大型电站叠梁门分层取水进水口水力特性研究

段文刚，黄国兵，侯冬梅，杜 兰，刘红庆

（长江科学院 水力学研究所，湖北 武汉 430010）

大型电站叠梁门分层取水进水口水力特性研究

段文刚，黄国兵，侯冬梅，杜 兰，刘红庆

（长江科学院 水力学研究所，湖北 武汉 430010）

电站进口前加设叠梁门后引起局部水流条件复杂，本文以模型试验和数值模拟为研究手段，系统阐述了叠梁门分层取水进口水流流态、门顶最小运行水深、水头损失和叠梁门反向附加水击压力等。研究表明，加设叠梁门后机组各栅孔进流较为均化，门井水面波动加大，主要引流区间在门顶以下10m—门顶以上25m水域，叠梁门门顶最小运行水深一般为15～30m，进口段水头损失1.20～1.95 m（水头损失系数为0.45～1.15），较无叠梁门时增大1.11～1.63 m，对机组发电经济效益将产生一定影响，机组甩负荷对叠梁门下游面板产生的附加水击压力（2.9～3.0）×9.81 kPa。

电站进水口；分层取水；叠梁门；水头损失；门顶水深；附加水击压力

1 研究背景

运行实践表明，高坝大库建成后，水库水温具有沿深度成层分布的特点，出于生态环保的需要，电站分层取水势在必行。分层取水型式主要有多层取水口、斜卧式、多层水力自动翻板型、浮式板等。由于操作灵活，对库水位变化适应性强，叠梁门分层取水在大型电站得以广泛应用。与常规电站进水口相比，叠梁门分层取水利用备用拦污栅槽放置叠梁门设施，实现引取近表层水。美国沙斯塔、饿马和格兰峡水电站自20世纪90年代先后进行分层取水改建并成功运用至今，光照水电站是我国第一个采用叠梁门分层取水的大型水电站（2007年），国内部分叠梁门分层取水电站进水口布置见表1。加设叠梁门结构后进口水流近似淹没薄壁堰流，局部水流结构复杂，从而派生出一系列新的水力学问题。本文结合乌东德、白鹤滩和亭子口等3个工程研究成果（见图1），系统阐述叠梁门分层取水主要的水力学问题，以供有关工程设计和运行管理参考。

2 研究方法

电站进水口水力学问题研究方法通常采用大比尺水工模型试验和三维数值模拟计算。模型试验涉及水流漩涡问题，由于模型水流中黏滞力和表面张力对漩涡的抑制作用较原型强，为保证模型水流与原型相似，通常要求模型水流雷诺数Re＞30000，韦伯数We＞120。为此水工模型比尺选取较大，一般为1∶30～1∶50，可模拟一个或多个流道，顺水流向模拟范围包括上游部分水库、拦污栅结构体、叠梁门、通仓段、进口段、门槽段、渐变段、压力管道全程（至蜗壳部位）等。如图2所示，乌东德模型比尺1∶30，模拟1台机组流道；白鹤滩模型比尺1∶30，模拟3台机组流道；亭子口模型比尺1∶50，模拟全部4台机组流道。为避免模型机组甩负荷过程中造成库水位上升，在模型水库中加设可升降的溢水装置。在模型蜗壳部位安装模型水轮机，以保证模型导叶关闭过程与原型相似，也可简化安装与水轮机导叶启闭类似的百叶阀，用启闭机控制百叶阀的启闭时间。

图1 进水口布置

表1 国内部分叠梁门分层取水电站进水口布置

数值模拟通常采用三维RNG k-ε紊流数学模型模拟电站进水口水流流场，自由液面采用VOF处理方法，通过定义控制单元的体积分数，追踪网格中的流体体积，在每个控制体积内，所有项的体积分数之和为1。当为自由液面时，水的体积分数介于0和1之间。

（1）网格划分。为使计算收敛性更好，计算区域全部采用六面体结构化网格进行划分，同时对拦污栅前至渐变段重点关注区域进行加密，使计算结果更接近真实值。

（2）边界条件。对于水流进口边界已知库水位，设定为压力入口边界；管道出口边界根据引用流量和管道断面积，设定为流速出口；空气边界为大气压力边界；固壁边界规定为无滑移边界条件。

