出水口

隨着我國國民經濟的飛速發展, 全國各地電網容量不斷增大, 電網的用電不均勻性問題不斷突出, 解決電網的調峯容量已成為當前電力生產中的緊迫問題之一, 開發大型抽水蓄能電站是緩解這一問題的途徑之一.抽水蓄能電站進水口和出水口合一,簡稱進/出水口.上庫的進/出水口在發電時為進水口, 在抽水時為出水口;下庫的進/出水口在發電時為出水口, 在抽水時為進水口.根據其進/出水口的形式, 可分為側式與豎井式兩種.豎井式根據其結構又可分為開敞式與蓋板式兩大類.我國一般採用側式進/ 出水口,蓋板豎井式進/出水口較少, 因此很多工程技術人員對蓋板豎井式進/出水口水力特性不熟悉, 並且可供參考的工程實例也少,建成的僅有西龍池_.現有的相關論文或針對發電工況, 或針對抽水工況進行研究, 對試驗的尺寸和方法進行描述,或給出水頭損失或者流態是否好的結論,等等,而缺乏對此類水利工程結構的水流流態進行系統地分析與整理.本研究結合無錫馬山抽水蓄能電站上庫進/出水口的體形優化項目,對蓋板豎井式進/出水口水力特徵進行初步研究.由於每個工程的運行設計參數均有一定的差異,特定的試驗和計算結果只對特定的工程項目有意義, 因此, 筆者僅針對進/出水口的水力共性特徵進行研究.

對進/出水口水力特性的分析方法有兩種:一種是模型試驗, 另一種是數值模擬.在本次研究過程中,結合模型試驗與數值模擬,對豎井式進/出水口的水力特徵進行分析,其具體分析方法如下:

(1)三維模型試驗.本研究中, 以馬山抽水蓄能電站上庫的蓋板豎井式進/出水口為基礎進行試驗. 模型按重力相似準則(佛汝德準則)進行設計, 採用正態模型.在漩渦和水流環流的試驗中, 原型的雷諾數Re和韋伯數We都很大;在模型試驗中,因粘性力和表面張力對水流漩渦和環流的作用相對較大, 不能忽略其影響.為了儘量減小粘性力和表面張力的影響,必須提高模型雷諾數Re和韋伯數We.模型試驗中常用的方法是加大模型流量至2.0 ～3.0倍設計流量,以提高模型雷諾數Re和韋伯數We, 便於觀察漩渦運動.

(2)二元切片水流模型試驗.三維的水力物理模型試驗在可視性方面存在不足, 為了彌補這方面的缺陷, 可補充二元切片水流模型試驗.可以比較直觀地瞭解進/出水口的流態特徵, 以便優化進/出水口體型並判別優化後的效果, 為進一步的物理模型試驗和數值計算提供依據.二元切片水流模型按重力相似準則設計,可以選取較大的模型比尺 .馬山切片模型試驗與試驗略有區別,為了模擬軸對稱水流擴散的特徵,在平面的垂直面鑽孔,同時控制兩端出流,強迫水流通過垂直面的小孔擴散.流量按重量法標定, 誤差在8%以內.在水泵吸入口摻氣, 以觀察流動狀態.二元切片水流的不足較多, 因此主要用於觀察抽水工況下的主流方向,進行定性描述.

(3)數值模擬.據文獻[ 4]的介紹, 西龍池豎井三維模型,網格數達到8×10個以上.如果模型稍微複雜一點,例如增加防渦梁等細部結構,網格數將增加較多.個人機上能夠承受的三維模型規模在(2～3)×10個網格, 而10個網格以上的模型需要在並行機上運行,模型調試及計算週期也較長.

缺乏足夠的資料證明三維模型精度可替代物理模型,筆者也尚未看到有關三維模型成功地模擬出水流中的漩渦現象的報道.通過數值模擬與模型試驗比較,筆者發現軸對稱模型的結果能夠初步反映豎井式進/出水口水流的一些主要特徵, 模型的網格數可以控制在10個以下.無論是建模的難度和計算效率, 三維模型遠高於二維模型.雖然二維軸對稱多模型描述比三維模型要粗糙,但是,綜合效率、精度等方面因素,建議採用二維軸對稱RNGk-ε模型對抽水工況下的水流進行數值模擬,而在時間和經費許可的情況下進行三維模擬.

2.1 主要體形

主要集中在底板形態上,以控制出口的反向流速區為重要目標, 做了大量的試驗與數值仿真.對雙向水流進行了模型試,也取得了一定的成果.本研究重點介紹上部結構,其主要的形式有無防渦梁、水平防渦梁、階梯防渦梁以及防渦板等4 種結構.

