劉火箭，徐唐錦，宛良朋，何 勇，潘洪月

(1.長江科學(xué)院 水力學(xué)研究所， 湖北 武漢 430010；2.長江勘測規(guī)劃設(shè)計研究有限責(zé)任公司， 湖北 武漢 430010；3.中國三峽建設(shè)管理有限公司， 四川 成都 610041)

烏東德水電站位于四川省會東縣和云南省祿勸縣交界的金沙江下游河道。電站以發(fā)電為主，兼顧長江中下游防洪，并具有改善庫區(qū)及下游航運條件、攔沙等綜合利用效益。電站設(shè)計正常蓄水位975 m，總庫容74.08億m3，總裝機容量10 200 MW。樞紐工程主體建筑物由混凝土雙曲拱壩(最大壩高270 m)、兩岸地下電站、壩身5個表孔及6個中孔、左岸三條泄洪洞等組成[1-3]。

高山峽谷地區(qū)修建高拱壩，前期通常采用圍堰一次攔斷河床、導(dǎo)流洞泄流的導(dǎo)流方式，施工導(dǎo)流后期采取壩身臨時導(dǎo)流底孔泄流的導(dǎo)流方式[4-6]。但該方式存在泄洪建筑物布置困難、不利壩體安全、影響直線工期、增加工程投資等問題。為克服上述不利影響，根據(jù)電站“左2右3、4大1小、4底1高”的導(dǎo)流洞布置格局，提出取消壩身導(dǎo)流底孔，通過提前改建5號高導(dǎo)流洞，工程后期下閘蓄水期間利用5號導(dǎo)流洞過流，以滿足壩下下游生態(tài)流量及水位銜接的要求[3]。

5號導(dǎo)流洞在工程蓄水期間運行的最大水頭達到60 m，洞內(nèi)有壓段、明流段、出口流速過高，存在導(dǎo)流洞下閘封堵困難、導(dǎo)流洞內(nèi)及出口沖刷破壞等問題。且受導(dǎo)流洞出口條件的限制，在出口增設(shè)消能措施解決岸坡沖蝕破壞問題基本不可行。為此，研究人員提出在導(dǎo)流洞有限的有壓段范圍內(nèi)采用洞塞消能的布置型式，達到降低導(dǎo)流洞內(nèi)過流量及流速的目的。洞塞式內(nèi)消能工具有流態(tài)穩(wěn)定、結(jié)構(gòu)簡單、水流參數(shù)易于控制等優(yōu)點，國內(nèi)外針對洞塞的水力學(xué)特性開展了大量研究，取得了豐碩的成果[7-17]，但在我國采用洞塞消能的實例較少。為保證工程的安全運行，根據(jù)前期研究成果初步確定了四種洞塞方案，采用三維數(shù)值模擬技術(shù)對四種方案泄流量進行了計算，結(jié)合生態(tài)流量及導(dǎo)流洞安全性要求，確定采用兩級洞塞方案。通過模型試驗對兩種方案的流態(tài)及壓力進行了詳細研究，研究成果為工程設(shè)計提供基礎(chǔ)資料。

1 導(dǎo)流洞改建體型及計算方案

5號導(dǎo)流洞由進口段、閘室段及明流段組成，其中進口體型由喇叭口段、井前漸變段、封堵閘門段、井后漸變段、泄水孔段等組成。導(dǎo)流洞進口底高程830 m，前緣頂高程852 m，喇叭口段頂面為橢圓曲線。導(dǎo)流洞在距洞口33 m處通過井前漸變段分為左、右兩個半孔。左、右半孔底板高程830 m，在距洞口103 m處，左、右半孔逐漸合并為一個整孔，后接井后漸變段、泄水孔直線段，各部位具體尺寸見圖1(a)。

根據(jù)前期研究成果，確定了不設(shè)洞塞、單級洞塞(單孔、雙孔)、兩級洞塞(四孔)及修改方案五種方案，并在庫水位840 m～890 m條件下進行了三維數(shù)值計算。其中單級洞塞(單孔)方案在不設(shè)洞塞基礎(chǔ)上設(shè)置6.0 m×6.0 m×6.0 m過水孔；單級洞塞(雙孔)方案設(shè)置兩個6.0 m×3.0 m×6.0 m過水孔；兩級洞塞(四孔)方案設(shè)置兩級洞塞，第一級洞塞設(shè)置兩個6.0 m×3.0 m×6.0 m過水孔，第二級洞塞在導(dǎo)流洞閘門井后左右孔分別設(shè)置4.0 m×3.0 m×5.5 m的過水孔；兩級洞塞(四孔)延長方案是在兩級洞塞(四孔)基礎(chǔ)上增加了第二級洞塞與泄水孔進口之間的長度15 m，以增加二級洞塞后的水體消能體積，各方案洞塞具體尺寸見圖1。

