低水頭電站導墻布置對進水口流態的影響

劉曉平，周千凱，周 俊，乾東岳

(長沙理工大學水利工程學院，長沙 410076)

1 問題的提出

水頭損失對電站建成后機組的設計出力有較大影響，而低水頭電站的問題則更加突出。因此，保證電站進水口水流流暢、進流勻稱及流態平穩，并盡量減少水頭損失是水利樞紐布置的主要內容。

布置樞紐建筑物時，電站及輔助建筑物和泄水閘之間一般會設置導墻。布置導墻的目的:一方面是把泄水區和引水區分開;另一方面是調順電站上游的水流，使水流平順均勻地進入發電機組。因此導墻的布置直接影響電站進水口流態。本文結合某水利樞紐電站的導墻布置，采用物理模型試驗和數學模型相結合的方法，探討了不同導墻布置形式對電站進水口流態及電站的影響。

該工程船閘和泄水閘布置于左岸，電站布置于右岸，電站導墻厚度為8 m，上、下游導墻長均為33 m，廠房寬度為110 m，共6臺發電機組，單機引用流量為301 m3/s，電站進水口布置于廠房上游側。電站布置見圖1。

2 物理模型設計及結果分析

為了研究不同導墻布置對電站進水口流態的影響，試驗結合某水利樞紐1∶100定床模型進行，采用VDMS表面流場測試系統，局部流速采用旋槳式微電腦流速儀，模型水位觀測采用SCM60型水位測針。選擇典型工況，即電站正常運行，其他泄水閘均關閉，導墻長度為b，電站橫向寬度為l，定義b與l的比值為導墻的相對長度，以此作為導墻布置所考慮的因素，觀察導墻附近的局部流態，以及觀測不同方案下的電站上游水域的表面流場和水位變化規律，并分析其原因。

圖1 電站布置圖Fig.1 Layout of the power station

2.1 流態分析

選取典型工況，電站正常引用流量為1 806 m3/s，試驗通過調整導墻的相對長度(b/l=0.25，0.4，0.6)的流場圖見圖2。

從圖2可以看出，庫區水流流速均勻且較平順，當水流臨近電站，水流逐漸轉向至電站，受水流自身慣性作用，在導墻附近出現了漩渦。從漩渦形態上來看:在b/l=0.25導墻方案下的漩渦呈圓形，漩渦區最小，為28 m×5 m，流速在0.9～1.0m/s;b/l=0.4導墻方案下的漩渦趨于橢圓;b/l=0.6方案下的漩渦已變為長橢圓，漩渦區面積為72 m×15 m，漩渦流速范圍在0.4～0.6m/s。在庫區水深和流量恒定的情況下，水流在進入電站引水渠中受導墻的束窄而產生漩渦區，漩渦區面積與導墻的長度成正比。從漩渦區面積分析，布置導墻較短對流態有利，但考慮到導墻的布置還需滿足其他工況中導墻對泄水閘泄流區與電站引水區的隔流作用，因此應選擇合理的導墻長度。

根據圖3，由于實際流體都有黏性，速度不等的流體層之間相互的剪應力可構成力矩而促使漩渦形成。漩渦形成后，由于漩渦遠離導墻一側流速較大，靠近導墻一側水流受導墻阻礙流速減小，且流向相反，使漩渦的兩側存在壓強差，在壓強梯度的條件下，主流對漩渦產生側推力W。漩渦在側推力W和導墻邊界的反作用力共同作用下平衡，而側推力的大小直接會影響漩渦的形態。在W較小時，漩渦趨近于圓;當W較大時，漩渦會變形成橢圓。

以上對漩渦的理論分析解釋了物理模型試驗中的各方案下漩渦的不同形態。考慮到漩渦是能量的內部消耗，應盡量減少由漩渦造成的水頭損失。對此，可以從電站的上、下游的位能大小來分析，下文將詳述。

