某水庫發(fā)電引水洞岔管體型優(yōu)化研究

吳 亮

(新疆水利水電勘測設(shè)計(jì)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(shù)學(xué)模型，紊流求解模式采用Realizable κ-ε模型，計(jì)算模型包括上游庫區(qū)、泄洪洞全洞，發(fā)電引水岔管、下游出口壓坡段等部分[1-4]。在此基礎(chǔ)上驗(yàn)證擴(kuò)機(jī)后深孔泄洪洞泄洪時，引水岔管動水壓強(qiáng)分布，分析泄洪過程對引水洞結(jié)構(gòu)的不利影響[5-6]，針對電廠引水岔管進(jìn)口體型調(diào)整方案，通過模型試驗(yàn)開展動水壓強(qiáng)復(fù)核，保證泄洪過程中電廠進(jìn)水結(jié)構(gòu)安全，并提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化建議或運(yùn)行要求。

考慮深孔泄洪對電站引水的影響，新電站的運(yùn)行方式為：① 深孔泄洪，機(jī)組不發(fā)電；② 機(jī)組發(fā)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(yùn)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(wù)為發(fā)電，為了進(jìn)一步增強(qiáng)該水電站對電力系統(tǒng)的調(diào)峰能力，因此，需要對該電站進(jìn)行擴(kuò)機(jī)改造，原電站總裝機(jī)容量為135 MW，擴(kuò)機(jī)后電站總裝機(jī)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(fā)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(shè)防。

水電站機(jī)組擴(kuò)機(jī)容量為45 MW，由于擴(kuò)機(jī)機(jī)組主廠房與原電站廠房相通，共用一個安裝間和橋機(jī)，且擴(kuò)機(jī)機(jī)組發(fā)電用水來自原有水庫，因此，擴(kuò)機(jī)工程等別與原工程一致。擴(kuò)機(jī)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(jìn)入閘井的交通洞)、新建發(fā)電洞、新建電站廠房等。深孔泄洪洞改建工程進(jìn)水口位于發(fā)電引水洞右側(cè)(如圖1所示)，其軸線與發(fā)電洞上平洞隧洞段的軸線平行，進(jìn)口底板高程為902m，低于發(fā)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(fā)電，須將深孔泄洪洞由無壓洞改建為有壓洞。

圖1 擴(kuò)機(jī)發(fā)電洞進(jìn)水口布置示意

3 試驗(yàn)設(shè)置

采用模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的研究方法[7]，數(shù)值模擬試驗(yàn)工況布置見表1所示。

表1 試驗(yàn)工況

3.1 數(shù)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(shù)學(xué)模型，紊流求解模式采用Realizable κ-ε模型，計(jì)算模型包括上游庫區(qū)、泄洪洞全洞，發(fā)電引水岔管、下游出口壓坡段等部分。

圖2 三維計(jì)算模型示意

3.2 模型試驗(yàn)

經(jīng)論證，模型比尺為1：30。模型按重力相似準(zhǔn)則設(shè)計(jì)，并且滿足幾何相似、運(yùn)動相似與阻力相似[8-9]。

幾何相似：

λL=LP/Lm=30

(1)

(2)

(3)

運(yùn)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(jié)果分析

在設(shè)計(jì)水位為956.56 m條件下，分析泄洪與發(fā)電過程中引水岔管段流場與壓強(qiáng)分布[10-11]。為綜合分析深孔泄洪洞及擴(kuò)機(jī)發(fā)電洞水力特性，本文選取發(fā)電洞岔管進(jìn)口1/2高度Z=874.737 m所在平面作為典型平面進(jìn)行分析。