2.2 抽水工況下水流的幾個基本特徵

(1)抽水工況下, 水流出流轉彎後,一般情況下有明顯的主流區, 非常類似射流.針對水平防渦梁進/出水口進行了抽水工況的模型試驗和軸對稱數值模擬.底板到防渦梁高度為5m時,水平防渦梁結構的試驗與數值仿真結果(計算過程中採用的軸對稱平面模型, 並沒有考慮導流墩擠佔的空間;修正流速為計算後流速乘以斷面面積比).L為離底板距離, h為水深.由試驗和計算結果可見,一般情況下,在底板附件處有明顯的迴流區, 主流區與迴流區的流速梯度較大, 主流區流速分佈呈楔形, 且有比較明顯的核心區.三維仿真結果和本研究的二維軸對稱數值仿真結果,都可以觀察到明顯的主流區.本研究中的入口平均流速更大, 為4.02m/s, 主流區更明顯.

採用軸對稱的水力模擬,按照防渦梁不直接接觸主流的原則, 調整防渦梁高度,再按照調整的水力數值優化結果進行切片試驗與模型試驗.切片試驗顯示, 示蹤氣泡不再通過防渦梁間隙上升, 死水位時,模型試驗顯示出流會形成面流, 但不會出現湧浪現象, 水面比較平穩.筆者初步認為, 採用階梯防渦梁破壞了出流過程中形成的大尺度渦,從而抑制了可能出現的湧浪. 試驗結果表明, 沿着主流方向採用階梯防渦梁結構進行水流約束, 對維持水流穩定是有利的;以主流不直接碰撞到防渦梁為原則是合理的, 根據軸對稱數值模擬確定的防渦梁高度佈置可作為設計參考.

針對4種不同工程結構的水力試驗發現,無防渦梁結構的水頭損失最小, 而採用防渦板結構是最不利的.所採用的防渦板結構, 將強制壓縮水流向水平四周擴散;而採用的其他幾種方法,相當於有一定的鬆弛,逐步調整水流方向,因此能量的損失也相對要小.模型試驗中,各種體形的水頭損失係數進/出水口水頭損失計量以在管道擴散端起始斷面和水庫較遠處為參考.

(2)豎管擴散段擴散角度宜控制在9°以內. 一般情況下,豎井式進/出水口附近可採用擴散管增加過流斷面面積,降低流速.一些工程技術人員為了縮短擴散段的長度,而增加擴散段角度.這種方法是不可取的.在豎井出口處,往往存在彎管段, 通常認為要通過10 ～20倍管徑距離後才能基本達到均勻.但是在實際情況下,二次流出現的距離遠遠大於這個數值.當豎井擴散段擴散角過大,水流出現分離後,極易出現偏流現象,其引起的局部流速增加所帶來的副作用遠遠超過擴大過流斷面以降低流速的作用.在馬山模型試驗與文獻[ 1]中, 所選擇的擴散角均小於9°,其配水效果均較好.部分結構設計人員對流體的這種非顯性特性不瞭解,片面考慮結構經濟性,往往加大擴散角, 縮短擴散段長度, 這是極為危險的.

(1)數值模擬和模型試驗都是水力研究的重要工具.筆者認為,從精度和效率來講,採用二維軸對稱數值模型進行數值模擬,可為豎井式進/出水口設計初步定型提供比較好的參考;在數值試驗的基礎上再進行模型試驗,有利於提高效率.

(2)抽水工況下,水流出流轉彎後, 一般情況下有明顯的主流區, 非常類似射流,在底部有迴流區.主流的擺向可能隨水位變化,低水位時擺向水面,高水位時擺向庫底.建議在出口處採用階梯形防渦梁,沿主流邊界排列,能量損失小,可以起到穩定和約束水流的作用,同時可以降低出現吸氣漩渦的風險.

(3)為保證配水均勻, 豎管擴散段擴散角宜控制在9°以內.忌為強制擴散而加大擴散角,否則可能適得其反.

(4)豎井式進/出水口的渦流隨着水深變化有兩種典型的漩渦形式:當水位較高時,在進/出水口頂蓋上部形成單一的漩渦;當水位降低到一定程度後,大環流轉化為若干個漩渦.多個豎井式進/出水口同上運行時, 環流相互干擾.在兩個進/出水口情況下, 可能形成一順一逆環流.

