方案水力特性综合评述：单孔与双孔进水口

(1)进水口前流态情况。对于单孔进水口方案,其主要特点为,单Ⅰ号方案当其上游水位低于137.0m时,进水口前即可发生挟带空气的串通的立轴旋涡,其临界淹没水深将大于27.0m(计算到底高程110.0m)。优化后的单Ⅱ号方案将孔口断面底高程降低0.5m,进水口前只偶尔出现挟气立轴旋涡,其频率平均为每10min2～3个,这时临界淹没水深为27.5m。优化后的单Ⅳ方案,再将孔口断面底高程较单Ⅰ号方案降低2.0m,同时结合在适当高程设立减涡破旋结构,这样,临界淹没水深可减至27.0m(上游水位为135.0m)。甚至当水位降低至133.0m时,引水口前的流态仍可使进水口前出现串通的立轴旋涡几率大大减少,基本满足电站设计要求。

根据有关资料[5,6],水电站有压进水口的临界淹没深度(见图8.25)可按戈登(J.L.Gordon)公式计算:

式中 S——进水口临界淹没水深h与管径高度d的差,m;

V——管道断面平均流速,m/s;

图8.25　进水口临界淹没水深示意图

c——进水口形状系数。

当进水口的体型较好且进入进水口的水流对称时,可取c=0.55;当边界复杂,进入进水口的水流不对称时取c=0.73,本试验条件下可取c=0.55。(www.xing528.com)

当流量为880.0m3/s时,管道断面平均流速V=7.29m/s,d1/2=3.52,故S=14.12m,临界淹没水深h=S+d=26.52m。

该计算值与上述试验值27.0m非常接近,说明该公式在一定程度上可以作为初步估算用。但研究中也发现[4]该公式未能充分、合理地反映各类改善进口流态优化措施的影响,故该公式准确度不高。

对于双孔进水口方案,其主要特点是:双Ⅰ号方案当其上游水位低于135.0m时,进水口前水面出现波动,特别当水位低于130.0m时,虽偶有立轴旋涡发生,但并未见水流挟带空气进入压力管道。

双Ⅱ、双Ⅲ号方案的进水口前流态基本上与双Ⅰ号方案相同,即在135.0m水位时,进水口前不发生串通的挟气立轴旋涡,水位低于133.0m时才出现挟带微量空气进入压力管道串通的弱立轴旋涡,故其临界淹没水深为24.0m(计算到进口底高程109.0m处)。目前对双孔进水口临界淹没水深已有一些研究成果[7],但尚无普遍通用的理论计算公式。试验结果说明,从总体上看,双Ⅲ比单Ⅳ方案在流态上具有一定的优势。

(2)水头损失分析。对于单孔进水口,从单Ⅰ号方案水力特性看,进口流速与管道流速比较接近,流速偏大,又由于进水口立轴旋涡的存在,故对水头损失而言是不利的。但同时因单孔情况下无隔墩存在,进水较为平顺,对水头损失又有其有利的一面。单Ⅳ号方案为了破坏进口前的立轴旋涡,在进口处增设了人字撑,虽对破旋起了作用,但对水头损失而言,并没有改善;由于进水口底坎降低,水深有所增加,进水口流速略有减少,其进口段水头损失也有所减少。再者因为体形的优化总的水头损失较原单Ⅰ号方案有所减少,见表8.11和表8.12。

双孔进水口,由于扩大了进水口孔口面积,使进水口流速显著减小,这对减小水头损失是有利的。但因进水口周边面积增加,又有隔墩的干扰,故对水头损失又是不利的。双Ⅲ方案比双Ⅰ方案水头损失的减小主要是由于体形的优化(包括将进口中墩与渐变段分开),故最终使总水头损失也有所减小(见表8.15和表8.16)。

(3)压强分布情况。对于单孔进水口方案,原设计为单Ⅰ型,经过单Ⅱ、单Ⅲ、单Ⅳ等诸方案的逐步优化修改而形成的单Ⅳ号方案的进口段体型虽不完全理想,尚有局部水流脱壁、压强沿程略有起伏现象,但进口段边壁的压强并未出现负压,总体上从进口起沿程压强的分布均呈现光滑过渡趋势,故该方案体型尚属合理、可用。

双孔进水口方案,原设计为双Ⅰ型,经过双Ⅱ、双Ⅲ等诸体型的修改,在双Ⅲ号方案进口段上的压强分布基本合理,只是由于门槽的存在而出现压强沿程的少许波动。中墩上的压强虽在其尾部略有波动,但沿程压强分布无明显突变现象,呈现光滑过渡趋势,总体上说也是合理的。因此,双Ⅲ号方案的体型也属合理、可用。