圖1 導(dǎo)流洞改建體型計算方案(單位：m)

2 數(shù)學(xué)模型及計算成果

2.1 基本方程及紊流模型

采用連續(xù)性方程和雷諾平均N-S方程描述導(dǎo)流洞三維水流運動，并采用RNGk-ε紊流模型使方程閉合計算，與標準紊流模型相比，RNGk-ε紊流模型引入了可變系數(shù)以保證在時均應(yīng)變率很大的情況下計算結(jié)果的可實現(xiàn)性，在計算較大速度梯度流場時具有更高的精度[18-21]，基本方程如下：

(1) 連續(xù)性方程：

(1)

(2) 動量方程：

(2)

(3) 紊流模型k方程及ε方程：

(3)

(4)

2.2 邊界條件及網(wǎng)格劃分

三維模型的進口采用靜水壓力邊界(庫水位)，其它與大氣相通區(qū)域采用壓力入口邊界，壁面采用無滑移壁面邊界，出口采用壓力出口邊界，具體設(shè)置見圖2。

圖2 三維模型及邊界條件

采用非結(jié)構(gòu)化與結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的方式對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，結(jié)構(gòu)簡單區(qū)域，采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，結(jié)構(gòu)存在曲面區(qū)域，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，閘門段流態(tài)較為紊流，將此區(qū)域進行比較細密地劃分，計算模型的網(wǎng)格數(shù)達到230萬個。

2.3 基本方程求解及驗證

采用VOF方法實現(xiàn)自由水面的追蹤，采用有限體積法對控制方程進行離散。采用PISO算法解決速度和壓力耦合問題，該算法計算速度較快，總體效率比較高，對于瞬態(tài)問題，算法有明顯的優(yōu)勢。

尹則高等人采用相同的三維數(shù)值模擬方法開展了類似的洞塞消能的研究工作，三維數(shù)值計算結(jié)果與模型試驗吻合良好[9,22-23]。與此同時，為驗證數(shù)值計算結(jié)果的準確性，本文將不設(shè)洞塞方案的數(shù)值模擬流量值與模型試驗流量值進行了對比，見圖3?？梢钥闯觯嬎憬Y(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，泄流量的最大誤差在3%以內(nèi)。對比結(jié)果表明本文選擇的紊流模型合理，計算結(jié)果可靠[24]。

圖3 五種方案水位-泄流量關(guān)系曲線對比

2.4 數(shù)值模擬計算成果

烏東德水電站5號導(dǎo)流洞改建體型的運用水位在830 m～890 m之間，針對五種方案每隔10 m水位計算1組導(dǎo)流洞水力特性。

五種計算方案的泄流能力曲線對比見圖3。泄流能力隨庫水位上升而增大，同一水位條件下，無洞塞方案泄流量最大，單級洞塞(雙孔)方案泄流量較單孔方案大10 m3/s左右，為無洞塞方案的0.7倍。兩級洞塞(四孔)方案泄流量較修改方案小8 m3/s左右，為無洞塞方案的0.61倍。

水庫水位H=840 m～890 m，不設(shè)洞塞方案泄水孔出口的最大流速在12 m/s～34 m/s之間；單級洞塞方案泄水孔出口處的最大流速在10 m/s～24 m/s之間；兩級洞塞(四孔)方案泄水孔出口處的最大流速在9 m/s～22 m/s。單級洞塞(單孔)方案洞塞出口水流直接沖擊閘門段中隔墩，與雙孔方案相比水流條件略差，根據(jù)生態(tài)流量及導(dǎo)流洞安全性的要求，確定采用過流量更小的兩級洞塞方案。

3 模型試驗成果分析

3.1 物理模型及壓力測點分布

考慮到數(shù)值模擬技術(shù)不能完全反映水流特性，采用模型試驗對兩級洞塞體型進行研究，主要觀測流態(tài)和測試關(guān)鍵部位的壓力。模型按重力相似準則設(shè)計，比尺為1∶25，采用有機玻璃制作。

導(dǎo)流洞進口洞塞區(qū)域及泄水孔段進口部位分別布置37個時均壓力測點(1#—37#)和13個脈動壓力測點(P1—P13)。其中一、二級洞塞側(cè)壁、頂板及洞塞上下游面等部位共布置了21個時均壓力測點。中墩頭部、泄水孔進口側(cè)壁、頂板等部位共布置了16個時均壓力測點，具體測點見圖4。

圖4 導(dǎo)流洞進口段壓力測點分布示意圖

3.2 泄流能力及流態(tài)

