閘壩式樞紐工程閘前導水墻體形優化研究

趙 晶，刁明軍，趙 靜，劉 斌，孫浩淼

(1.四川大學水力學與山區河流開發保護國家重點實驗室，成都 610065；2.四川省冶金設計研究院，成都 610065)

水利工程進水口段常因為體形邊界不合理使得進水口前水流條件差并伴有漩渦，從而對閘室段的安全運行產生威脅。從以往工程進水口的布置經驗表明，優化進水口導水墻體形布置是改善水流條件的一種有效方法。王玄[1]、王均星[2]等人研究溢洪道導水墻時采用了貼合水流曲線的導水墻，一定程度上改善了水流條件，為工程積累了寶貴經驗。而對于閘壩式樞紐工程，通過選用合適的導水墻體形布置，改善閘前水流流態，減少漩渦產生的研究還鮮有報道。而數值方法模擬復雜漩渦現象，由于漩渦中心位置不易確定，因而其自由水面的模擬是數模的難點之一。陳云良[3]等人運用k-ε[4]紊流模型和流體體積方法追蹤自由水面模擬表面凹陷漩渦以及吸氣漩渦等復雜水力現象，高學平[5]等人采用數值模擬方法研究了多種進水口孔口體形認為擴散段和整流段對孔口附近的流態起決定性作用。數值模擬方法在模擬復雜水流水力特性和體形優化方面積累了相當多經驗。本文結合某閘壩式樞紐工程，選用數值模擬方法和模型試驗驗證的研究手段，研究了2種不同的導水墻體形對閘壩式樞紐閘前流態、漩渦產生、表面流場、橫向水位差等的影響，從而選擇能夠解決工程水力學問題的體形布置。

1 數學模型

1.1 控制方程

該模型采用RNGk-ε紊流模型，控制方程如下。

連續方程：

(1)

動量方程：

(2)

k方程：

(3)

ε方程：

(4)

式中各變量的含義及取值詳見文獻[6]。

計算時選用流體體積法(VOF法)追蹤自由面，VOF法能保持流體的體積分數在整個運輸過程中的守恒性，在計算單元內，第q相流體的體積分數為αq，有3種情況[7]：αq=0，即單元內無第q相流體；0<αq<1表示單元內包含多相流體，且∑αq=1；αq=1表示單元充滿第q相流體。體積分數的更新值依賴于相鄰計算網格之間的體積分數值，所以VOF法很容易實現并行計算。采用VOF法追蹤自由水面，對q相流體采用輸運控制方程：

(5)

1.2 計算模型與邊界條件

為了保證數值模擬結果與實際情況相吻合，建模時考慮了上游庫區、導墻、沖沙閘、泄洪閘、護坦、海漫、下游河道(見圖1)。模型電站首部樞紐采用閘壩式布置，工程正常蓄水位高程1 496.00 m，壩頂高程1 498.00 m，閘室底板高程1 473.00 m。圖1中閘室段從左岸至右岸分別布置沖沙閘和1號、2號、3號泄洪閘，沖沙閘孔口尺寸為3.0 m×8.0 m(寬×高)、泄洪閘孔口尺寸為7.0 m×13.0 m(寬×高)，閘室段長40.0 m。閘室下游接60.0 m混凝土護坦，再接40.0 m海漫，其后為100 m長下游河道。庫區模擬最大高程1 499.00 m，計算區域網格以結構化網格為主，空間網格采用非均勻網格，電站取水口位置為非結構化網格，由于閘前進水口到閘孔位置是本次模擬的重點研究區域，因此對該區域的網格進行了加密，網格間距設為0.3 m。上游庫區和下游河道大部分區域網格間距為1.0 m，局部非重點關注區域網格為2.0～4.0 m，為提高網格質量且計算方便，對庫區做了適當簡化，總計算單元約為80萬。

入流邊界條件設為速度進口，給定進口處速度、湍流動能、紊動能耗散率等，河道出口處設為自由出流邊界和空氣壓力出口邊界，模型頂端空氣進口設置為壓力進口邊界，壁面采用無滑移邊界條件。