4.1 水力特性分析

1)原方案

泄洪工況流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果如圖3所示，計(jì)算分析表明，在泄洪工況下，主洞內(nèi)流速為13～15 m/s，岔管內(nèi)水流從上游側(cè)進(jìn)口流入，然后從下游側(cè)進(jìn)口流出，形成回流，上游側(cè)進(jìn)口內(nèi)中墩上游一側(cè)凸邊墻附近流速達(dá)到11 m/s。岔管內(nèi)中墩墩頭上游側(cè)受到水流沖擊，壓強(qiáng)超過55 m水頭，墩頭兩側(cè)壓差達(dá)到7～8 m水頭，隔墩厚度僅為60 cm，存在由壓差導(dǎo)致的隔墩破壞威脅。

發(fā)電工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果見圖4。計(jì)算表明，在發(fā)電工況下，岔管內(nèi)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(cè)進(jìn)口攔污柵流速略大于下游側(cè)進(jìn)口，岔管內(nèi)中墩兩側(cè)壓差約1 m水頭。

2)優(yōu)化方案1

優(yōu)化方案1泄洪工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果如圖5所示。將分岔管上游側(cè)進(jìn)口封堵后，泄洪時主洞內(nèi)流速為12～13 m/s，岔管內(nèi)下游側(cè)進(jìn)口形成回流區(qū)，流速量值為2 m/s，流態(tài)較原方案有所改善。岔管內(nèi)中墩兩側(cè)壓強(qiáng)差較小，兩側(cè)壓差小于1 m水頭，但下游側(cè)進(jìn)口下游邊墩沖擊壓強(qiáng)增大，內(nèi)外壓差約4.5 m水頭。

發(fā)電工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

將分岔管上游側(cè)進(jìn)口封堵后，發(fā)電時下游側(cè)進(jìn)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(cè)存在回流區(qū)，兩側(cè)壓差約為1 m水頭。

3)優(yōu)化方案2

優(yōu)化方案2泄洪工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果如圖5～7所示。將分岔管下游側(cè)進(jìn)口封堵后，泄洪時主洞內(nèi)流速為12～13 m/s，岔管內(nèi)上游側(cè)進(jìn)口形成回流區(qū)，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(cè)沖擊壓強(qiáng)約2 m水頭，相較于原方案得到改善，由壓差導(dǎo)致的隔墩破壞威脅明顯減小。

發(fā)電工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果如圖8所示。將分岔管下游側(cè)進(jìn)口封堵后，發(fā)電時上游側(cè)進(jìn)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(cè)進(jìn)口上游邊墩附近存在回流區(qū)，中隔墩兩側(cè)壓差約為1.5 m水頭。

4)優(yōu)化方案3

泄洪工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果見圖9。中隔墩墩頭后撤1.1 m后，泄洪時主洞內(nèi)流速為12～13 m/s，岔管內(nèi)下游側(cè)進(jìn)口形成回流區(qū)，下游側(cè)邊墻附近流速較大，達(dá)4 m/s。泄洪水流不再撞擊攔污柵中隔墩，隔墩兩側(cè)壓差約為0.5 m水頭，相較于原方案改善明顯；但下游側(cè)進(jìn)口下游邊墩受水流沖擊，內(nèi)外側(cè)壓強(qiáng)約4.5 m。

發(fā)電工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果如圖10所示，將中隔墩墩頭后撤后，發(fā)電時岔管內(nèi)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(cè)進(jìn)口內(nèi)流速相對較大，流態(tài)與原方案基本相似。中隔墩兩側(cè)壓差小于1.0 m水頭。

4.2 岔管體型水力特性試驗(yàn)復(fù)核

針對引水岔管原設(shè)計(jì)方案，通過物理模型試驗(yàn)，量測中隔墩在各種泄洪工況下動水壓強(qiáng)變化情況。具體壓強(qiáng)測點(diǎn)布置如圖11所示，試驗(yàn)工況見表2。

圖11 壓強(qiáng)測點(diǎn)布置示意

表2 引水岔管動水壓強(qiáng)試驗(yàn)參考工況

試驗(yàn)結(jié)果表明：

1)泄洪過程中，在電廠引水岔管2個流道內(nèi)形成平面環(huán)流，其中在攔污柵隔墩上游一側(cè)與下游邊墻附近出現(xiàn)高流速區(qū)，數(shù)值計(jì)算與模型試驗(yàn)規(guī)律一致。

