夏在森，王 海

（1.辽宁省水资源管理集团有限责任公司，辽宁 沈阳 110000；2.江苏省灌溉总渠管理处，江苏 淮安 223200）

0 前言

电站进水口外上方的来流行进到进水口前，通常会在进水口的两侧发生范围较大的水流回转现象，强度较大时会产生吸气漩涡，造成水工建筑物破坏、过流能力降低等诸多危害。长期以来，抽水蓄能电站进水口消涡方式研究主要集中在库区边界，靠近进水口两侧的附近边界，通过各种造型的人工消涡体等措施进行消涡，但是针对库区地形地貌的消涡研究较少。本文通过抽水蓄能电站上库物理模型的研究，分析漩涡的强度、位置、大小与地形、流量、位之间的规律。

1 工程背景

响水涧抽水蓄能电站装机容量1000 MW，安装4台250 MW可逆式混流式水泵水轮机—发电电动机组，为日调节纯抽水蓄能电站，设计年发电量17.62亿kW时，电站由上水库、下水库输水系统、地下厂房及地面开关站等建筑物组成。上库大坝为混凝土板堆石坝，坝高89.5 m，发电蓄水位222 m，停机正常水位198 m，停机死水位190 m。水库总库容 1748 万 m3。

2 物理模型设计

在恒定流量工况下，针对五种地形方案（见图1及表1），在不同的水位组合工况下（停机死水位190.00 m、停机正常水位198.00 m），进行库区流场的全场观测，得出全场的流速分布。在不同方案中，针对每个工况的涡深、漩涡的半径和旋转角速度，结合理论公式，比较漩涡的实测形态和理论形态。

表1 五种保留山体方案特征表

图1 实验方案地形比照图

2.1 模型的相似准则

水工试验中电站前池中水流流动为主导力。电站进水口前的漩涡运动，表面张力忽略不计。按Fr准则进行模拟。只要雷诺数超过一定极限值，粘滞力的影响就可以忽略不计，由于在Fr模型中，没有考虑粘滞力的作用，而该力对前池水流中的表面漩涡有一定的影响，为了确保模拟的准确性，在遵从Fr准则的前提下，适当提高模型水流的流速。

2.2 模型比尺

该抽水蓄能电站，在描述漩涡形态时选择的模型实际流速为Froude模型流速的2.5倍，本次试验采用模型比尺λL=50。

水深比尺：

流速比尺:

流量比尺:

压强比尺:

糙率比尺:

2.3 漩涡测量

运用数理统计的方法对随机出现的漩涡进行观测。主要采用定总数采样方法对随机出现的漩涡进行统计，对随机出现的漩涡在时间历程中出现的频次进行分析。

3 漩涡分析

通过5个方案的对比实验，逐级保留山体以增大进水口上游区域低于死水位的地形面积，观察分析每种方案中进水口在死水位和正常水位两种工况下，进水口左右两侧出现的漩涡的形态、强度、旋转范围，以及监测断面水流时均不均匀系数和水面波动情况，综合分析地形对进水口漩涡的影响。

3.1 方案1

图2 地形1吸气漩涡个数占进水口总漩涡百分比

图3 方案1进水口前池流场（死水位）

方案1的流态、漩涡等数据见图2~图3，由图可知，进水口前库区地形为非对称布置的情况下，进水口布置因受现场条件限制，布置在库区侧边时，试图通过库区的开挖，人为制造平顺的进流条件是不能从根本上解决进水口漩涡问题的。实验表明，对于进水口靠近山体的一侧，由于来流受到边界约束程度大大强于进水口不靠近山体的一侧，漩涡发生的几率和强度都较大。结果表明：单纯的库区开挖不能达到预期的工程目标，漩涡的消除不仅依靠平顺的来流、合理的边界条件，还可以通过能够消除漩涡环量的反向环量进行消涡，如何布置才能制造一个稳定的反向环流是接下来的研究方向。

3.2 方案2

图4 地形2吸气漩涡个数占总涡数百分比

图5 方案2进水口前池流场图（死水位）

方案2的流态、漩涡等数据见图4~图5，方案2中的漩涡较方案1中的漩涡有了一些变化，左侧漩涡涡深有加大的趋势，漩涡半径有加大的趋势，右侧漩涡有轻微的削减趋势。

3.3 方案3

图6 地形3吸气漩涡个数占总涡数百分比

图7 方案3进水口前池流场图（死水位)

方案3的流态、漩涡等数据见图6~图7，方案3中的漩涡和方案2、方案1中的漩涡有较大变化：方案3中左侧漩涡涡深有所加大，漩涡半径有所加大；方案3中右侧漩涡强度有明显的削减趋势，体现在漩涡的涡深和半径上。在实验观察中，右侧漩涡由前两个方案的稳定、持续的漏斗漩涡转变成涡深变小、漩涡旋转范围变大、变柔和、且偶见漩涡消失，可以看出右侧漩涡变化消减和左侧漩涡变化加强的趋势，地形对进水口两侧漩涡的影响开始显现。

3.4 方案4

图8 地形4吸气漩涡个数占总涡数百分比

图9 方案4进水口前池流场图（死水位)

