道內形成平面環流，其中在攔污柵隔墩上游一側與下游邊墻附近出現高流速區，數值計算與模型試驗規律一致。

2)泄洪過程中，攔污柵中隔墩墩頭附近出現高壓區，隔墩頭部沖擊壓強高出周邊約3～4 m水頭，順直段上下游壁面壓差則小于0.2 m水頭。

3)泄洪過程中，攔污柵中隔墩上游凸段壁面壓強略有降低，降低幅度約0.6～1.0 m水頭，究其原因在于該處回流流速較高，數值計算與模型試驗規律一致。

4)泄洪過程中，隨著上游水位的升高，攔污柵中隔墩墩頭動水壓強絕對值從45 m增加到60 m水頭，模型試驗的壓強絕對值大于計算分析結果，究其原因在于建模時兩者沿程水頭損失有所差別所致。

4.3 岔管體型優化方案研究

針對原設計方案中存在的問題，結合試驗與分析結果，設計方面對岔管體型進行了調整，其中，將中隔墩墩頭后撤1.1 m，兩側邊墩圓化處理，同時將攔污柵后撤1.1 m。記為優化方案4。

如圖12所示，從優化方案4設計水位泄洪工況下流場與壓強計算結果可以看出，泄洪時主洞內流速為14～15 m/s，岔管內下游側進口形成回流區，流速量值為5 m/s，流態較原方案有所改善(原方案在中墩上游一側形成高流速區，流速量級為10 m/s)。岔管內中墩兩側壓強差明顯減小，量值小于1 m水頭，下游側進口下游邊墩沖擊壓強保持不變，內外壓差約 4.5 m水頭。

如圖13所示，從發電工況下流場與壓強計算結果可以看出，將中隔墩墩頭后撤后，發電時流態與原方案基本相似，岔管內流速從1 m/s沿程增加至4 m/s，其中，攔污柵斷面流速為1～1.5 m/s，上游側進口內流速略大。中隔墩兩側壓差小于1.0 m水頭。試驗表明:① 泄洪工況下，引水岔管中墩墩頭上游一側沖擊壓強較之環境壓強僅高0.6～0.8 m水頭；② 中隔墩墩頭兩側動水壓差0.7～0.9 m水頭，較之原方案明顯改善；③ 中墩下游一側末端壓強略有升高，較之環境壓強增大0.5～0.7 m水頭。數學模型計算得到的壓強分布與試驗結果基本一致[12]。

綜上所述，中隔墩后撤后，泄洪工況下受力情況明顯好轉，對下游邊墩水流沖擊問題，現有混凝土結構強度滿足安全要求，通過局部圓化處理，受力情況得到改善，故推薦設計采用。

5 結語

1)針對擴機發電引水岔管體型，運用數學模型與物理模型相結合的方法，開展了流態與動水壓強變化規律研究，并提出了修改方案。

2)電廠引水分岔管原方案計算分析結果表明，泄洪運行工況下，引水岔管內中隔墩墩頭受到水流沖擊，兩側壓差超過4m水頭。

3)優化方案1和優化方案2，通過封堵上游側、下游側進口，降低了中隔墩兩側壓差，但攔污柵斷面流速顯著增大，不滿足設計規范要求。

4)優化方案3，通過將中隔墩墩頭后撤1.1 m，使得墩頭兩側壓差小于1 m水頭，對于下游側進口下游邊墩水流沖擊問題，現有混凝土結構強度滿足安全要求，通過局部圓化處理，受力情況得到改善，故推薦設計采用。