2)泄洪過程中，攔污柵中隔墩墩頭附近出現(xiàn)高壓區(qū)，隔墩頭部沖擊壓強(qiáng)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(qiáng)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(shù)值計(jì)算與模型試驗(yàn)規(guī)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(qiáng)絕對值從45 m增加到60 m水頭，模型試驗(yàn)的壓強(qiáng)絕對值大于計(jì)算分析結(jié)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(yōu)化方案研究

針對原設(shè)計(jì)方案中存在的問題，結(jié)合試驗(yàn)與分析結(jié)果，設(shè)計(jì)方面對岔管體型進(jìn)行了調(diào)整，其中，將中隔墩墩頭后撤1.1 m，兩側(cè)邊墩圓化處理，同時將攔污柵后撤1.1 m。記為優(yōu)化方案4。

如圖12所示，從優(yōu)化方案4設(shè)計(jì)水位泄洪工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果可以看出，泄洪時主洞內(nèi)流速為14～15 m/s，岔管內(nèi)下游側(cè)進(jìn)口形成回流區(qū)，流速量值為5 m/s，流態(tài)較原方案有所改善(原方案在中墩上游一側(cè)形成高流速區(qū)，流速量級為10 m/s)。岔管內(nèi)中墩兩側(cè)壓強(qiáng)差明顯減小，量值小于1 m水頭，下游側(cè)進(jìn)口下游邊墩沖擊壓強(qiáng)保持不變，內(nèi)外壓差約 4.5 m水頭。

如圖13所示，從發(fā)電工況下流場與壓強(qiáng)計(jì)算結(jié)果可以看出，將中隔墩墩頭后撤后，發(fā)電時流態(tài)與原方案基本相似，岔管內(nèi)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(cè)進(jìn)口內(nèi)流速略大。中隔墩兩側(cè)壓差小于1.0 m水頭。試驗(yàn)表明:① 泄洪工況下，引水岔管中墩墩頭上游一側(cè)沖擊壓強(qiáng)較之環(huán)境壓強(qiáng)僅高0.6～0.8 m水頭；② 中隔墩墩頭兩側(cè)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(cè)末端壓強(qiáng)略有升高，較之環(huán)境壓強(qiáng)增大0.5～0.7 m水頭。數(shù)學(xué)模型計(jì)算得到的壓強(qiáng)分布與試驗(yàn)結(jié)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(zhuǎn)，對下游邊墩水流沖擊問題，現(xiàn)有混凝土結(jié)構(gòu)強(qiáng)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(shè)計(jì)采用。

5 結(jié)語

1)針對擴(kuò)機(jī)發(fā)電引水岔管體型，運(yùn)用數(shù)學(xué)模型與物理模型相結(jié)合的方法，開展了流態(tài)與動水壓強(qiáng)變化規(guī)律研究，并提出了修改方案。

2)電廠引水分岔管原方案計(jì)算分析結(jié)果表明，泄洪運(yùn)行工況下，引水岔管內(nèi)中隔墩墩頭受到水流沖擊，兩側(cè)壓差超過4m水頭。

3)優(yōu)化方案1和優(yōu)化方案2，通過封堵上游側(cè)、下游側(cè)進(jìn)口，降低了中隔墩兩側(cè)壓差，但攔污柵斷面流速顯著增大，不滿足設(shè)計(jì)規(guī)范要求。

4)優(yōu)化方案3，通過將中隔墩墩頭后撤1.1 m，使得墩頭兩側(cè)壓差小于1 m水頭，對于下游側(cè)進(jìn)口下游邊墩水流沖擊問題，現(xiàn)有混凝土結(jié)構(gòu)強(qiáng)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(shè)計(jì)采用。