(5)由於受條件約束, 本試驗沒有對擴散段長度和上蓋板高度作對比試驗.部分水工結構設計人員根據斷面面積確定上蓋板高度, 沒有考慮水流轉向的影響, 存在一定的不足,今後的試驗中可考慮對上蓋板高度優化. ^[1] 

抽水蓄能電站側式進/出水口各孔口流量分配均勻與否直接影響電站運行的安全與效益，流量分配不均是側式進/出水口普遍存在的一大問題。《抽水蓄能電站設計導則》（DLT 5208—2005）規定：側式進/出水口體型設計應使各孔流道的過流量基本均勻，相鄰中邊孔道的流量不均勻程度以不超過10%為宜。進/出水口相鄰中邊孔流量不均勻程度，是指相鄰的中孔與邊孔流量相差的百分比，即中孔與邊孔過流流量之差與兩者中較小值相比所得的百分比。縱觀國內外文獻，對側式進/出水口流量分配,均未提出有效的解決方案，只是儘可能使相鄰中邊孔流量分配更接近，但達不到相鄰中、邊孔道流量不均勻程度不超過 10%的要求。所列出的側式進/出水口相鄰中邊孔的流量不均勻程度都遠大於 10%。表中同時列出了各進出水口擴散段參數，分流墩中邊孔寬度比是指擴散段內中孔流道和邊孔流道的寬度之比，中墩墩頭縮進距離是指擴散段內中墩墩頭較邊墩墩頭縮進距離。

關於抽水蓄能電站側式進/出水口水力學特性的研究已取得了較多的成果，但是尚未見專門研究流量分配的成果。楊小亭等通過分析國內抽水蓄能電站側式進/出水口設計和試驗成果資料，總結出側式進/出水口模型設計、流速分配與流量分配、攔污柵模擬和水頭損失規律，並提出改善庫盆流態和防止漩渦的工程和非工程措施；高學平等利用數值模擬方法研究了體型對側式進/出水口水頭損失和孔口附近流態的影響，指出了進水口開始出現吸氣漩渦的淹沒深度；章軍軍等利用水力模型試驗與數值模擬的方法，通過對側式短進/出水口分流墩、頂板和邊牆等流道結構的體型優化，解決了出流流態分佈不均與水頭損失偏大等難題；孫雙科等通過水工模型試驗方法，研究了側式進/出水口攔污柵斷面的流速分佈規律，着重分析了擴散段隔墩布置形式與過渡段體型對攔污柵斷面流速分佈的影響；沙海飛等採用雷諾應力紊流模型（RSM）對側式三孔進/出水口分流墩間距進行了優化，對來流不均勻性對分流的影響進行了定量描述；蔡倩雯等對某抽水蓄能電站側式進/出水口水力特性進行數值模擬，數值模擬結果與物理模型試驗結果具有較好的一致性,可實現對側式進/出水口水力特性的預測；蔡付林等通過物理模型試驗，研究比較分流墩形狀及其佈置方式對進/出水口各孔流道中流量分配、流速分佈和水頭損失係數的影響，指出分流墩的形狀和位置會很大程度上影響側式進/出水口的水力特性；張蘭丁對某側式進/出水口進行了模型試驗研究，提出了判斷側式進/出水口外上方漩渦流態是否會危及工程安全運行的方法；張從聯等對已有的部分抽水蓄能電站側式進/出水口的設計和試驗研究資料進行了綜合和分析研究；劉際軍等結合某抽水蓄能電站側式進/出水口模型試驗，通過模型試驗和數值模擬，對進/出水口前明渠水力特性進行研究分析，闡述了明渠環流產生的原因，提出瞭解決明渠不利環流問題的有效可行方案；葉飛等利用數值模擬方法研究了側式三孔進/出水口的水頭損失、流量分配、漩渦等水利特性，並對抽水工況水庫自由液麪的變化規律進行了模擬研究，模擬結果與物理模型試驗結果相一致；張正樓等採用Realizable k-ε 紊流模型對側式雙進/出水口進流水流特性進行了數值模擬，並將計算結果與物理模型試驗的測量結果進行了比較，驗證了三維數值模擬計算的準確可靠性。

本文結合某抽水蓄能電站上水庫側式進/出水口，通過調整進/出水口的各體型參數，包括擴散段分流墩中邊孔道寬度比、擴散段分流墩中墩墩頭位置、擴散段長度、圓變方漸變段長度等，利用三維數值模擬方法，研究各體型參數對進/出水口流量分配的影響。