方案4的流态、漩涡等数据见图8~图9，由图可知，方案4的库区流场在进水口前方较方案3和方案2有了较大的区别。由于方案4的地形已经完全阻拦了原来的主流区，受地形影响，方案4主流区在进水口远方形成了一个侧向收缩的来流，其收缩程度要比方案3大。这使主流区的过流断面在最窄处宽度几乎只有原方案1的大约30%。

在死水位工况，进水口左侧漩涡呈现出范围很大的旋转，且流速较大，因受到来流的正向推动作用，使其旋转范围和强度较方案3增强，但是由于该处的地形开阔，漩涡旋转的能量受到水的粘滞力影响，带动了大范围的水体绕涡心旋转，这在很大程度上消弱了漩涡中心的旋转强度，并没有产生吸气现象，其本质为浅表型漩涡，这种现象和方案3在死水位工况下的分析结果是一致的。进水口右侧的漩涡有较方案3进一步削弱的趋势，漩涡表面流速进一步降低。

在正常水位工况下，进水口左侧的漩涡形成吸气漩涡的概率略有降低，但漩涡旋转线速度的降低较明显。进水口右侧的漩涡强度在正常水位工况下被抑制得很低，仅偶发一些细小的漩涡，并马上消失。

3.5 方案5

图10 地形5吸气漩涡个数占总涡数百分比

图11 方案5进水口前池流场图（死水位)

方案5的流态、漩涡等数据见图8~图9，对比发现，方案5中的漩涡在死水位工况，主要表现为：左侧漩涡涡深略有加大，漩涡半径有所加大，漏斗漩涡时有发生，发生吸气的概率较方案4有所增大；右侧漩涡强度得到了有效抑制，并且来流使原来的顺时针方向旋转的水流转变为逆时针运动和水平向右的运动，已经基本没有明显的漩涡旋转流态。在正常水位工况下，左侧漩涡形成吸气漩涡的概率与方案4相比变化不明显。进水口右侧漩涡强度在死水位工况下较方案4继续减弱，且水流为逆时针运动，漩涡的强度被抑制得很小，几乎完全消失，水面平静，偶发一些细小漩涡且迅速消失。

4 进/出水流水头损失

通过以上五个方案的比照分析，发现一定的侧向进流可以有效抑制进水口右侧漩涡，随着地形的改变，侧向进流强度增加，进水口处的漩涡能量被重新调整，左侧漩涡被加强，方案4、方案5都能较好地抑制漩漏斗漩涡。但是考虑到在死水位工况，方案5的地形将主流过流断面压缩得过于狭窄，局部流速偏大，可能造成上游雍水，工程设计中建议采用方案4为最终方案。为保证水头损失系数满足工程要求，对方案4抽水、发电工况的水头损失系数进行分析校验。

上库进/出水口损失系数测量及分析研究主要是针对库区地形条件改变做出的，进水口体型本身在本次模型试验前已进行过优化。改变库区地形，会造成损失系数的增加或减少，因此通过合理改变地形，改善外部流动条件，可有效降低水头损失系数。水头损失系数计算公式如下：

式中：η出为抽水工况下的水头损失系数；η进为发电工况下的水头损失系数；H1引水隧洞末断面测压管水头；H2为进/出水口处测压管水头；V1为引水隧洞末断面平均流速；V2为进水口断面处平均流速。

表2 方案1（死水位）抽水工况 单位：m

表3 方案1（死水位）发电工况 单位：m

方案1死水位条件下水头损失计算成果见表2~表3，由于上库四个进/出水口体型一样，可取平均值η出（方案1）=0.36，η进（方案 1）=0.16。

表4 方案4（死水位）抽水工况 单位：m

表5 方案4（死水位）发电工况 单位：m

方案4死水位条件下水头损失计算成果见表4~表5，取其平均值 η出（方案 1）=0.36，η进（方案 1）=0.16。

由计算结果可知在死水位条件下1#、2#进水口出流损失系数略有增加，这是受到库区地形的影响的结果。但此水位不是工程的运行水位，是工程抽水运行起始水位，该水位损失系数略有增加不影响工程的经济效益。

表6 方案4（正常水位）抽水工况 单位：m

表7 方案4（正常水位）发电工况 单位：m

正常水位工况下方案4进出水流的水头损失见表6~表7，取平均值 η出（方案 4）=0.27，η进（方案 4）=0.10。

可见方案4只是在死水位、抽水工况下进水口的水头损失系数略大于原设计方案1。在死水位发电工况、正常水位发电工况、正常水位抽水工况，其水头损失系数均不大于甚至小于原方案1。由此可知，合理的库区地形不仅可以减弱不利于工程安全运行的漩涡流态和减少不必要的开挖量，而且可以降低进/出流水力损失，进一步提高工程的经济效益。

5 结论

1）库区水流在不同水位工况下对地形的敏感程度不同，在死水位，水流流态受地形的影响明显，在正常水位，由于水库库区的流速总体为低流速，水流对地形变化的敏感度不高。

2）适当保留库区死水位以下的地形，在节约工程投入，保护库区环境的同时，还可以合理利用地形有效抑制进水口处的吸气漩涡。