圖1 數值模擬區域Fig.1 Area of numerical simulation

2 物理模型及研究工況

模型按重力相似準則[8]設計，模型比尺1∶40，為正態模型。模型模擬范圍為壩軸線上下游分別為800和700 m，總共模擬原型長度1 500 m,模擬地形高程為1 500.00 m以下，下游模擬地形高程為1 490.00 m以下。全模型長約38 m。

數值模擬工況為校核工況，1 000 a一遇洪水，入庫流量為3 620 m3/s，閘前20 m水位1 495.51 m，對應下游水位1 482.56 m，1號、2號、3號泄洪閘和沖沙閘閘門全開敞泄，該工況下電站不發電。

3 工程主要問題及優化方案

3.1 工程主要問題

閘壩式樞紐工程通常會采用閘前布置導水墻的方式優化進水口流態。原方案進水口處導水墻設計為：左岸2級導水墻相連，第1級長15 m、寬度3 m、高程為1 490.00 m，第2級長15 m、寬3 m、高程為1 485.00 m，具體布置見圖2。

圖2 原設計方案平面布置(單位：m)Fig.2 The floor plan for the original design

水流從寬闊的庫區流向狹窄的閘孔時，過水斷面突然收縮，再加上較大上下游水位差，閘前表面水體受較大下曳力[9]，水流有較大加速度，易使閘前水流處于復雜的三維流場中，水流紊動強烈，表面凹陷形成漩渦并產生吸氣而引起閘門振動，對閘門的安全產生威脅。為了改善閘前進水口水流條件，經過多次數值模擬研究并結合物理模型試驗，探索出一種新的導墻布置方案，可以有效解決上述問題。

3.2 優化方案

優化方案改為：左岸導水墻2級相連，第1級長10 m，為減少工程量寬度由3 m漸變為2 m，高程1 496.00 m，第2級長20 m、寬2 m、高程1 485 m，3號泄洪閘與擋水壩段連接處增加右岸導水墻，長10 m、寬3 m、高程1 496.00 m，閘室底板高程1 473.00 m，具體布置見圖3。

圖3 優化方案平面布置(單位：m)Fig.3 The floor plan for the optimization scheme

4 計算結果與試驗結果

4.1 計算驗證

為了驗證數值模擬的準確性，將優化方案閘前表面流速、閘前水位的數值模擬結果和模型試驗結果進行對比，結果見表1。閘室底板高程為1 473.00 m，閘前水位計算的誤差為水頭誤差。結果表明，誤差小于3%，兩者結果吻合良好，數值模擬結果可靠。

表1 優化方案閘前表面流速Tab.1 The surface flow velocity before the gate for optimization scheme

4.2 閘前流態

圖4為模型試驗得到的原設計方案和優化方案在1 000 a一遇工況下閘前流態對比圖，圖5(分別取高程1 490.00、1 493.00、1 494.00、1 495.00 m斷面做成的閘前三維流線圖)為數值模擬得到的原設計方案和優化方案水流內部三維流線對比圖。由圖4、圖5可以看出：數值模擬與模型試驗得到的閘前水流流態、漩渦分布和形態等參數吻合良好，優化方案中水流未見間歇性漩渦和明顯脫壁現象。

圖4 試驗閘前水流流態Fig.4 The water flow regime before the gate of the test

圖5 試驗閘前三維流線圖Fig.5 The three dimensional stream lines before the gate of the test

按流體力學的觀點，由邊界不對稱或不均勻流速等影響而產生的逆向梯度將誘發漩渦[10]。原設計方案：1號泄洪閘和3號泄洪閘邊界條件極不對稱，進水口處水流流態差，流速分布不均勻；1號泄洪閘由于導水墻的橫向阻水作用，水流翻過第2級導水墻產生跌水并與上游來流和閘墩處繞流水體發生碰撞摻混，產生間歇性逆時針漩渦；3號泄洪閘由于右岸擋水壩段阻水作用，流線與閘墩交角較大，最大達到90°，流線發生較大轉彎，水流產生明顯脫離邊壁現象，水面凹陷并伴有順時針間歇性吸氣漩渦，且有較大橫向水位差；由于沖沙閘處閘孔寬度較小，泄流流量相對較小，流速相對均勻，水流條件較為良好。優化后方案：水流雖翻過左岸第1級導墻，但由于水流離閘孔較遠，過流面積較大，庫區的流速相對較小，水流較為平順；水流經過閘前進水口時，左右岸導墻足夠長，泄洪閘閘孔前邊界條件較為對稱，能較好地束水和調整水流流態，閘前流速分布較為均勻，閘前未見明顯漩渦，水流未見明顯脫壁現象并能較為平順地流入閘室段。

