某厂顶溢流式电站拦污栅破坏原因分析

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(1.陕西省引汉济渭工程建设有限公司，西安 710100；2.陕西省桃曲坡水库灌溉管理局，陕西 铜川 727000)

1 工程概况

汉江干流某梯级规划开发水电站采用低水头径流开发方式。电站以发电为主，工程规模为Ⅱ等大(2)型，正常蓄水位217.3 m,水库库容1.74亿m3，调节库容0.24亿m3，多年平均年径流量231亿m3，多年平均流量732 m3/s，年径流量分布极不均匀。为减少基础开挖量和满足泄洪要求，电站在设计上选用了结构紧凑、国内目前较少采用的机组层、泄洪表孔、厂房重叠布置的形式,即厂顶溢流的贯流式电站。电站安装6台灯泡贯流式水轮发电机组，单台机组装机45 MW。电站枢纽建筑物布置型式为Ⅰ线坝型，枢纽建筑物从右岸起依次为右副坝、垂直升船机坝段、泄洪闸、电站厂房坝段(泄洪表孔)、安装间及左副坝等。厂房坝段(泄洪表孔)长108.5 m，厂房进口明渠段设有拦砂坎，顶高程为203.0 m。溢流表孔布置于厂房主机层与坝顶之间，共6孔，孔口尺寸为12 m×21 m(宽×高)，底高程为196.0 m。电站进水口底板高程为172.5 m，上顶板为1∶2的斜坡段后接一段圆弧，起点高程为191.303 m，宽度与表孔同宽。进水口设一道拦污栅，与检修闸门同槽。当电站遭遇5 a一遇洪水(16 900 m3/s)时，机组停机，表孔挡水闸门开启参与泄洪；遭遇小于5 a一遇洪水时，右岸泄洪，电站正常发电。

电站进水口拦污栅选用16 mm厚Q345B材质钢板加工制造，每道拦污栅由1节底节栅片、5节中节栅片和1节顶节栅片组成，栅片之间采用连接板穿销的方式连接，每节栅片高2.8 m，拦污栅总高度19.6 m，支撑跨距为12.8 m。每节栅片均为双主梁结构，横梁间距为1.5 m，横梁宽1.2 m，之间采用等距离的3道立筋板与梁焊接。每节栅片重约13 000 kg，总质量为93 239 kg。设计水头4 m，总水压为9 120 kN。拦污栅栅槽宽1.4 m,深度0.75 m，拦污栅深入闸槽深度为0.65 m，栅片上、下有防止横向水平滑动的挡块，水平滑动距离不超过2 cm。

2 拦污栅破坏概况

电站在1#—4#机组投运，5#和6#机组正处于安装过程中，遭遇了略大于20 a一遇的洪水(23 100 m3/s)，洪峰流量为24 400 m3/s，此次洪水历时近48 h，洪峰流量时拦沙坎顶水位为217.5 m。此次洪水过程中，1#—4#机组关停，相应的泄洪表孔提闸泄洪，5#和6#机组泄洪表孔因故较1#—4#机组表孔泄洪晚了约15 h，且5#和6#机组进水口落有检修闸门。洪水过后，发现1#机组出力有所降低，停机检修时发现1#机组进水口没有了拦污栅，仅剩底节栅节，检查流道未发现脱落的栅节；2#和3#机组进水口拦污栅也不知去向，流道内同样未发现一节栅片。至此，总计20节栅片脱槽不知去向，但4#机组拦污栅完好无损。通过对电站引水渠、尾水以及下游河道的搜寻，最后在引水渠和尾水发现了扭曲变形严重的拦污栅。

厂顶表孔泄洪期间，导叶关闭，机组停运，流道不过流，使重达近百吨的拦污栅脱槽破坏，说明机组进口前面引水渠内的水流流态复杂。因此，有必要对引水渠内水流的情况进行研究。

3 数值模拟及结果分析

笔者曾参与该电站整体水工模型试验的部分研究工作，并见证过此次洪水过程，发现无论是从模型试验，还是从原型观测，都难以观测到引水渠内纵向水流流态。因此，笔者希望借助数值模拟的优势，模拟引水渠内纵向水流流态。

洪水期间，流量、水位随时间变化，属典型的非定常流动。但是为简化计算，认为在一个较短的时间内，流量和水位基本是稳定的，可以视为定常流，因此，可以按照定常流来模拟洪峰时的水流流态，再采用水力学一些理论分析的方法，推断洪水期间引水渠内的水流流态。

