連接隧洞段斷面類型對側式進出水口水力特性影響

摘要：抽水蓄能電站實際工程布置中，側式進/出水口與閘門井之間往往存在一定長度的連接隧洞段，目前設計過程中缺乏連接隧洞段橫斷面類型的選擇依據。通過數值模擬手段開展了連接隧洞段橫斷面類型（圓型、城門洞型、方型）對側式進/出水口水頭損失、流速分布及流量分配等水力特性的影響規律研究。結果表明：出流工況下，連接隧洞段橫斷面為方型時其內部水平擴散和垂向擴散最充分，各項水力指標較好，水頭損失系數有所減小但變化不大，流速分布及孔口流量分配更均勻，中、邊孔口流速不均勻系數均小于1.5，流量不均勻程度均小于10%。進流工況下，不同連接隧洞段橫斷面類型對側式進/出水口水力特性影響較小，各項水力指標均滿足規范要求。研究成果可為側式進/出水口連接隧洞段體型設計提供依據。

關 鍵 詞：側式進/出水口； 連接隧洞段； 水力特性； 抽水蓄能電站

中圖法分類號： TV135

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.09.023

0 引 言

為加快實現中國能源綠色低碳轉型，抽水蓄能電站加快發展勢在必行［1］。抽水蓄能電站側式進/出水口作為水道系統的重要組成部分，在實際工程中得到廣泛運用［2］。受實際工程地形地質條件的限制，側式進/出水口與閘門井之間往往存在一定長度的連接隧洞段，不同連接隧洞的橫斷面類型將會影響側式進/出水口水力特性。因此，開展側式進/出水口連接隧洞段的研究具有重要的理論價值和實踐意義。

抽水蓄能電站側式進/出水口水力特性主要受自身體型參數影響。為此，眾多學者開展了大量研究工作［3-5］，主要包括分流隔墩的布置［6-7］、擴散段長短［8-9］、平面擴散角和頂板擴張角大?。?0-11］、調整段長短［12］等。由于側式進/出水口具有雙向過流的特點，其水力特性除受自身體型參數影響外，還與輸水隧洞有關。高學平等［13］采用數值模擬方法對與側式進/出水口銜接的輸水隧洞坡角進行研究，發現當輸水隧洞坡角等于擴散段頂板擴張角時，進/出水口附近水力特性較優。張從聯等［14］通過物理模型試驗發現設置兩個對稱的立面彎道可基本消除彎道的影響。孫雙科等［15］通過物理模型試驗指出，攔污柵斷面流速分布受側式進/出水口與立面彎道之間的直隧洞影響較為顯著。張蘭丁等［16］通過物理模型試驗發現，立面彎道上彎段與閘門井間距大于5倍管徑可消除彎道對管道內部流速分布的影響。綜上所述，自身體型參數和輸水隧洞都會影響進/出水口水力特性，但目前關于輸水隧洞對側式進/出水口水力特性影響的相關研究較少，且尚未涉及連接隧洞段橫斷面類型的影響研究。

因此，本文旨在研究連接隧洞段橫斷面類型對側式進/出水口雙向過流條件下各項水力指標的影響，為側式進/出口連接隧洞段設計提供依據。

1 研究對象

撫寧抽蓄電站側式進/出水口（圖1）由防渦梁段、調整段及擴散段組成，總長63.15 m。防渦梁段長10.15 m，調整段長15.00 m，孔口寬5.5 m，高9.0 m；擴散段長38.00 m，平面水平擴散角α=28.36°，立面頂板擴張角β=3.01°。側式進/出水口與閘門井之間設置漸變段1、連接隧洞段、漸變段2。漸變段1長10.0 m，連接隧洞段長33.5 m，并存在i=5.97%的坡度；漸變段2長10.0 m，閘門井長13 m；同時在閘門井右側設置方變圓漸變段3連接輸水隧洞，長度10.0 m；輸水隧洞存在帶坡度的平面轉彎段，轉彎角度20°，轉彎半徑215.0 m，坡度i=6%。

死水位條件下，進流流量2×78.9 m3/s，出流流量2×67.1 m3/s。

2 研究方法

2.1 控制方程及湍流模型

抽水蓄能電站側式進/出水口內部流動為不可壓縮流動，控制方程為連續性方程和N-S方程。由于N-S方程中存在雷諾應力項，需要引入湍流模型進行封閉，而RSM湍流模型能較好地模擬水流在平面彎道［17-18］及側式進/出水口內部的流動［19］，因此本文引入RSM模型對N-S方程進行封閉，具體方程參見文獻［20］。

