泄洪洞中閘室長度對摻氣水流的影響研究

王會杰，馬繼禹，馬旭東，張永清，楊克君

(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. 四川大學水利水電學院，成都 610065；3. 渤海石油航務建筑工程有限責任公司, 天津 300452；4. 中國電建集團成都勘測設計研究院有限公司，成都 610072)

目前，諸多水利工程均建于高山峽谷中，為了適應地形地質條件，泄洪洞通常采用有壓隧洞后布置中閘室段過渡，然后再銜接無壓隧洞段的布置方式，無壓隧洞的洞首部位則采用渥奇曲線布置。

諸多研究表明，在中閘室后渥奇曲線段內，由于水流流速較大且水流自摻氣發展不充分，容易發生空化空蝕現象，工程中通常在中閘室出口處設置摻氣設施以減免空化空蝕現象[1]。摻氣設施多為跌坎或突擴突跌坎2種。王海云[2]、周赤[3]、馬旭東[4]等對中閘室出口設置不同體型突擴突跌坎體型進行了諸多研究，表明泄洪洞摻氣水流減免空蝕破壞的效果與側墻流態、水翅強度、空腔形態等均有較大關系。李國棟[5]等，基于數值模擬技術研究了中閘室后渥奇曲線段內壓強分布規律與渦量場分布規律，并與模型試驗成果吻合良好。

研究表明，中閘室長度對摻氣設施后摻氣水流具有較大影響，故本文將采用紊流數值模擬的方法，重點研究中閘室長度對摻氣下游渥奇曲線段內側墻水翅、壓強分布、空腔長度等水力特性的影響。

1 計算模型與邊界條件

1.1 計算模型

本文數值模擬采用基于對瞬時N-S方程采用重整化群的數學方法推導而來的RNGk-ε模型，該模型對流線彎曲程度大和各向異性等流動問題具有更好的模擬效果[6,7]。

方程組求解采用隱式高斯-塞德爾迭代方法，用非恒定算法逼近恒定流的解，壓力-速度耦合采用PISO算法，偏微分方程離散采用有限體積法，動量、紊動能和紊動耗散率離散采用二階迎風格式，水氣自由表面追蹤采用VOF法。

1.2 網格劃分和邊界條件

本文基于某實際工程，計算體形見圖1，主要由上游有壓隧洞、中閘室段、渥奇曲線段組成明流泄洪洞；有壓隧洞段長60.0 m，洞涇8.0 m，中閘室壓坡出口尺寸為6.0 m×5.5 m(寬×高)。中閘室出口設突擴突跌型摻氣坎，跌坎高度和兩側突擴寬度均為1.5 m。渥奇曲線段無壓隧洞為城門洞形，尺寸為7.0 m×9.5 m(寬×高)。計算區域全長185 m，除有壓隧洞下游圓變方過渡段采用非結構化網格外，其余計算區域均采用結構化網格，最小網格尺寸0.1 m，網格數量約52萬個。

計算模型進口采用速度邊界條件，空氣進口和出口均采用壓力邊界條件，近壁面流動采用標準壁面函數法處理，固壁邊界采用無滑移邊界。

圖1 計算模型Fig.1 Numerical model

1.3 計算工況

文中共設置了18組計算工況，即3種水流條件與6種不同閘室長度的組合，其中3種水流條件指閘室摻氣坎前水流佛汝德數分別為3.5、3.9與4.3，6種不同閘室長度分別為0.5h、1.0h、1.5h、2.0h、2.5h、3.0h(h為壓坡出口閘孔高度)。