圖2 電站上游導墻位置流態Fig.2 Flow patterns near the guide-wall in different schemes

圖3 漩渦形成示意圖Fig.3 Formation of vortex

2.2 電站上、下游水位分析

電站上、下游水位是衡量水流位能的重要參考依據，布置電站上、下游水位測點見圖1，試驗結果見表1。

表1 各方案水頭試驗結果Table 1 Results of water head tests

對進水口水位進行分析，按b/l=0.6布置導墻時的進水口水位最低，這是由于上游導墻過長使上游來流不能及時匯入至電站，導致在該方案下進水口水位較低。按b/l=0.25和b/l=0.4布置導墻時，進水口水位相差0.01 m，表明在上游水流匯入電站的入流能力接近。從電站下游水位分析，按b/l=0.6和b/l=0.4布置導墻時水位較低，表明水流從上游經過電站到下游后，水頭損失較小，水流的出流能力較高。綜合以上分析，按b/l=0.4布置導墻時，在上游能使水流較及時平順地匯入電站，并經過電站出流水頭損失較小。

3 數學模型建立與結果分析

為了進一步了解導墻布置對電站進水口流態的影響，需分析進水口的水流結構，但由于受物理模型試驗觀測手段的限制，無法完整地反應電站進水口前水域三維流場及其變化規律，因此采用數學模型和物理模型試驗相結合的方法，進一步分析相應的水力特性及變化規律。

3.1 數學模型的建立

選擇電站至上游的水域為計算區域，對邊界進行適當簡化，并建立概化模型，x軸方向為順水流，模型采用雷諾平均數值模擬，用標準k-ε紊流模型。離散方法運用有限體積法對控制方程進行離散，對離散后的方程組采用顯式求解方案，其中擴散項采用中心差分格式，對流項采用加權體積力格式。動量方程、紊動能及紊動能耗散率方程采用一階迎風格式。

3.2 控制方程

連續方程:

動量方程:

式中:ρ為流體密度;xi(i=1，2，3)為坐標軸;ui為時均速度;p*為包含紊動能的靜壓力，即p*=p+2ρk/3;μeff為有效黏性系數，等于分子黏性系數μ與Boussinesq渦團黏性系數μt之和，即μeff=μ+μt。

紊動能k和耗散率ε輸運方程:

式中:μt為渦團黏性系數是紊動能生成項方程中各經驗系數為

3.3 模型驗證

為了驗證數學模型的準確性，選取典型斷面(模型入口斷面和電站進水口前10 m的A－A斷面，A－A斷面位置如圖1所示)的斷面流速，與物理模型的觀測值進行對比驗證。

根據圖4，物理模型實驗觀測斷面流速散點分布于數模計算斷面流速曲線附近，這表明斷面流速分布均較吻合，數學模型計算的結果能夠較好地反映導墻附近的流態。

3.4 流態分析

由5圖可以看出，水流在進入電站時，受自身慣性，沿導墻產生了封閉的漩渦。對比圖5(a)與圖5(c)，按b/l=0.25布置導墻時，其漩渦流線貫穿了水深方向，這表明在流體內部有劇烈的相對運動，漩渦內部各層流線互相交織，表現出較強的三維特性;而按b/l=0.6布置導墻時，漩渦范圍隨導墻長度增加而增加，且漩渦流線各層分離，由于漩渦的封閉性，各層流線也僅在所在流體層重合，這表明由于導墻的延長使漩渦受到側推力的作用而變為二維流態，此時流體內部的相對運動較弱。而按b/l=0.4布置導墻時，其流態介于三維與二維流態。

圖4 典型斷面流速分布數模與物模對比Fig.4 Comparison of typical section flow velocities in the mathematical model and the physical model

3.5 進水口前典型斷面流速分布分析

考慮到漩渦會對進水口前流態產生影響，應從典型斷面流速分布來分析在各方案下的計算結果，選擇A－A和B－B斷面(B－B斷面位于電站進水口前30m)的流速分布進行分析，如圖6。

典型斷面 B－B位于進水口前30 m處，按b/l=0.25布置時，B－B斷面為導墻臨上游端，根據圖6(a)可知:越靠近導墻的位置，流速越大，流速值在2.7m/s左右，表明水流受導墻的束窄，靠近導墻區域出現了流速極值;按b/l=0.4和b/l=0.6布置導墻，此時的B－B斷面處于漩渦范圍中，由于水流紊動的能量消耗，流速較小。斷面流速曲線對x軸的積分為該斷面的過流量，由圖可知，按b/l=0.6布置導墻，其過流能力欠佳，不利于電站的引水。

