单孔进水口优化方案及研究成果

(1)清华大学研究成果。单孔进水口共有3个修改方案,即单Ⅱ、单Ⅲ和单Ⅳ,其设计布置及参数见图8.20～图8.22及表8.10[10]。

图8.20　单孔进水口Ⅱ方案布置

(a)电站坝段纵剖面A—A;(b)沿钢管中心线B—B剖视图
(注:高程、桩号单位:m,尺寸单位:cm)

单Ⅱ方案与单Ⅰ方案相比其主要改进为:进口底曲线由单一的圆弧线变为3段圆弧相连的曲线,底板最高点高程由110.00m降为109.50m;上缘曲线由单一的圆弧曲线变为两圆弧相连的曲线,进水口顶缘曲线最高点高程由129.03m降为126.9m;进水口宽度由9.20m增为9.40m;渐变段由直线侧壁变为曲线侧壁;除此之外,上直段的长度,上弯段的长度,以及斜直段的长度都有少许改变。改变的根本目的在于消除进口挟气旋涡及减小水头损失。

图8.21　单孔进水口Ⅲ方案布置

(a)电站坝段纵剖面A—A;(b)沿钢管中心线B—B剖视图
(注:高程、桩号单位:m,尺寸单位:cm)

图8.22　单孔进水口Ⅳ方案布置(清华大学)

(a)电站坝段纵剖面A—A;(b)进水口B—B剖视图
(注:高程、桩号单位:m,尺寸单位:cm)

表8.10　单孔进水口修改方案设计布置参数表

注 表中A1为进水口入口断面积;A2为闸门孔口断面;A0为压力管道断面积;h2为闸门孔口高度;b2为闸门孔口宽度;L为渐变段长度;D为压力管道直径。(www.xing528.com)

单Ⅲ方案与单Ⅰ方案相比的主要改进为:进口倾斜角进一步减小,底板最高点高程再降至109.0m,以增加其进口的淹没深度,消除旋涡。进口喇叭口改为对称形。上弯段的转弯半径R=30m。

单Ⅳ方案在体型上较以前方案有较大改进,最主要的变动是进口底板体型:进口底板高程由110.00m降至108.00m,相应进口顶曲线高程降至123.90m,即增大了进口淹没深度,以消除旋涡;底缘曲线采用水平线与进口双圆弧曲线相连接的方式,并与顶缘曲线近似对称;栅墩支撑结构与进口底缘曲线不是采用平滑过渡的方式(即栅墩底坎不属于底板曲线的一部分),而是台阶式。这样做的目的在于尽可能地造成进口上下侧对称的过流条件,以利改善流态和减小水头损失。并对拦污栅底不同高程(98.0m、100.0m)以及最下层人字支撑结构中心不同高程(130.0m、132.0m)进行了组合优选。

3个方案的拦污栅布置型式完全相同。清华大学承担了其中单Ⅱ及单Ⅳ方案的试验研究工作。单Ⅲ方案的试验工作由长科院承担。

由于人字撑破旋结构的破旋作用主要是它限制了旋涡的发展空间,故其作用与所在高程密切相关,太高或太低都不能有很好的破旋作用,恰当地选择破旋结构的高程,可以在基本不影响水头损失的情况下,改善进口前的流态,阻止挟气旋涡的发生。本方案试验表明,模型中人字撑中心高程在水面下6～10cm(相当于原型1.8～3.0m)时,其破旋效果最佳。

方案Ⅳ由于进口底高程的降低及在适当高程处设置了破旋结构,故使挟气的串通立轴旋涡出现的几率大大地减少,可基本满足电站设计要求。由表8.11可知,优化后,水头损失可减少0.11～0.15m左右。

表8.11　单孔优化方案Ⅳ与原单孔方案Ⅰ水头损失比较(有墩、有拦污栅情况)

(2)长科院研究成果[4]。试验模型亦按重力相似准则设计,用5m×4m×5m的水箱模拟原型水库,其行近流速可忽略不计,在设计条件下,模型水流雷诺数偏小,用加大流量的方法,使水流雷诺数进入阻力平方区。水头损失分为引水道全程总损失、进口段损失和拦污栅损失。

对单孔小进水口体型进行了3次优化,简称单Ⅱ、单Ⅲ、单Ⅳ(单Ⅰ为原设计方案)。设计条件下和各优化方案模型上实测的水头损失(换算为原型值)和计算出的水头损失系数见表8.12(表中还列有双Ⅰ、双Ⅲ的相应结果)。

表8.12　进水口各方案的水头损失及水头损失系数

注 表中符号CⅠ为包括拦污栅在内的进口段损失系数;C′Ⅰ为不包括拦污栅在内的进口段损失系数;CⅡ为全程损失系数;hwⅠ为包括拦污栅在内的进口段水头损失(m);h′wⅠ为不包括拦污栅在内的进口段水头损失(m);hwⅡ为全程水头损失(m);Vp为压力钢管断面平均流速(m/s)。

由表8.12可知:经优化后单孔方案及引水道全程水头损失明显减小。在原设计条件下,单孔方案拦污栅的水头损失为0.153m,损失系数为0.047。