兩級(四孔)洞塞與延長方案的泄流能力相當，與數(shù)值模擬的計算誤差在3%以內(nèi)。水庫水位H<850 m時，導(dǎo)流洞進口閘門段水流為明流。H=860 m時，兩級洞塞之間區(qū)域為滿流，水流出二級洞塞后進入突擴段，并在此區(qū)域形成一個較大的回流區(qū)，回流區(qū)水流為明流，水流內(nèi)出現(xiàn)大量氣泡，隨水流進入泄水孔段，門井水位波動劇烈。隨著上游水位升高至870 m，二級洞塞后突擴段呈明滿流過渡狀態(tài)，此時突擴段前端(中墩下游末端附近區(qū)域)形成較大空腔，水流紊動增大、帶氣現(xiàn)象明顯增強。上游水位升高至880 m時，突擴段前端氣囊逐漸消失，此時隧洞內(nèi)基本為滿流狀態(tài)，水流中少量氣泡在左、右孔之間來回移動，不同水位條件下兩種方案的流態(tài)相似。

3.3 時均壓力分布

兩種洞塞方案各測點時均壓力見圖5、圖6。泄水孔前側(cè)壁圓弧末端的30#測點壓力隨上游水位升高而降低，其余測點的時均壓力隨上游水位的升高而增大，兩個方案洞塞處及泄水段進口的壓力值及變化規(guī)律基本相似。

一、二級洞塞進口前緣處壓力迅速下降，洞塞內(nèi)壁面的壓力沿水流方向逐漸增大，表明水流在洞塞進口壁面有分離(一級洞塞2#—4#測點，二級洞塞13#—15#測點)。一、二級洞塞上下游面壓力差隨上游水位的升高而增加，H=890 m時，二級洞塞上下游面壓力差值最大約為27.37×9.8 kPa。

泄水孔進口側(cè)壁及頂板曲線段存在壓力跌落，其后壓力回升，形成逆壓分布，壓力跌落及其后的逆壓梯度均較大。側(cè)壁沿程最小壓力出現(xiàn)在圓弧末端30#測點，H=890 m時，30#測點壓力值為-0.06×9.8 kPa(延長方案)，其后壓力迅速回升，至31#測點壓力值為7.6×9.8 kPa。

圖5 導(dǎo)流洞進口段時均壓力分布(兩級洞塞方案)

圖6 導(dǎo)流洞進口段時均壓力分布(兩級洞塞延長方案)

3.4 脈動壓力分布

模型試驗對兩級洞塞側(cè)壁及突擴段頂板、改建堵頭段進口側(cè)壁及頂板進行了脈動壓力測量。典型測點的脈動壓力隨時間分布見圖7。

圖7 部分測點脈動壓力分布(兩級洞塞延長方案)

不同水位條件下，延長方案側(cè)壁進口處測點P1脈動較大，瞬時壓力出現(xiàn)負壓，且隨著上游水位升高，測點壓力脈動明顯增強，瞬時壓力達到極限負壓(-10×9.8 kPa)；泄水孔段側(cè)壁圓弧中點(P9)及圓弧末端(P10)壓力較低，瞬時壓力出現(xiàn)負壓，且隨上游水位升高，瞬時壓力達到極限負壓(-10×9.8 kPa)，壓力脈動也較大；泄水孔段頂板測點(P11及P12)壓力變化規(guī)律基本與側(cè)壁相同。H=890 m，測點P11及P12瞬時壓力最低分別為-2.53×9.8 kPa和-2.65×9.8 kPa，脈動壓力標準差分別為2.69×9.8 kPa和1.31×9.8 kPa。兩個方案的二級洞塞及泄水段進口的脈動壓力特性基本相似，但部分工況下，原方案部分測點瞬時負壓及壓力脈動較延長方案有所增大。

二級洞塞及泄水段進口處測點均出現(xiàn)了較低的瞬時壓力和較大的壓力脈動，產(chǎn)生水流空化的可能性較大，須注意防空蝕措施。

4 結(jié)論及建議

采用三維數(shù)值模擬技術(shù)對四種洞塞布置方案的泄流能力進行了計算分析，并根據(jù)生態(tài)流量及導(dǎo)流洞安全性的要求確定工程采用兩級洞塞方案。采用物理模型試驗對兩種兩級洞塞方案的流態(tài)及壓力研究。結(jié)果表明：隨著水位的增加，兩種改建體型的導(dǎo)流洞有壓段流態(tài)均從明流向滿流轉(zhuǎn)變，并在閘門段出現(xiàn)不穩(wěn)定氣囊，隨著水位增加，氣囊逐漸變小直至消失。兩種方案的時均壓力值及分布規(guī)律相似，脈動壓力均波動劇烈且部分測點達到負壓極值，延長方案泄水孔進口處脈動壓力峰值略小。為保證工程蓄水安全，建議在改建施工過程中，嚴格控制施工質(zhì)量，在閘門段頂部設(shè)置通氣孔，達到快速排出空腔氣體的目的。對兩級洞塞段及泄水孔進口部位的負壓區(qū)域進行抗蝕材料保護。在導(dǎo)流洞運行過程中進行原型監(jiān)測，為工程實時調(diào)度提供科學(xué)依據(jù)。