某抽水蓄能電站上水庫側式進/出水口。沿發電水流方向依次為：防渦梁段、調整段、擴散段，全長64 m。防渦梁段長11 m，頂部共設4 道防渦梁，斷面尺寸1.2 m × 2.0 m，梁間距1.2 m。每個進/出水口設3 個分流墩，將進/出水口分成4 孔，孔口尺寸5 m × 10 m（寬×高），每孔淨寬5 m，分流墩寬度1.4 m，分流墩墩頭迎水面為圓弧曲線。調整段長15 m，調整段內由3 個分流墩分成4 孔流道，每孔流道淨空5.0 m × 10.0 m（寬×高）。擴散段長38.0 m，平面為雙向對稱擴散，總水平擴散角25.5°，立面為單向擴散，頂板擴散角4.51°。擴散段分流墩中墩墩頭較邊墩墩頭縮進3 m。擴散段分流墩中孔寬度1.54 m，邊孔寬1.96 m，中邊孔寬度比為0.22:0.28。銜接進/出水口擴散段與隧洞段的圓變方漸變段長10 m。隧洞段長35 m，洞徑7 m。單機抽水流量71.4 m/s，單機發電流量76.9 m/s；雙機抽水流量142.8 m/s，雙機發電流量153.8 m/s。計算區域包括部分引水隧洞、進/出水口、引水明渠及部分水庫。對於上水庫而言，抽水工況時，水體由隧洞段流向水庫；以距事故閘門井上游漸變段末端20 倍洞徑（20D）的隧洞斷面為入流邊界，給定入流流速；以自引水明渠外邊界向庫內取200 m 為出流邊界，邊界按靜水壓強給出；固壁邊界採用無滑移條件；液麪為自由表面。發電工況時，水體由水庫流向隧洞；以自引水明渠外邊界向庫內取200 m 為入流邊界，邊界按靜水壓強給出；距事故閘門井下游漸變段末端20倍洞徑（20D）的隧洞斷面為出流邊界，給定出流流速；固壁邊界和液麪與抽水工況的設置相同。進/出水口採用矩形網格，孔口附近網格尺寸0.3 m，其餘部位網格尺寸0.3 ~1.5 m，隨着進/出水口體型變化網格總數195~240 萬。同時，為比較不同中/邊孔寬度，對隔墩墩頭部位進行了網絡加密處理，墩頭處網格尺寸為0.05 m。

對於側式進/出水口，通常防渦梁段和調整段的各孔流道是等寬的，因此影響進/出水口流量分配的體型參數應為：擴散段分流墩中邊孔道寬度比、擴散段分流墩中墩墩頭位置、擴散段長度以及圓變方漸變段長度。所示側式進/出水口，調整段長15 m，4孔流道的每孔流道淨空5.0 m × 10.0 m（寬×高）。擴散段長38.0 m，擴散段分流墩中墩墩頭較邊墩墩頭縮進3 m；擴散段分流墩中邊孔寬度比為0.22:0.28（中孔1.54 m、邊孔1.96 m）。銜接進/出水口擴散段與隧洞段的圓變方漸變段長10 m。隧洞段長35 m，洞徑7 m。下面研究擴散段分流墩中邊孔道寬度比、擴散段分流墩中墩墩頭位置、擴散段長度以及圓變方漸變段長度對進/出水口流量分配的影響。

在 進/出水口體型基礎上，改變擴散段分流墩中邊孔寬度比，分別為0.22:0.28、0.23:0.27、0.24:0.26 和0.25:0.25。分流墩中邊孔寬度比對各孔流量分配影響顯著。分流墩中邊孔寬度比為0.22:0.28 時，相鄰中邊孔流量不均勻程度較大，流量分配不均勻。當分流墩中邊孔寬度比為0.24:0.26 時，中邊孔流量不均勻程度較小，相鄰中邊孔流量不均勻程度13% 左右，但不滿足小於10%的要求。分流墩中邊孔寬度比為0.25:0.25 時，中邊孔流量不均勻程度又開始增大。

2.2 擴散段長度對流量分配的影響

基於上述研究結果，在 進/出水口體型基礎上，擴散段分流墩中邊孔寬度比改為0.24:0.26，然後改變擴散段長度，分別為36 m、38 m、40 m和42 m。擴散段長度對流量分配有一定影響，長度過短或過長均不利於流量均勻分配。擴散段長度為40 m 時，相鄰孔道流量不均勻程度為12%左右，但不滿足小於10%的要求。