2.2 計算模型建立

模型計算區域包含庫區、進/出水口及隧洞。其中壓力邊界根據水庫死水位按靜水壓強給出；固壁邊界采用無滑移條件；水庫表面采用剛蓋假定；隧洞斷面邊界為速度邊界，依流量按平均流速給出。對計算區域進行網格劃分，網格總數約1 000萬，整體網格尺寸0.3 m，局部網格尺寸0.1 m。近壁面設厚度為0.3 m的邊界層，共15層，其中第一層網格厚度0.005 m，此時y+值介于30～300之間，可滿足計算精度要求，計算區域及網格如圖2所示。

2.3 數值模型驗證

對上述建立的數學模型進行計算，提取側式進/出水口水頭損失、攔污柵斷面流速及孔口流量分配，并與試驗結果比較，對數值模型進行驗證?？卓诹髁糠峙涞挠嬎惴椒▍⒖糔B/T 10072-2018《抽水蓄能電站設計規范》［21］。表1為側式進/出水口水頭損失系數，表2為側式進/出水口各孔口流量分配情況，圖3為攔污柵斷面中垂線流速。結果表明，計算值與試驗值擬合較好，選用RSM湍流模型對N-S方程進行封閉能夠用于研究側式進/出水口水力特性。

3 結果分析

3.1 計算條件

抽水蓄能電站實際工程布置中，連接隧洞段橫斷面多采用圓型，但為滿足側式進/出水口內部的水流條件，一些工程也采用城門洞型（例如安徽桐城抽水蓄能電站、云浮水源山抽水蓄能電站）和方型（例如江西遂川抽水蓄能電站）。

為專門研究連接隧洞段橫斷面類型對側式進/出水口水力特性的影響，在前述側式進/出水口體型（連接隧洞段橫斷面為圓型）的基礎上，保證隧洞洞線及隧洞的寬高不變，改變進/出水口與閘門井之間連接隧洞段橫斷面類型分別為城門洞型和方型，同時不考慮隧洞坡角和平面轉彎的影響（接平直隧洞），分別建立數學模型進行計算，分析水頭損失、流速分布及流量分配變化情況，圖4為3種隧洞橫斷面類型圖。

死水位條件下，進流流量2×78.9 m3/s，出流流量2×67.1 m3/s。

3.2 出流工況結果分析

3.2.1 水頭損失系數

出流工況，連接隧洞段的橫斷面由圓型轉變為方型，隨著橫斷面面積不斷增大，隧洞段及進/出水口的水頭損失系數有所減小，但變化不大。

3.2.2 流速分布

為對比連接隧洞段橫斷面不同類型在出流工況對進/出水口內部流動的影響，提取了進/出水口的內部流速場，沿著出流方向分別選取了Y=-L*（擴散段始端）、Y=-0.79L*（擴散段中間斷面Ⅰ）、Y=-0.63L*（擴散段中間斷面Ⅱ）、Y=-0.40L*（擴散段末端）、Y=-0.16L*（攔污柵斷面）5個典型截面如圖5所示，其中L*為進/出水口總長度，Y=0斷面為側式進/出水口末端斷面，Y的正方向沿出流方向。

圖6（a）給出了進/出水口中孔各典型截面的內部流速場，細實線代表流速為0的等值線?？梢钥闯觯B接隧洞段的橫斷面類型不同，進/出水口中孔的流速分布規律基本相同。在Y=-L*截面，主流位于孔口中部，斷面最大流速約為3.2 m/s，城門洞型和方型隧洞橫斷面流速分布更為均勻；由于擴散段水平擴散角和頂板擴張角的作用，水流流至Y=-0.79L*截面時流速有所減小，斷面最大流速約為2.8 m/s，連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉變為方型，斷面流速分布越來越均勻。水流流至Y=-0.63L*截面時，斷面流速繼續減小，圓型隧洞截面最大流速約2.4 m/s，城門洞型和方型隧洞截面最大流速約2.0 m/s，方型隧洞截面流速分布最為均勻。Y=-0.40L*截面，各斷面主流在橫向上位于中部，在垂向上位于孔口中下部，且城門洞型和方型隧洞橫斷面垂向上主流位置比圓型橫截面略高，各斷面最大流速約1.6 m/s，當水流流至Y=-0.16L*截面時，各斷面主流位置基本保持不變，由于調整段的作用，各斷面流速分布更加均勻，最大流速約1.2～1.6 m/s，其中方型隧洞橫截面的攔污柵斷面流速分布最為均勻，斷面頂部的低流速區面積較小。