由圖6(b)可知:在遠離導墻的的水流流態較平穩，越靠近導墻的水流流速分布呈遞增趨勢，而接近漩渦時，受導墻影響，流速梯度較大，在漩渦中心的流速最小，為0.11～0.22m/s，在導墻附近，流速有增大趨勢。按b/l=0.25布置導墻時，流速極值出現在距導墻14.2 m位置;按 b/l=0.4布置導墻時，極值出現在距導墻20.8 m位置;按b/l=0.6布置導墻時，極值出現在距導墻39.7 m位置，流速極值的位置隨導墻的加長向遠離導墻位置移動，這表明漩渦的影響范圍隨導墻布置而變化。

根據以上分析，得出以下結論:①按b/l=0.6布置導墻時，其過流量最小，這是由于受導墻過長影響，上游水流不能及時匯入到電站，導致其過流能力最小;②按b/l=0.25布置導墻時，由于受束窄作用的水流距離進水口較近，斷面流速分布曲線較陡，表明該方案下漩渦影響范圍距進水口較近;按b/l=0.6布置導墻時，流速分布曲線較平緩，表明漩渦的影響范圍已遠離進水口;③綜合對比分析，導墻的布置長度對進水口前斷面流速存在臨界點，即導墻存在一個特定長度，在此長度下對斷面流速擾動較小，形成的漩渦產生的局部水頭損失較小，過流能力最佳。在以上各導墻方案下，按b/l=0.4布置導墻時，滿足以上要求，與物理模型結果一致。

圖5 導墻附近三維流態Fig.5 Three dimensional flow patterns near the guide-wall in different schemes

圖6 不同長度導墻下典型斷面流速分布Fig.6 Velocity distributions in typical section with different guide-wall lengths

3.6 紊動能分析

鑒于出現在導墻附近的漩渦為紊流，根據紊動能的等值面圖可以反映出進水口前水域的紊流范圍及紊動強度，因此考慮從紊動能的角度分析其不同導墻下水流的變化規律。

圖7 各方案紊動能等值面圖Fig.7 Contour planes of turbulent kinetic energy in different schemes

從水流紊動范圍上可以看出，考慮到水流紊動對電站進水口造成的影響，根據圖7(a)，當按b/l=0.25布置導墻時，由于導墻長度較短，在電站進水口前水域紊動能在k=0.03 m2/s2的分布范圍較小，產生的水頭損失亦較小，因此有利于電站引水;但是由于該漩渦具有較強烈的三維流態，所以電站進水口的水流紊動較其他方案強烈，而紊動強烈的水流會對機組造成不利影響。根據圖7(b)，當按b/l=0.6布置導墻，此時導墻長度最長，水流紊動區域的縱向范圍較大，相應的水頭損失較其他方案大，降低電站出力;但由于漩渦受導墻側推力作用，減弱了水流的紊動作用，且在進水口的紊動范圍與其他方案相比最小，利于機組運行。當按b/l=0.4布置導墻時，其紊動能k=0.03 m2/s2分布范圍介于以上兩者之間，表明其水頭損失亦在上述兩方案之中，而且流態已趨近于二維流態，對機組影響有限。根據上述分析，導墻的長度直接決定水流紊動范圍，因此選擇合理的長度不僅可以減少水頭損失，還可以減少水流紊動，從而使水流平順地進入電站。

導墻布置形式的不同對進水口前斷面的紊動能分布影響亦較大。從圖8可以看出，各方案下，紊動能的峰值均出現在距離導墻5～7 m的位置，直到50 m左右的位置，紊動能才趨于平緩，反映了導墻的紊動寬度在50 m左右。其中，當按b/l=0.25布置導墻時，導墻附近的漩渦紊動較其他方案強烈，紊動能的峰值在0.06 m2/s2;當按 b/l=0.4布置導墻時，其紊動能在0.05 m2/s2;當按 b/l=0.6布置導墻時，其紊動能峰值在0.04 m2/s2，這表明由于導墻的延長，使水流紊動強度發生變化。