图2 1∶30模型

3 主要研究成果

3.1 进口水流流态电站进水口流态和流速分布是评价分层取水效果一个主要指标，引流范围愈近底部水温愈低，愈近表层则水温愈高。如图3（a）所示，常规电站进水口（无叠梁门）机组引流时：机组6个栅孔呈对称进流，中间4孔大流速分布范围较两侧边孔要大，流速可达1.0～1.8m/s，大流速位于进水口底板～喇叭口上缘高程区间，在喇叭口以上流速分布显著减小。水流到达通仓段后迅速往喇叭口汇集，最大流速值为2.4m/s，位于距底板高程2～3m处。可以看出，中间栅孔进流多，边孔进流少，引流范围主要集中在底部喇叭口附近水域。放置叠梁门后，如图3（b）所示，水流绕过叠梁门形成淹没薄壁堰流，流线经过2次近90°弯折后进入压力管道。6个栅孔进流大大均化，大流速位于门顶附近（2.8m/s）。通仓段竖井内水流流线紊乱，流速分布不均，最大流速达5.1m/s，进入压力管道后流线摆动仍然剧烈，在门槽里有小立轴漩涡形成。引流区间在叠梁门顶以下10m-门顶以上25m水域。

图3 流速分布

门井水面波动是辅助评价进口流态优劣的一个指标，未放置叠梁门时，电站进水口门井水面波动较小约0.06～0.10m。放置叠梁门后，门井水面波动有加大的趋势，可达0.12～0.50m，见表2。

表2 放置叠梁门前后门井水位波动

3.2 叠梁门顶最小运行水深从分层取水效果角度来讲，尽可能引取表层水，提高下泄水温，叠梁门放置越高越好。但放置叠梁门后，不可避免地恶化进口水流流态，可能诱发危害性吸气漩涡。一般而言，叠梁门门顶最小运行水深确定受以下几方面因素限制：（1）避免出现危害性吸气漩涡；（2）避免出现不利流态，如薄壁堰自由堰流，水面跌落明显，波动大；（3）过栅流速限制。从乌东德、白鹤滩、亭子口模型试验研究成果和收集掌握的资料来看，大型电站叠梁门门顶最小运行水深在15～30m之间（见表3），门顶水深越大，水面波动越小。

表3 国内大型电站叠梁门顶最小运行水深

乌东德电站正常蓄水位975m条件下，进水口前最多可放置8节叠梁门（8×4m），最大门顶高程945 m，相应最小门顶运行水深30m；白鹤滩电站库水位795m条件下，进水口前最多可放置10节叠梁门（10×4m），最大门顶高程774m，相应门顶水深21m；亭子口电站正常蓄水位458m条件下，进水口前最多可放置10节叠梁门，最大门顶高程443m，相应门顶水深15m。

需要指出的是，拦污栅墩和大坝主体结构之间往往通过纵、横支撑梁进行联系，将支撑梁顶面高程布置在特征水位以下0.30～0.50m，可起到破除表面漩涡的作用，低水位条件下进口流态改善更为明显，这一结论已在白鹤滩和乌东德模型试验中反复得到证实。

3.3 进口段水头损失进口段水头损失起止断面定义为拦污栅前水库断面和渐变段末端（圆形压力钢管始端）断面。由图4可知，进口段水头损失与叠梁门放置高度呈正比关系，与门顶水深呈反比关系，叠梁门放置愈高，门顶水深愈小，水头损失愈大。以亭子口电站为例，未放置叠梁门时，进口段水头损失为0.09m，放置2节后水头损失为0.17m，放置4节后水头损失0.31m，放置6节后水头损失0.54m，放置8节后水头损失0.82m，放置10节后水头损失1.20m。

同时，由表4可知，在常规电站进水口引流条件下（无叠梁门），进口段水头损失较小，hw=0.09～0.34m，水头损失系数ξ=0.03～0.21。放置叠梁门后，进口段水头损失明显增加，相应进口段水头损失增大为1.20～1.95m，水头损失系数为0.45～1.15。换言之，叠梁门分层取水附加水头损失约1.11～1.63 m，将对机组发电经济效益产生一定影响。叠梁门设置改变了常规进水口的水流运动轨迹，进口水流流向经过两次90°转弯后进入引水管道，加之叠梁门及通仓段支撑梁对水流的局部阻力影响，使进口段水头损失及水头损失系数均明显增大，叠梁门顶水深越小，水头损失及水头损失系数愈大。初步分析可知，进口段水头损失与门顶水深、通仓段长度和纵横联系梁布设密切相关。