圖6（b）給出了進/出水口邊孔各典型截面的內部流速場。可以看出，連接隧洞段的橫斷面類型不同，進/出水口邊孔的流速分布規律也基本相同。Y=-L*截面，斷面流速分布較為均勻，圓型隧洞橫斷面最大流速約為2.4 m/s，城門洞型和方型隧洞橫斷面最大流速約為2.0 m/s；由于擴散段水平擴散角的作用，水流流至Y=-0.79L*截面時主流位于斷面邊壁，斷面最大流速約為2.0 m/s，連接隧洞段的橫斷面類型由圓型到方型，斷面流速分布越來越均勻。水流流至Y=-0.63L*截面時斷面流速分布呈現“左小右大”的特點，最大流速約1.6 m/s，且方型隧洞橫截面的低流速面積較小。在Y=-0.40L*截面，各斷面低流速區面積繼續增大，斷面最大流速約1.2 m/s。由于調整段的作用，當水流流至Y=-0.16L*截面時，各斷面流速分布較為均勻，低流速區面積較小，斷面最大流速約0.8 m/s，其中方型隧洞橫截面攔污柵斷面流速分布最均勻。

圖7給出了出流工況下攔污柵斷面中垂線流速變化情況。可以看到，對于不同類型的連接隧洞段橫斷面，中孔中垂線流速分布均呈現“上小下大”的特點，主流位于孔口中下部；但隧洞橫斷面為城門洞型和方型時，攔污柵斷面主流位置比隧洞橫斷面為圓型時高，且最大流速與隧洞橫斷面為圓型相比有所減小；邊孔中垂線流速分布流速分布較為均勻，沒有明顯主流。

表3給出了出流工況下進/出水口中、邊孔攔污柵斷面流速不均勻系數數值模擬值，可以看到，隨著連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉變為方型，橫斷面面積不斷增大，流速不均勻系數逐漸減小，中孔由1.67減小到了1.48，邊孔由1.42減小到了1.35，流速分布逐漸均勻。

3.2.3 流量分配

表4給出了出流工況下進/出水口各孔口流量分配變化情況。可以看到，隨著連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉變為方型，橫斷面面積逐漸增大，進/出水口各孔口流量分配逐漸均勻，流量不均勻程度由8.52%～9.04%減小到了6.84～7.12%。

3.3 進流工況結果分析

3.3.1 水頭損失系數

進流工況，對于不同類型的連接隧洞段橫斷面，隧洞段及進/出水口的水頭損失系數基本保持不變。

3.3.2 流速分布

圖8（a）給出了進/出水口中孔各典型截面的內部流速場。可以看出，不同類型的連接隧洞段橫斷面進流工況下進/出水口中孔的流速分布規律基本相同。Y=-0.16L*截面，主流位于孔口中下部，斷面最大流速約0.9 m/s，孔口頂部存在小范圍的低流速區。由于調整段均化水流的作用，在Y=-0.40L*截面，各斷面流速分布逐漸均勻，主流區面積逐漸增大，斷面頂部的低流速區面積基本保持不變。隨著水流在擴散段內部的流動，各斷面面積逐漸減小，斷面流速逐漸增大，在Y=-0.63L*截面時，斷面主流區面積仍在增大，頂部低流速區面積消失，斷面流速分布較為均勻。當水流流至Y=-0.79L*截面時，斷面流速分布最為均勻，斷面平均流速約2.6 m/s。在Y=-L*截面時，斷面平均流速約3.0 m/s。

圖8（b）給出了進/出水口邊孔各典型截面的內部流速場。可以看出，不同類型的連接隧洞段橫斷面進流工況下進/出水口邊孔的流速分布規律基本相同。Y=-0.16L*截面，主流位于孔口中下部，且主流區面積大于中孔，斷面最大流速約0.9 m/s，孔口頂部也存在小范圍的低流速區。由于調整段的作用，在Y=-0.40L*截面，主流區面積基本保持不變，但最大流速略有增大，約為1.2 m/s，斷面頂部的低流速區面積也略有增大。隨著水流在擴散段內部的流動，各斷面面積逐漸減小，斷面流速逐漸增大。在Y=-0.63L*截面時，斷面主流區面積逐漸增大，且主流區面積大于中孔，頂部低流速區面積消失，斷面流速分布較為均勻。當水流流至Y=-0.79L*截面時，斷面流速分布最為均勻，斷面平均流速約2.8 m/s。在Y=-L*截面時，斷面主流位置靠近擴散段邊壁，斷面最大流速約3.4 m/s。

