水電站沖砂底孔振動機理研究及減振處理

周建新，白存忠

(中國電建集團海外投資有限公司，北京 100048)

振動現(xiàn)象會對水電站產(chǎn)生比較大的危害，主要表現(xiàn)為極小擾動可以引起水力系統(tǒng)很大的壓力振蕩，而且高壓振蕩并不局限于外擾動源附近，而可能在水力系統(tǒng)的任何部位。若有壓輸水系統(tǒng)中產(chǎn)生的水力振動振蕩壓力持續(xù)增大到一定數(shù)值，有可能引起結(jié)構(gòu)劇烈振動、壓力鋼管爆裂、引水隧洞局部嚴重破壞等事故。此外，管線若長期受到振動引起的交變應(yīng)力作用，即使設(shè)計滿足強度要求，也可能產(chǎn)生不同程度疲勞破壞。國內(nèi)外諸多水電站發(fā)生過明顯的振動現(xiàn)象，而且造成不同程度的局部破壞，嚴重影響水電站的安全穩(wěn)定運行。水電站發(fā)生振動主要原因通常分兩類，一是系統(tǒng)本身不穩(wěn)定，受到擾動后，擾動會隨時間逐漸增強，導(dǎo)致劇烈壓力和流量振蕩，即為自激振動；二是擾動頻率與水力系統(tǒng)自振頻率一致或接近，即發(fā)生水力共振。

南歐江五級水電站沖沙底孔首次開啟運行，當閘門開度至1.2m以上時，閘室、主廠房及壩頂出現(xiàn)強烈振動及規(guī)律性劇烈錘擊聲響?，F(xiàn)場采用水下攝影機探測，發(fā)現(xiàn)沖沙底孔檢修閘門上游基本沒有淤積物；檢查沖砂底孔流道發(fā)現(xiàn)其光滑、完整，未見缺陷或異物。但是，弧形工作閘門下游5.5m處泄槽兩側(cè)墻角抗沖混凝土被掏空破壞、鋼筋外漏，可能是泄流排沙過程中復(fù)雜流態(tài)高速射流產(chǎn)生氣蝕造成。由此可見，沖砂底孔振動并非流道不光滑、結(jié)構(gòu)缺陷、沖砂底孔進口淤積物改變流場所致，而是由流道內(nèi)復(fù)雜水流形態(tài)與結(jié)構(gòu)物相互作用引起。因此，亟待深入研究沖砂底孔振動機理，并提出科學、有效的解決方案。

1 工程概況

南歐江是湄公河左岸老撾境內(nèi)最大支流，發(fā)源于中國云南省江城縣與老撾豐沙里省接壤的邊境山脈一帶，是湄公河在老撾北部的最大支流，為典型的山區(qū)河流，全河流域面積25634km2，河長475km。南歐江流域梯級電站項目，是中國“一帶一路”國家戰(zhàn)略實施的骨干項目，是中資公司“走出去”首個全流域開發(fā)水電項目。全流域采用“一庫七級”方案開發(fā)建設(shè)，總裝機容量1272MW。

南歐江五級水電站距老撾萬象市公路里程731km，距中國昆明市公路里程943km，以發(fā)電為主，主要建筑物包括混凝土重力壩、壩身進水口及壩后式廠房、壩身溢流表孔及消力池、護岸工程等。大壩壩頂高程445m，最大壩高74m，壩頂長度340.5m。水庫正常蓄水位441m，相應(yīng)庫容3.35×108m3，死水位430m，死庫容1.93×108m3，調(diào)節(jié)庫容1.42×108m3，具有季調(diào)節(jié)性能，電站裝機容量240MW。工程等別為二等，工程規(guī)模為大(2)型。

沖砂底孔布置在原河床右側(cè)8#壩段，進口段底高程385.0m，底孔前段為有壓段，由轉(zhuǎn)彎段、壓坡段組成。進口設(shè)事故檢修門，孔口尺寸為4.0m×6.0m，出口由弧形工作門控制，底部高程390.0m，孔口尺寸為4.0m×5.0m，設(shè)計過流能力481m3/s，不參與泄洪，主要任務(wù)為低水位時沖砂，保證電站進水口的“門前清”。

2 振動機理研究

基于流體力學和固體力學理論，采用一維和三維數(shù)值模擬的方法，對流動穩(wěn)定性、流場特性及壩體結(jié)構(gòu)動力特性等進行模擬分析，以揭示沖砂底孔的振動機理，并提出控制、減緩振動的措施。研究以數(shù)值模擬為主，理論分析為輔，數(shù)值模擬技術(shù)路線分四步。