图4 进口段水头损失～叠梁门高度关系曲线

表4 放置叠梁门前后电站进口段水头损失和水头损失系数

3.4 机组甩负荷对叠梁门反向附加水击压力加设叠梁门结构后在机组甩负荷条件下，叠梁门下游面板将遭受反向水击压力，这也是拦污栅墩结构设计关注的一个技术指标。试验表明：叠梁门下游面板产生的水击压力竖向分布特征为顶部小底部大，亭子口电站实测底部附加水击压力为3.0×9.8 kPa，顶部为1.3×9.8 kPa（见表5），沿水深方向愈往上水击压力愈小。平面分布特征为中间栅孔大两侧栅孔小，符合一般规律。机组全部甩负荷极端条件下，试验测得叠梁门反向附加水击压力约为（2.9～3.0）× 9.8 kPa（见表6和图5），3个工程模型试验测得的最大附加水击压力值较为接近。

表5 叠梁门下游面板水击压力沿水深分布

表6 机组甩负荷引起叠梁门附加水击压力

图5 叠梁门底部水击压力过程线

4 结语

叠梁门分层取水是近年学术研究和工程实施的热点，本文从定性和定量两个层面对加设叠梁门后进口水力特性进行分析探索，有助于形成总体认识，可为今后相关工程设计和运行管理提供参考。

［ 1］ 段文刚，王才欢，等.大型分层取水电站进口水力学研究进展［J］.长江科学院院报，2013（8）：5-9.

［ 2］ 王才欢，段文刚，等 .水电站进水口分层取水水力特性模型试验研究［J］.水力发电学报，2013（10）：122-127.

［ 3］ 汤世飞.光照水电站叠梁门分层取水运行情况分析［J］.贵州水力发电，2011，25（4）：18-21.

［ 4］ 刘欣，陈能平，肖德序，等.光照水电站进水口分层取水设计［J］.贵州水力发电，2008，22（5）：33-35.

［ 5］ 姜跃良，何涛.金沙江溪洛渡水电站进水口分层取水措施设计［J］.水资源保护，2011，27（5）：119-122.

［ 6］ 章晋雄，张东，吴一红，等 .锦屏一级水电站分层取水叠梁门进水口水力特性研究［J］.水力发电学报，2010，29（2）：1-6.

［ 7］ 游湘，唐碧华，章晋雄，等.锦屏一级水电站进水口叠梁门分层取水结构对流态及结构安全的影响［J］.水利水电科技进展，2010，30（4）：46-50.

［ 8］ 高学平，张少雄，张晨 .糯扎渡水电站多层进水口下泄水温三维数值模拟［J］.水力发电学报，2012，31（1）：195-201.

［ 9］ 高志芹，吴余生，赵洪明 .糯扎渡水电站进水口叠梁门分层取水研究［J］.云南水力发电，2012，28（4）：15-19.

［10］ 杨嵘，严铁军.糯扎渡水电站进水口分层取水设计［J］.云南水力发电，2012，28（2）：56-60.

Hydraulic characteristics study on stoplog gates multi-level water in take of large hydropower station

DUAN Wengang，HUANG Guobing，HOU Dongmei，DU Lan，LIU Hongqing
（HydraulicsDepartment，Yangtze River Scientific Research Institute，Wuhan 430010，China）

Setting stoplog gates in front of power p lant inlets leads to complicated local flow conditions. The flow pattern at inlets，the minimum depth at gates，the water head loss，and the additional water ham⁃mer back pressure on the stop log gates are systematically studied based on physical model testing and nu⁃merical simulation.The results indicate that，the inlet flow at each gate hole of power units was more uni⁃form，and the fluctuation of water level in the valve pit increased if the stop log gate was set.The main water-intake area ranged from 10m under the gateway top to 25m above the gateway top，and the mini⁃mum depth at gates was 15～30m in general.The water head loss at inlet was 1.20～1.95m（head loss coeffi⁃cient equal to 0.45～1.15），which was 1.11～1.63m higher compared with that without stop log gates，and the economic benefits of power units were then affected.The additional water hammer pressure on the down⁃stream panels of stop log gates was（2.9～3.0）×9.81kPa，under load rejection operating conditions.

hydropower plant inlet；multi-level water intake；stop log gate；waterhead loss；depth at gates；additional water hammer pressure

TV132

：Adoi：10.13244/j.cnki.jiwhr.2015.05.011

1672-3031（2015）05-0380-06

（责任编辑：李福田）

2015-08-09

段文刚（1972-），河南南阳人，教授级高级工程师，主要从事电站水力学和枢纽泄洪消能研究。E-mail：ckydwg@163.com