圖9給出了進流工況下進/出水口中、邊孔攔污柵斷面中垂線流速變化情況?？梢钥吹剑瑢τ诓煌愋偷倪B接隧洞段橫斷面，中、邊孔中垂線流速分布規律基本相同，均呈現“上小下大”的特點，且中孔流速整體小于邊孔，連接隧洞段的橫斷面類型不同，對進流工況進/出水口攔污柵斷面流速分布影響較小。

表5給出了進流工況下進/出水口中、邊孔攔污柵斷面流速不均勻系數數值模擬值?？梢钥吹?，連接隧洞段的橫斷面由圓型轉變為方型時，橫斷面面積不斷增大，流速不均勻系數基本保持不變，且均小于1.5，孔口流速分布較為均勻，連接隧洞段的橫斷面類型不同對進流工況進/出水口攔污柵斷面流速不均勻系數影響較小。

3.3.3 流量分配

表6給出了進流工況下進/出水口各孔口流量分配變化情況?？梢钥吹?，隨著連接隧洞段的橫斷面類型由圓型轉變為方型，橫斷面面積逐漸增大，進/出水口各孔口流量分配基本保持不變，流量不均勻程度均小于10%，各孔口流量分配均勻，表明連接隧洞段的橫斷面類型不同對進流工況進/出水口流量分配影響較小。

4 結 論

本文開展了連接隧洞段不同橫斷面類型對側式進/出水口水力特性的影響研究，得到以下結論：

（1） 出流工況下，側式進/出水口連接隧洞段橫斷面類型為方型時，隧洞段和進/出水口水頭損失系數有所減小，但變化不大；水流在進入進/出水口前斷面流速分布更均勻，進/出水口內部水平和垂向擴散更加充分，擴散段及調整段頂部的低流速區面積較小；攔污柵斷面流速分布及各孔口流量分配更為均勻，中邊孔口流速不均勻系數均小于1.5，流量不均勻程度均小于10%，進/出水口可獲得較好的水力特性。

（2） 進流工況下，連接隧洞段橫斷面類型對側式進/出水口水力特性影響較小，進/出水口水頭損失系數基本保持不變；調整段頂部的回流區面積均較小；攔污柵斷面流速分布及各孔口流量分配規律相同，各項水力指標均滿足設計規范要求。

（3） 推薦側式進/出水口與閘門井之間連接隧洞段的橫斷面采用方型，此時進/出水口可獲得較優的水力特性。

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（編輯：胡旭東）

Influence of cross-section types of connecting tunnel segment on hydraulic characteristics of lateral inlet/outlet

LIU Shuai

（Yalong River Hydropower Development Company，Chengdu 610051，China）

Abstract：

In the actual engineering layout of pumped storage power stations，there is a certain length of connecting tunnel segment between the lateral inlet/outlet and the gate shaft.At present，there is no selection basis for the cross-sectional type of the connecting tunnel segment in the design process.Therefore，in this paper，the influence of cross-section types （ circular，gate and square ） of connecting tunnel segment on hydraulic characteristics such as head loss，velocity distribution and flow distribution of lateral inlet/outlet was studied by means of numerical simulation.The results showed that under the outflow condition，when the cross-section was square，the internal horizontal diffusion and vertical diffusion were the mo2efed6851608dfa890fdcdaa2bc2549dst sufficient，the hydraulic indexes were better，the head loss coefficient decreased but did not change much，the flow velocity distribution and orifice flow distribution were more uniform，the non-uniformity coefficients of the middle and side orifice flow were less than 1.5，and the non-uniformity degrees of the flow were less than 10%.Under the inflow condition，different cross-section types of the connecting tunnel segment had little influence on the hydraulic characteristics of the lateral inlet/outlet，and all of the hydraulic indexes can meet the specification requirements.The research results can be a basis for the shape design of the connecting tunnel segments.

Key words：

lateral inlet/outlet； connecting tunnel segment； hydraulic characteristic； pumped storage power station