2.1 沖砂底孔流場特性CFD精細模擬

利用最新計算流體動力學(CFD)手段進行非恒定氣液兩相流動模擬，再現(xiàn)實時泄洪過程。分別采用Flow 3D和Fluent兩種三維數(shù)值模擬軟件計算不同上游水位-弧形閘門開度的泄流情況，擬給出泄洪流態(tài)、壓力脈動、水力振蕩的特性與參數(shù)，特別是脈動壓力的頻譜特性，以鑒別可能導(dǎo)致閘門振動的流態(tài)因素。

2.1.1不同水位開度工況對流態(tài)分布影響

通過上游水位保持439m不變，弧形閘門開度分別為1、2、3、4、5m，以及閘門開度保持4m不變，上游水位分別為430、435、437.5、439m，兩種工況底孔及閘門后泄槽流態(tài)具有基本一致規(guī)律。

(1) 底孔流道內(nèi)流態(tài)平順，柵門前低速高壓，閘門后高速低壓；

(2) 閘門后流速分層明顯，跌坎后形成強烈翻滾旋渦及明顯空腔，空腔體積隨開度變大逐漸變小，全開狀態(tài)下閘門底緣處也形成直線形空腔；

(3) 閘門后水流表面形成橫向波動，可能為底緣過流時有壓與無壓交界形成次生流。

2.1.2不同水位開度工況對壓力脈動影響及振源分析

2.1.2.1 不同開度工況壓力脈動分析

上游水位439m，閘門開度2m，沿流道內(nèi)測點壓力脈動幅值逐漸增大，閘門底緣流道附近至泄槽后跌坎，脈動幅值逐漸增大，在跌坎后34測點達最大值，如圖1所示。

圖1 測點布置及脈動幅值

脈動幅值最大區(qū)域在底緣17點和跌坎34點附近，各測點脈動壓力如圖2所示。

圖2 各測點脈動壓力

2.1.2.2 不同水位工況壓力脈動分析

閘門開度4m，通過上游水位437.5、439、441.92m時敏感測點壓力脈動分析，發(fā)現(xiàn)存在底孔跌坎后橫軸旋渦及空化渦和閘門底緣流道兩個振源，閘門底緣測點15和跌坎測點33脈動幅值均隨著水位的升高而增大，二者優(yōu)勢頻域一致，大約為0.6～3.0Hz。跌坎部位脈動幅值遠大于閘門底緣，為主要振源。不同水位敏感測點優(yōu)勢頻域及脈動幅值，見表1。

表1 不同水位敏感測點優(yōu)勢頻域及脈動幅值

2.2 弧形工作閘門結(jié)構(gòu)動力特性FEM模擬

在CATIA中建立弧形閘門三維仿真模型，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對閘門體型離散化，簡化一部分支臂結(jié)構(gòu)后，通過模態(tài)分析，閘門變形最大的位置在底緣中間部位，而應(yīng)力最大的部位是在支臂下半部分，承受明顯的壓應(yīng)力。一階振型頻率值為1.79Hz，即閘門自振頻率為1.79Hz。而底孔內(nèi)流體脈動優(yōu)勢頻域約為1～2Hz，閘門自振頻率與底孔振頻相吻合。初步判斷閘門振動與其他因素振動頻率耦合，形成共振，從而導(dǎo)致底孔及閘門強烈振動。

2.3 沖砂底孔壩段結(jié)構(gòu)動力學模擬

在CATIA中建立1∶1三維體型，將體型導(dǎo)入到ANSYS ICEM劃分網(wǎng)格，決定采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，最終的網(wǎng)格數(shù)量為10萬左右。假定壩體底部是固定的，而壩頂及兩側(cè)都是無約束的，因此可以發(fā)生一定的變形，模擬計算出沖砂底孔壩段振頻和振型。一階頻率為結(jié)構(gòu)的固有頻率，故沖砂底孔壩段結(jié)構(gòu)計算固有頻率為2.94Hz，沖砂底孔實測的振動頻率為1～2Hz，這與底孔壩段的自振頻率(2.94Hz)是較為接近的，極有可能發(fā)生共振現(xiàn)象。由此推斷，底孔壩段內(nèi)水流的脈動頻率與底孔壩段的自振頻率相逼近，從而耦合引發(fā)共振，導(dǎo)致了壩體的劇烈振動，