1.4 數值模擬可靠性驗證

通過物理模型試驗與數值模擬試驗測得的泄洪洞中軸水面線、底板壓強及空腔長度與數值模擬結果相對比，來驗證數值模型試驗的可靠性。物理模型試驗為按重力相似準則設計的正態模型，長度比尺為1∶35。驗證工況為Fr=3.9，閘室長度16.5 m(Lzs=3.0h)。對比結果見圖2和表1。分析表明泄洪洞中軸水面線物理模型試驗值略大于數值模擬值，主要是由于2種方法者對水深的取值方法不同，物理模型試驗中水面存在一定波動，測量時有一定誤差，物理模型試驗值與數值模擬值基本相符。泄洪洞底板壓強沿程分布規律的試驗值與物理模擬值基本吻合，但在模型試驗中未捕捉到水流沖擊區的壓力峰值，這是由于等距布置測壓孔的而造成最大值點沒測到。底空腔和側空腔長度數值模擬值與物理試驗值相對誤差均在4%以內。綜上對比分析得出，本文數學模型選擇的原理基本合理，數值模擬結果具有良好的可靠性，該數值模型可用來做泄洪洞中閘室長度對慘氣水流的影響研究。

圖2 計算結果與模型試驗對比Fig.2 Comparison between computational results and physical model value

空腔名稱計算值/m試驗值/m相對誤差/%底空腔18．117．53．4側空腔19．820．32．5

2 計算結果及分析

計算結果表明，中閘室長度對下游渥奇曲線段內摻氣水流流態、摻氣空腔形態、側墻水翅形態以及泄洪洞底板壓強分布等水力學指標均具有較大影響。不良水流流態與水力指標可能會引發泄洪洞洞頂沖擊破壞、底板空化空蝕破壞等諸多不利因素，進而影響整個泄洪運行安全。

2.1 側墻水翅

中閘室后高速水流在突擴突跌型摻氣坎后形成自由摻氣射流，當該摻氣射流重新附著于泄洪洞底板后，在水流側擴散與側墻反射等綜合作用下會形成側墻水翅。本文采用水翅最大高度Hsc和水翅長度Lsc作為水翅強度判別指標，其中水翅高度定義為與同一橫斷面上中軸水面的最大垂直距離，水翅長度為水翅發生點與回落點之間的距離。

圖3為佛汝德數分別為3.5和4.3時，不同閘室長度時，渥奇曲線段泄洪洞側墻水流流態。對比各水流流態表明：當閘室長度為0.5h時，由于閘室長度相對較短，水流過渡不充分，渥奇曲線段內水流流態受前部有壓段影響仍較大，底部空腔積水較為嚴重，側向空腔較短且側墻水翅較小，整體摻氣效果不明顯，見圖3(a)、(b)。隨閘室長度增加，底部空腔與側向空腔長度相應增大，摻氣效果相對顯著，但側墻水翅強度也相應增加。然而，隨摻氣坎上佛氏數增大，側擴散水流與側墻的接觸點向下游移動，側墻水翅強度逐漸減小，見圖3(c)～(f)。

圖3 不同工況側墻流態Fig.3 Flow regime on sidewall for different cases

在不同佛汝德數下，水翅長度與高度隨閘室長度變化規律見圖4。在渥奇曲線段內水翅長度與水翅最大高度均會隨閘室長度增加而相應增大。但在相同閘室長度下，隨佛氏數增大，水翅長度與高度均會相應減小，并且水翅高度減小幅度明顯。

圖4 水翅強度隨Lzs/h變化規律Fig.4 Variation of water wing parameters for different Lzs/h

2.2 壓強分布

圖5為佛氏數Fr=3.9時，泄洪洞側墻和底板隨著閘室長度變化的時均壓強分布曲線。當摻氣坎上水流佛勞德數一定時，泄洪洞側墻與底板的沖擊壓強峰值點隨著閘室長度的增加而逐漸向下游移動，但當閘室長度Lzs≥1.5h后，泄洪洞側墻與底板的壓強中心基本保持穩定，峰值點與峰值壓強隨閘室長度的變化并不明顯。圖6為閘室長度為2.0h時，泄洪洞底板和側墻壓強在不同佛氏數時的分布規律。當閘室長度一定時，隨著摻氣坎上水流佛汝德數增加，泄洪洞側墻與底板的壓強峰值點也會逐漸向下游移動，同時壓強峰值相對降低，但變化幅度不大。