3.1 控制方程

定常流动属于一般不可压缩水流流动问题，可采用k-ε紊流模型封闭Reynolds方程，用VOF法追踪自由水面[1-2],模型采用二维数值模型，其基本控制方程组如下。

连续性方程：

(1)

雷诺平均方程：

(2)

k方程：

(3)

ε方程：

(4)

式中：t为时间；ui，uj为速度分量(m/s)；xi，xj为坐标分量(m)；ρ为容积分数平均密度(kg/m3)；p为修正压力(Pa)；μ为分子动力黏性系数(N·m/s)；k为湍动能(m2/s2)；ε为湍动能耗散率(m2/s2)；σk，σε分别为湍动能k和湍动能耗散率ε的普朗特数(无因次)；c1ε，c2ε，cu为经验常数(无因次)。计算时的模型常数值为：c1ε=1.44，c2ε=1.92，cu=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

3.2 计算区域及边界条件

3.2.1 计算区域及网格划分

为了能较全面地反映纵向水流流态，数值模拟计算区域的范围为从拦沙坎前面河床到电站尾水河床，总计356.72 m，计算区域的具体尺寸及形状见图1。网格划分采用非结构化网格。

图1数值模拟计算区域
Fig.1Computationaldomainofnumericalsimulation

3.2.2 边界条件

进口边界条件：进口采用流速边界进口。进口分水流进口和空气进口，水流进口流速的初始值取自模型试验数据，空气进口流速为0。

出口边界条件：由于采用的是速度进口，出口采用自由出流。

固体边界条件：固体边界条件采用无滑移边界。

3.3 模拟结果及分析

通过对模拟计算的流速与试验实测值和洪水期间面流情况进行比较，发现流速基本吻合；试验过程中发现引水渠内出现负压的情况，但是未引起试验人员的足够重视，以上说明数值模拟计算结果基本能够真实反映引水渠内纵向的水流情况。

数值模拟结果表明：从拦沙坎的背水面至机组流道灯泡头部这段引水渠和流道内，相对平稳的面流之下，大大小小共出现了5个不同时针方向的漩涡，可见引水渠内流态之复杂(图2)。从图2中可以看出:5个漩涡中，机组进口前面的漩涡从范围、强度来说都是最大的，漩涡形状接近完整圆形，旋转方向为顺时针方向；拦沙坎背面186 m平台上的漩涡强度其次，范围较小，形状为椭圆形，也为顺时针方向。漩涡所产生的回流直至拦沙坎顶部，再与过拦沙坎水流形成了一个很扁的椭圆形漩涡。由于机组进水口强大漩涡的作用，在进水口与灯泡头部流道内产生了一个强度较小、靠近底部的逆时针漩涡，同时在拦沙坎的坡脚也产生了一个小的逆时针漩涡，这2个逆时针的漩涡是进口强大漩涡的附属产物。

图2引水渠内的水流流态
Fig.2Flowpatterninthewaterdiversioncanal

形成横轴漩涡的主要原因是水流在拦沙坎后边缘发生分离，这一点从回流到达的位置就能看出来，但是出现多个横轴漩涡，主要是面流和地形共同作用的结果，与跌坎式底流消能坎后横轴旋涡成因相类似[3]。该电站拦污栅的破坏与引水渠内的横轴漩涡是否有直接关系，须对漩涡的破坏力作进一步分析。

漩涡中心位置坐标为：坝上0-8.6 m，高程187.2 m，漩涡直径约27 m。图3是过旋涡中心垂线和水平线的流速分布情况，可以看出：漩涡中心的流速接近为0，从漩涡中心到旋涡边缘，流速从0增至约3 m/s,说明漩涡沿半径方向流速梯度大，剪切应力相应也很大，漩涡消耗了大量的能量，同时说明漩涡蕴藏着巨大动能，具有强大的破坏力。

图3过漩涡中心垂线、水平线流速分布
Fig.3Distributionsofverticalflowvelocityandhorizontalflowvelocityatvortexcenter

图4是过漩涡中心垂线和水平线的压力分布情况，可以看出漩涡使其所处区域形成了一片负压区：从边缘到漩涡中心， 绝对压力由-14 Pa减至-24 Pa，但压力的变化幅度不大。从泄洪表孔提闸泄洪开始到引水渠内出现横轴漩涡，拦污栅所处的环境在较短时内发生了剧烈变化，从承受十几米水压迅速降低至负压，加载在拦污栅上的静载荷全部消失。如果在脉动水流的冲击下，拦污栅的振动幅度必然很大。