2.4 沖砂底孔流道及閘門流固耦合分析

計算工況為上游水位439m，閘門開度2.5m，跌坎位置不變，閘門模型簡化為弧形面板。驗證分析純水動力學流道內(nèi)壓力脈動頻譜特性時空分布規(guī)律。網(wǎng)格劃分是利用Workbench中內(nèi)嵌的Fluentmesh，流固耦合網(wǎng)格分為流體計算域和閘門面板結(jié)構(gòu)兩部分。

2.4.1底孔壓力脈動分析

底孔流道壓力脈動監(jiān)測主要關(guān)注沿流道從上游至下游、弧形閘門附近以及泄槽跌坎位置處，測點布置示意如圖3所示。

圖3 底孔流道測點布置示意圖

2.4.1.1 底孔流道有壓段

底孔流道內(nèi)壓力脈動幅值從上游至下游逐漸增加，特別是在低頻域1～2Hz范圍內(nèi)，脈動幅值信號遞變規(guī)律非常明顯，如圖4所示。

圖4 底孔有壓段測點壓力脈動時域分布圖及頻譜分析

2.4.1.2 沿弧形閘門面板

沿弧形面板壓力脈動頻譜特性遞變規(guī)律一致，在低頻域1～2Hz范圍內(nèi)，脈動幅值逐漸增大，流場也從有壓流逐步過渡至無壓泄水狀態(tài)，如圖5所示。

圖5 沿弧形面板測點壓力脈動時域分布圖及頻譜分析

2.4.1.3 泄槽跌坎附近

泄槽跌坎附近流態(tài)復(fù)雜，壓力脈動時域表現(xiàn)也更加豐富多樣，從頻譜特性來看，脈動幅值在低頻0.5～4Hz之間相對較大，超過4Hz以后脈動幅值迅速衰減，在跌坎附近測點p23所表現(xiàn)的脈動幅值相對最大，到p29測點也表現(xiàn)出初步抬升趨勢，因此我們認為脈動振源位于跌坎后p23、p29附近。

2.4.2流固耦合與水動力學分析對比

通過ANSYS-Fluent流固耦合計算分析與純流體計算分析對比，發(fā)現(xiàn)流固耦合計算的壓力脈動頻譜信息不如水動力計算豐富，主要原因是流固耦合數(shù)據(jù)傳遞迭代會有相應(yīng)的差值失真，但主要的頻譜特點反映還比較一致，如圖6所示。

圖6 底孔整個流場優(yōu)勢振幅時空分布規(guī)律

通過流固耦合分析與純水動力學分析發(fā)現(xiàn)，在相對低頻域范圍內(nèi)，流體脈動幅值最大值均指向泄槽跌坎后測點，與跌坎空化渦發(fā)生位置比較符合，與此前分析得到的振源規(guī)律一致，即由于跌坎后通氣不良，導(dǎo)致跌坎后產(chǎn)生空化渦振動，此振動離工作閘門較近，容易傳播至閘門，導(dǎo)致閘門出流邊界波動，進而引起底孔振動，且流固耦合計算出的振動幅值相對要大，表示閘門動邊界對水流脈動影響與跌坎空化渦振動耦合效應(yīng)明顯。

2.5 泄槽跌坎空化空蝕流態(tài)分析及消除措施

現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，跌坎后的泄槽側(cè)壁混凝土表面出現(xiàn)深度約0.32m、長約5m、高約0.85m的空蝕區(qū)域，鋼筋外露，且泄槽底部有局部的凹凸不平現(xiàn)象。

2.5.1跌坎附近CFD流態(tài)及壓力脈動分析

2.5.1.1 跌坎附近CFD流態(tài)

上游水位439m、閘門開度4m時，跌坎后形成明顯空腔，橫軸旋渦發(fā)展比較劇烈，跌坎附近斷面速度分層明顯，泄槽處空蝕破壞區(qū)域與現(xiàn)場觀測位置基本吻合，如圖7所示。

圖7 速度、流線分布云圖

2.5.1.2 跌坎附近壓力脈動分析

經(jīng)流態(tài)分析可知，跌坎附近易形成-10m水頭空腔及橫軸旋渦，p33測點時均水頭約為-8.5m，接近空腔壓力，脈動幅值最大，優(yōu)勢頻域0.3～1.2Hz，平均脈動幅值可達400～600Pa。同時，脈動幅值從p33測點輻向傳播均迅速衰減，因此判斷p33測點附近為可能的振動源頭。