圖5 Fr=3.9時泄洪洞側墻和底板時均壓強分布曲線Fig.5 Pressure distribution on sidewall or floor for Fr=3.9

圖6 Lzs/h=2.0時泄洪洞側墻和底板時均壓強分布曲線Fig.6 Pressure distribution on sidewall or floor for Lzs/h=2.0

基于上述分析認為，隨著閘室長度增大，有壓流與無壓流之間的過渡銜接段長度相應增大，摻氣坎后的摻氣射流受前部壓坡的影響逐漸減弱，射流水舌在泄洪洞底板上的入射點會逐漸向下游發展，入射角減小，壓強峰值相應減小。同理，隨摻氣坎上水流佛勞德數增大，摻氣水舌拋射距離增大而入射角減小，壓強峰值也相應減小。

同時，泄洪洞底板和側墻的壓強分布具有較強的同步性和一致性，隨閘室長度和水流佛勞德數變化，2者的峰值點位置基本位于同一斷面，側墻壓強隨底板壓強的增大或減小而同步變化，故認為引起泄洪洞側墻壓強變化的主因是水流與底板接觸后向四周擴散的高速射流對側墻的沖擊作用，而非側散水流與側墻碰撞所致。

2.3 空腔形態

圖7主要反映了底空腔與側空腔長度隨閘室長度的變化趨勢。相同水流佛勞德數下，摻氣空腔基本隨閘室長度增加而增大，但當閘室長度Lzs/h>1.5時，空腔長度增加幅度較小。尤其值得注意的是，在閘室長度Lzs/h=0.5下，當摻氣坎上佛勞德數為3.5和3.9時，底部空腔積水嚴重，基本無法形成完整的摻氣空腔；而隨著坎上佛勞德數增大(Fr=4.3)，底部空腔會逐漸顯露。側向空腔受底空腔形態影響較大，2者的發展規律基本相同。

圖7 空腔長度隨Lzs/h變化規律Fig.7 Variation of cavity parameters for different Lzs/h

3 結 語

采用RNGk-ε雙方程紊流模型，重點研究了在具有突擴突跌體型摻氣設施的泄洪洞中閘室出口條件下，中閘室長度與水流佛汝德數對渥奇曲線段摻氣水流水力特性的影響。研究表明：中閘室具有銜接過渡有壓流與無壓流的作用，其長度對摻氣水流的水力特性具有較大影響；若閘室長度較短(Lzs=0.5h)，則不易形成摻氣空腔且摻氣減蝕不明顯；若閘室長度過長，則較大的側墻水翅容易影響水流流態和引起洞頂破壞。綜合本文前述分析成果，認為將中閘室長度確定為Lzs=1.5h～2.0h比較合適，既能形成穩定的摻氣空腔，又不至于惡化水流流態。

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[1] 王海云,戴光清,張建民,等. 高水頭泄水建筑物摻氣設施研究綜述[J].水利水電科技進展,2004,24(4)：48-56.

[2] 王海云,戴光清,楊永全,等. 高水頭泄水建筑物摻氣坎體型研究[J]. 水動力學研究與進展(A輯),2006,21(5):646-653.

[3] 周 赤,李 靜. 突擴突跌摻氣設施深化研究[J].長江科學院院報,2015,32(9)：76-79,89.

[4] 馬旭東,戴光清,楊 慶,等.突擴突跌摻氣射流對泄洪洞側墻水力特性的影響[J]. 水力發電學報,2012,31(3):142-147.

[5] 李國棟,陳 剛,李建中.明流泄洪洞流場數值模擬[J].水動力學研究與進展，1996,11(6):633-639.

[6] 馬旭東,楊 慶,聶銳華,等.中閘室弧形閘門關閉過程中泄洪洞水力特性研究[J].四川大學學報(工程科學版),2014,46(2):1-7.

[7] 李國棟,許文海,邵建斌,等.泄洪洞弧形閘門突擴突跌出口段三維流動的數值模擬[J].武漢大學學報(工學版),2007,40(5):34-38.