2.3 分流墩中墩墩頭位置對流量分配的影響

基於上述研究結果，調整擴散段分流墩中邊孔寬度比為0.24:0.26，調整擴散段長度為40 m，然後改變擴散段分流墩中墩墩頭位置，即中墩墩頭較邊墩墩頭縮進距離分別為0 m（中墩與邊墩齊平）、1 m、2 m、2.5 m、3 m、3.5 m 和4 m。隨着中墩墩頭縮進距離增加，抽水工況下相鄰中邊孔流量不均勻程度先增大後減小，發電工況下相鄰中邊孔流量不均勻程度先逐漸減小，到中墩墩頭距擴散段起始斷面距離為3 m 時會有所增大然後繼續減小。中墩墩頭的位置變化對抽水工況和發電工況的流量分配產生不同的影響，因此，中墩墩頭縮進適中才能保證兩工況流量分配均衡。本文體型，中墩墩頭縮進距離為3 m 時抽水與發電工況下相鄰中邊孔流量不均勻程度都較小且接近10%。

2.4 圓變方漸變段長度對流量分配的影響

基於上述研究結果，擴散段分流墩中邊孔寬度比改為0.24:0.26，中墩墩頭縮進仍為3 m，擴散段長度改為40 m，然後改變圓變方漸變段長度，分別為8.0 m、10.0 m、12.0 m 和13 m。隨着圓變方段長度的增加，相鄰中邊孔流量不均勻程度雖有改善但變化不大，説明圓變方漸變段對流量分配影響不大。

2.5 較優各體型參數

分析上述幾種體型參數的結果，擴散段分流墩寬度比、分流墩中墩墩頭位置以及擴散段長度三個體型參數對相鄰中邊孔流量不均勻程度具有重要影響，而圓變方漸變段長度變化的影響較小。側式進/出水口各體型參數對相鄰中邊孔流量不均勻程度的影響是相互作用的，各體型參數的不同組合對流量分配有不同影響。除上述體型參數組合，本文還研究了諸如：寬度比為0.23:0.27、擴散段長度為40 m 及分流墩中墩墩頭縮進2.5 m 等其他各體型參數組合時流量分配的變化情況並與寬度比為0.24:0.26、擴散段長度為40 m 及分流墩中墩墩頭縮進3 m 時的參數組合進行對比，結果表明寬度比為0.24:0.26、擴散段長度為40 m 及分流墩中墩墩頭縮進3 m 時各孔流量分配最為均勻。由於篇幅有限，其他體型參數組合的計算結果不再贅述。

對於本文研究的4 孔流道的側式進/出水口（隧洞洞徑7 m、孔道寬高5 m × 10 m），擴散段分流墩中邊孔寬度比0.24:0.26，中墩墩頭較邊墩墩頭縮進3 m，擴散段長度40 m 時，抽水工況與發電工況下相鄰中邊孔流量不均勻程度均為11.5% 左右，流量分配比較均勻，但不滿足小於10%的規範要求。

側式進/出水口相鄰中邊孔不均勻程度很難達到小於10%的規範要求，但調整擴散段分流墩中邊孔寬度比、擴散段長度以及擴散段分流墩中墩墩頭縮進距離，相鄰中邊孔流量不均勻程度將得到改善且接近10%。鑑於隧洞洞徑D基於抽水和發電流量確定，代表了進/出水口的規模，為便於類似進/出水口設計參考，對於4 孔流道的側式進/出水口，基於本文研究結果，擴散段分流墩中孔寬為0.24D、邊孔寬為0.26D，分流墩中邊孔寬度比為0.24:0.26；擴散段長為5.7D；擴散段分流墩中墩墩頭縮進距離為0.43D，相鄰中邊孔流量不均勻程度將得到改善且接近10%。當然，這一結果還有待進一步檢驗。

以某抽水蓄能電站上水庫側式進/出水口為例，對其各孔流量分配進行了數值模擬，研究了調整擴散段分流墩中邊孔寬度比、分流墩中墩墩頭位置、擴散段長度以及圓變方漸變段長度的情況下流量分配變化規律。

（1）對於4 孔道的側式進/出水口而言，通過調整進出水口體型參數，可以有效改善進出水口流量分配，但較難滿足規範規定進/出水口相鄰中邊孔道的流量不均勻程度不超過10%的要求。

（2）擴散段分流墩寬度比、分流墩中墩墩頭位置以及擴散段長度三個體型參數對相鄰中邊孔流量不均勻程度具有重要影響，而圓變方漸變段長度變化的影響較小。

（3）對於類似本文的4 孔流道的側式進/出水口，擴散段分流墩中孔寬為0.24D、邊孔寬為0.26D，分流墩中邊孔寬度比為0.24:0.26，中墩墩頭較邊墩墩頭縮進0.43D，擴散段長度為5.7D，相鄰中邊孔流量不均勻程度將得到改善且接近10%。 ^[2]