2.5.2消除跌坎空化空蝕措施

針對高速泄流建筑物局部出現(xiàn)嚴重空化空蝕破壞，國內(nèi)外通常的解決方法是在閘門有壓出口段泄槽內(nèi)采用通氣槽或直接開設(shè)通氣孔補氣，以消除空化渦，避免空蝕破壞。本工程對比分析跌坎后側(cè)壁對稱開槽、跌坎后側(cè)壁束窄、跌坎后側(cè)壁設(shè)通氣孔、跌坎后側(cè)壁開槽并束窄、跌坎后移共五種消除空化空蝕的方案。經(jīng)試驗對比，第三和第五個方案基本消除空化渦，符合我們的預(yù)期，下面需進一步量化研究對跌坎部位壓力脈動的影響。

2.5.2.1 通氣對跌坎部位壓力脈動特性影響

在跌坎后側(cè)壁設(shè)通氣孔方案，p33測點壓力脈動及頻譜對比分析，如圖8所示。

圖8 p33測點壓力脈動及頻譜對比圖

2.5.2.2 跌坎后移對跌坎部位壓力脈動特性影響

跌坎后移方案，p33測點壓力脈動及頻譜對比分析，如圖9所示。

圖9 p33測點壓力脈動及頻譜對比圖

2.5.3跌坎附近CFD流態(tài)及壓力脈動分析

總結(jié)不同方案敏感測點計算穩(wěn)定狀態(tài)下時均壓強及脈動幅值，見表2。

表2 通氣方案敏感測點時均及脈動壓強對比

從上表可知，p33測點脈動幅值最大，說明為振源。兩種消除空化方案均能有效抬升跌坎位置脈動水頭，轉(zhuǎn)變?yōu)檎龎核^，避免發(fā)生空化，從而消除下游泄槽混凝土空蝕破壞。同時，兩種方案均能夠明顯降低閘門底緣和跌坎位置的脈動幅值，從而為消除或者減輕振動提供思路。因此，推薦直接給跌坎通氣或者將跌坎后移并通氣兩種方案來消除跌坎空化空蝕。

3 減振處理措施及實施

3.1 底孔及閘門振動解決方案及驗證

結(jié)合南歐江五級水電站實際情況及類似工程經(jīng)驗，提出四種閘門和底孔減振處理方案，分別為：方案一，跌坎后移13m；方案二，跌坎后移13m并2孔通氣；方案三，跌坎后移13m并6孔通氣；方案四，跌坎平順過渡。經(jīng)流態(tài)、壓力脈動、通氣效果對比分析，四種處理方案減振效果如圖10所示。除方案一仍存在-10m水頭空化渦，泄槽壁空蝕破壞問題仍存在外，其他三種方案在典型頻率下，測點優(yōu)勢振幅值均大幅減小，減振效果都比較好。

圖10 沿程測點頻譜特性分布規(guī)律對比

3.2 減振方案與實施效果評價

3.2.1減振方案

方案三和方案四減振效果相對較好，但是方案四將在流道產(chǎn)生高速水流，可能會對下游泄槽造成沖刷破壞。方案三增設(shè)6個通氣孔，在原空化渦附近形成一個穩(wěn)定“氣墊”，流速相對較小且避免沖刷破壞。因此，最終選擇實施方案三。

具體改造方案為：①采用C40抗沖磨混凝土回填延長跌坎13m，回填混凝土內(nèi)布設(shè)雙向雙層鋼筋(順水流方向φ25鋼筋，垂直水流方向φ28)，舊混凝土表面鑿除50mm，并布置φ25插筋(長1.5m，外露0.5m)；②在延伸后的跌坎末端兩側(cè)邊墻上各增設(shè)3個Φ300mm的通氣孔，邊墻上通氣孔采用機械鉆孔形成。其中，順水流第一排通氣孔(左、右兩側(cè)各1個，在回填混凝土內(nèi)預(yù)埋鋼管，通至跌坎下游側(cè)端面)，順水流第二、三排(左、右側(cè)各兩個)通至泄槽邊墻底部；③底部均需鑿除部份混凝土后，回填預(yù)埋通氣孔。

3.2.2實施效果評價

2019年6月，完成南歐江五級水電站沖砂底孔減振處理施工。2019年10月，開展上游431m水位下的噪音、振動、壓力脈動等減振效果試驗驗證。

3.2.2.1 噪音對比

改造前，閘門開度1.0m時，異常噪聲出現(xiàn)，達到97dBA，隨閘門開度變化，噪音最大值達107dBA，閘門開度4.0m以后噪音消失；改造后，閘門啟閉室噪聲變化較為平穩(wěn)，且均低于66dBA，處于較低水平。由此可見，經(jīng)改造啟閉室內(nèi)的異常噪聲明顯消除。