圖8 A-A斷面紊動能分布Fig.8 Distributions of turbulent kinetic energy in A-A section

綜合考慮，只有選擇合理的導墻長度，才能減少進水口前水流紊動范圍和紊動強度，以達到利于電站發電的目的。

4 結論

基于以上分析，得出以下結論:

(1)在物理模型試驗結果的基礎上，通過理論分析，在平面二維形態上看，導墻的長度決定了作用于漩渦的側推力W，隨著導墻長度的增加，側推力變大，漩渦由于四周受力不均，其形態會隨著邊界條件的變化而變化。

(2)根據數學模型計算結果，對于電站進水口前流態的影響，導墻存在一個特定長度，在此長度下對斷面流速擾動較小，形成的漩渦產生的水頭損失較小，且斷面過流能力最佳。以上結論揭示了導墻附近流態的一些規律，對于合理選擇導墻長度有一定指導意義，可以為其他類似工程所參考。

［1］陳云良，伍 超，葉 茂.水電站進水口水流流態的研究［J］.水動力學研究與進展(A 輯)，2005，(3):340－345.(CHEN Yun-liang，WU Chao，YE Mao.Research for Flow Pattern in Intake of Hydroelectric Station［J］.Journal of Hydrodynamics(Ser.A)，2005，(3):340－345.(in Chinese))

［2］林錦霖.水電站進水前池三維數值模擬［J］.廣西水利水電，2009，(2):17－19.(LIN Jin-lin.3D Numerical Simulation for Receiving Basin of Hydropower Station［J］.Guangxi Water Resources＆ Hydro Power Engineering，2009，(2):17－19.(in Chinese))

［3］嚴忠民，蔣傳豐，周春天.側向進水前池水流特性的試驗研究［J］.河海大學學報，1991，19(5):49－54.(YAN Zhong-min，JIANG Chuan-feng，ZHOU Chuntian.An Experimental Study on Flow Patterns in the Forebay with Side-intake［J］.Journal of Hohai University，1991，19(5):49－54.(in Chinese))

［4］楊正駿，林宗燊，謝佩珍.水工建筑物進水口自由表面漩渦試驗研究［J］.水力發電學報，1987，(1):22－35.(YANG Zheng-jun，LIN Zong-xin，XIE Pei-zhen.Experimental Studies of Free-Surface Vortices at the Entrances of Hydraulic Structures［J］.Journal of Hydroelectric Engineering，1987，(1):22－35.(in Chinese))

［5］周濟人，劉 超，湯方平.大型泵站前池水流流態的模擬［J］.水利水電技術，1996，(9):41－44.(ZHOU Jiren，LIU Chao，TANG Fang-ping.Simulation on the Flow Pattern in Diffusion Channel of Large Pump Station［J］.Water Resources and Hydropower Engineering，1996，(9):41－44.(in Chinese))

［6］彭有業.水電站進水口與尾水渠布置對機組出力的影響［J］.廣西水利水電，2006，(3):50－65.(PENG You-ye.Influence of Intake and Tail Channel Layout of Hydropower Plant on Turbine Generator Output［J］.Guangxi Water Resources ＆ Hydro Power Engineering，2006，(3):50－65.(in Chinese))

［7］葉 茂，伍 超，楊朝暉.進水口前立軸旋渦的數值模擬及消渦措施分析［J］.四川大學學報(工程科學版)，2007，39(3):36－40.(YE Mao，WU Chao，YANG Zhao-hui.Numerical Simulation of Vertical Vortex at Intake and the Analysis of Anti-swirl Method［J］.Journal of Sichuan University(Engineering Science Edition)，2007，39(3):36－40.(in Chinese))

［8］邢英薇.不對稱水流的數值模擬與試驗研究［J］.人民珠江，2002，(5):10－12.(XING Ying-wei.Numerical Modeling and Experimental Research on Asymmetry Flow［J］.Pearl River，2002，(5):10－12.(in Chinese))

［9］嚴忠民.平原水閘泵站樞紐布置與整流措施研究［J］.河海大學學報，2000，(3):50－53.(YAN Zhong-min.Study on the Layout of Combined Sluice-Pump Station Projects and Modification of Flow Pattern［J］.Journal of Hohai University，2000，(3):50－53.(in Chinese))