4.3 閘前流場

圖6為1 000 a一遇工況下原設計方案與優化方案在1 494.00 m高程處閘前表面流場圖，通過對比可知：原方案流速在閘墩處迅速增大并伴有漩渦，局部流速達到6 m/s，水流能量高，伴有較大能量損失，優化方案流速分布更為均勻，橫向流速更小，最大流速為5 m/s。

圖6 閘前流場Fig.6 The flow field before the gate

原設計方案水流流經左岸導水墻之后，由于水體可以全部淹沒導墻，導墻對河道的束窄作用不明顯，近壩區水流流速均勻增大，水流到達閘墩處時，邊界條件突變，水流過流面積突變減小，流速局部增大明顯，達到4 m/s，接近閘孔處位置。由于邊界條件、淹沒水深等因素影響，漩渦中心處流速明顯大于靠近邊界處流速，漩渦區最大流速出現達到6 m/s。優化方案對導墻體形進行了改進，左岸第2級導水墻加高和右岸加導水墻之后，兩側導水墻束窄河床，水流流速增大，橫向流速減小，流速分布均勻，水流較為平順，當水流接近胸墻處時，水平方向流速減小，垂直方向流速增加，水體通過閘孔泄流。

4.4 橫向水位差

閘前最大橫向水位差是反映閘前流態和漩渦強度的重要依據之一。表2為原方案和優化方案在1 000 a一遇工況下計算和測量得到的閘前10 m內最大橫向水位差對比結果。原設計方案得到的最大的橫向水位差計算值和試驗值分別為2.00、2.10 m，優化方案得到的最大的橫向水位差計算值和試驗值為0.72、0.63 m，且最大值都在3號泄洪閘。

表2 閘前最大橫向水位差 m

原設計方案：3號泄洪閘處邊界條件變化最大，由于1號擋水壩壩段與閘孔軸線最大交角達到90°，此處水體產生脫壁且形成漩渦，導致該處橫向水位差計算值達到最大值2.00 m；1號泄洪閘計算得到的橫向水位差也較大，達到1.89 m。優化方案最大橫向水位差較原方案明顯減小，計算得到的最大橫向水位差僅為0.72 m。結果表明：計算結果和實驗結果吻合良好，數值變化規律基本一致；優化方案閘前最大橫向水位差較原方案明顯減小，水面基本持平，未見較大水位差，優化方案整體情況要優于原方案。

5 結 語

本文結合閘壩式樞紐工程實際，對該工程優化前后的2種閘前導水墻體型進行了數值模擬分析，并對計算結果進行了物理模型試驗驗證，得到了以下結論。

(1)本文采用的數值模擬方法可以較為準確地模擬得到水流流場、漩渦特征、橫向水位差等，并能多方位觀察水流內部流態，計算結果得到了試驗結果的驗證。該方法節約成本，便于多方案對比分析并選用合理體形布置，有較大的實用價值。

(2)通過2種不同導水墻體型布置條件的比較，得出了優化方案閘前水流的水力特性更具優勢，結果滿足工程設計要求，并且通過優化閘前導水墻體型可以起到以下作用：改善閘前流態、消除漩渦；改善流速分布、減小橫向流速;減小最大水位差等。

(3)本文優化方案提出了一種新的導水墻體形布置。該體型布置使得閘壩式樞紐工程閘前進水口處邊界條件更為對稱，可以較好地改善閘前進水口處水流條件，該方案對于類似工程閘前導水墻體形設計具有指導作用。

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