3.2.2.2 振動對比

(1)閘門背面板在改造前閘門開度2～4m時，振動加速度在10～17m/s2變化；改造后，閘門開度1.4～2m和4～5m時，振動加速度略有增加，閘門開度在1.8和4.5m附近時，振動加速度最大，分別接近13和6m/s2，但大部分振動加速度低于1.5m/s2。閘門啟閉室異常噪聲消除，總體降噪31-41dBA。

(2)閘門下支臂末端在改造前閘門開度2～4m時，振動加速度處于10～15m/s2較大狀態(tài)，最大超過15m/s2；上支臂末端、下支臂前端振動在5m/s2附近變化，最大達6.5m/s2；上支臂前端振動相對較小，在2.5m/s2附近變化。改造后，閘門開度1.4～2m和4～5m時，振動加速度略有增加，閘門開度在1.8和4.5m時，閘門支臂振動加速度出現(xiàn)較大值，分別接近7和6m/s2，但大部分振動加速度低于1.5m/s2。由此可見，沖砂底孔在改造前穩(wěn)定運行區(qū)間為0～1.5m和4.5～5m，占比40%；在改造后穩(wěn)定運行區(qū)變化為0～1.4m和2.0～4.0m，占比68%；非穩(wěn)定運行區(qū)間振動加速度在改造前為10～17m/s2，在改造后為6～13m/s2。振動區(qū)間顯著縮小且振幅降低，非振動區(qū)間(穩(wěn)定運行區(qū)間)占比顯著增大。

(3)閘門啟閉室在改造前閘門開度1.2～5m時，振動加速度在1m/s2左右變化。閘門開度2m和4m時，振動加速度最大值分別為6m/s2和3m/s2。壩頂檢修門只在閘門開度2～4m時有微小振動；改造后，壩頂檢修門及啟閉室在閘門任何開度振動均接近于零。

3.2.2.3 壓力脈動對比

改造前后，閘門背面板迎水面壓力脈動變化趨勢接近，壓力峰峰值變化趨勢一致，閘門背面板迎水面壓力脈動隨閘門開度逐漸增大，開度4.5m時達最大80kPa。

4 主要成果和創(chuàng)新點

(1)采用計算流體動力學方法進行非恒定氣液兩相流動模擬，掌握沖砂底孔流道內(nèi)各個敏感部位的壓力波動頻譜特性時空分布規(guī)律。采用有限元結(jié)構(gòu)動力學進行干模態(tài)和有預(yù)應(yīng)力影響的模態(tài)模擬，確定閘門結(jié)構(gòu)及底孔壩段各階振型和自振頻率，揭示空化渦產(chǎn)生水擊波導(dǎo)致振動的機理，為減振改造奠定理論基礎(chǔ)。

(2)首次通過ANSYS2019R1中的system-coupling模塊，構(gòu)建泄流邊界激振動耦合模型，實現(xiàn)沖砂底孔流道與弧形閘門面板的流固耦合分析，經(jīng)優(yōu)化比選，提出跌坎后移加摻氣的工程措施，并成功實施。

(3)建立從原因排查、機理研究、措施論證到工程實施、檢測論證的技術(shù)體系，形成振動診斷與減振技術(shù)，為類似工程問題解決提供借鑒。

5 結(jié)語

南歐江五級水電站沖沙底孔跌坎向后移13m，將空化渦振動和閘門隔開，以減小底孔振動。跌坎后采用φ300mm的6孔通氣明顯消除空化渦，減小流體振動幅值，完全解決沖沙底孔流道及下游泄槽沖蝕問題，噪聲變化平穩(wěn)且均低于66dBA，穩(wěn)定運行區(qū)域增大28%，非穩(wěn)定運行區(qū)間振動加速度峰值降低4～10m/s2。本研究成果應(yīng)用有效解決南歐江五級電站沖砂底孔運行中產(chǎn)生的異常聲響、強烈振動以及空化空蝕問題，避免發(fā)生工程安全事故，保證沖砂底孔發(fā)揮正常功能，延緩庫區(qū)泥沙淤積，延長電站使用壽命，為高水頭、大流量泄水建筑物出現(xiàn)空蝕、振動、閘門流激振動等問題，提供解決問題的研究方法和可參考處理方案。