图4过漩涡中心垂线、水平线压力分布
Fig.4Distributionofverticalpressureandhorizontalpressureatvortexcenter

4 拦污栅受力分析

栅槽中心位置：坝下0+4.0 m，距离漩涡中心约12.5 m，拦污栅处于漩涡边缘，此处流速最大，拦污栅横梁受水流冲击力也最大。栅节横梁受到的冲击力可以采用“恒定总流的动量方程”计算[4]，即

ρQ(β2u2-β1u1)=F。

(5)

式中：β1，β2为动量修正系数，均取1.0；ρ为水的密度，水流密度变化忽略不计；u1为水流流速；u2为水流撞击拦污栅横梁后的速度；Q为单位跨度横梁对应的流量，Q=Au，A为面积，为1.2 m2，u为流速，为2.0～3.0 m/s；F为单位宽度横梁受到的冲击力。

从流态(图2)可以看出，拦污栅主梁基本是受水流的正向冲击，如忽略拦污栅的冲击变形，则u2≈0，u1取3.0 m/s，则单位长度拦污栅横梁受到的冲击力约10.8 kN。拦污栅主梁剪应力的设计容许值为95 MPa，则拦污栅主梁设计容许剪力约为18.2 kN。仅从拦污栅主梁受力的比较来看，拦污栅是不容易被冲击破坏的，但拦污栅作为一个框架结构，受力相对要复杂得多。

另外，泄洪期间，流量、流速随时间变化，横轴漩涡的强度、范围也会相应发生变化，加之存在多个横轴漩涡，漩涡相邻区域水流紊动剧烈，从而引发漩涡位置、强度发生变化，因此，拦污栅横梁受到水流的冲击力也时刻在变化。文献[5]研究了同类型电站泄洪表孔水流的脉动频率，为0.05～0.72 Hz，则48 h水流的脉动次数为8.6×103～1.25×105。上文在计算拦污栅横梁受到水流冲击力时，假定拦污栅主梁是固定的，不发生弹性形变，但栅节是大跨度钢制框架结构，在外力不能直接使其发生塑性变形的情况下，受水流长时间脉动冲力和负压共同作用，从而引发拦污栅的振动，并存在引发共振的可能[6]。振动致使连接栅节的销轴、连接板脱落，拦污栅解体成独立的一节一节，焊缝等应力集中的薄弱处发生开裂，栅节强度降低，最终使发生较大变形脱槽破坏[7]。

1#机组进水口底节栅片和4#机组拦污栅没有脱槽破坏，分析原因主要是1#机组靠近安装间大表孔，大表孔泄洪产生的横轴漩涡和1#机组泄洪表孔泄洪产生的漩涡中心不同轴，泄洪表孔下部由于边壁的影响，漩涡中心要靠上一些，同时1#机组靠近岸边，以及漩涡在靠近底部流向与栅节横梁接近平行，所以，冲击力大为减弱，没有破坏；4#机组拦污栅受5#和6#机组上部表孔泄水晚、机组进水口有检修闸门的影响，4#泄洪表孔泄洪时由漩涡形成负压促使5#和6#机组引水渠内的水流发生了横向流动，大大削减了漩涡的强度，4#机组栅片横梁受到的冲击的强度都大为降低，因此未发生破坏，也从侧面印证了拦污栅是受水流长时间冲击发生疲劳、变形破坏的推断。

5 结 论

通过对该电站的拦污栅破坏原因进行分析，可以得出如下结论：

(1)模型试验和原型观测都很难得到引水渠内纵向水流流态，模型试验即使能测量到引水渠出现的负压，也难能深入研究，因此，在设计中就很难考虑到表孔泄洪时会生成强大的横轴漩涡的不利因素。

(2)没有在进水口设置胸墙对进水口进行分割，因此拦污栅的跨度大，整体刚度低。

(3)由于水流冲击力脉动和负压环境，框架结构很容易引起振动，发生疲劳和变形。

汉江洪水峰高量大，持续时间长，国内外同类型电站虽然表孔也有参与泄洪运行，但遭受如此大流量洪水的考验，没有经验可供设计参考，希望设计人员在设计同类型电站拦污栅时，考虑横向水流的冲击力，避免同类事件发生。