溢洪道挑流鼻坎水氣二相流數(shù)值模擬研究

穆 亮，高學(xué)平

(天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津300072)

在各種泄洪消能方式中，采用較多的是挑流消能。在挑流消能布置中，挑流鼻坎的體型是決定消能效果的控制因素之一。工程中常用的挑坎形式主要有順直挑坎、橫向擴(kuò)散挑坎、窄縫挑坎和差動(dòng)式挑坎等，其中，橫向擴(kuò)散挑坎、窄縫挑坎和差動(dòng)式挑坎主要是促使水舌沿橫、豎向拉開［1］。

本文采用VOF方法、立方體網(wǎng)格、紊流模型模擬了某溢洪道三維流場(chǎng)，對(duì)溢洪道挑流鼻坎形式及水力特性進(jìn)行了研究，為挑流鼻坎設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供了依據(jù)。

1 研究對(duì)象

某溢洪道工程設(shè)計(jì)洪水按100年一遇取值，泄洪流量1 290 m3/s，對(duì)應(yīng)單寬流量45.8 m3/(s·m);校核洪水按1 000年一遇取值，泄洪流量1 950 m3/s，對(duì)應(yīng)單寬流量69.3 m3/(s·m)。原設(shè)計(jì)方案為高低式挑流鼻坎，如圖1(a)，優(yōu)化方案為在原方案低坎處設(shè)置差動(dòng)齒，將高坎中部高程降低，形成共5個(gè)齒槽，齒槽均成窄縫出流，收縮比采用0.25，如圖1(b)。

2 控制方程及邊界條件

2.1 控制方程

VOF(Volume of Fluid)法［2，3］是求解不可壓縮、黏性、瞬變和具有自由面流動(dòng)流體的一種數(shù)值方法，適用于2種或多種互不穿透流體間界面的流體的跟蹤計(jì)算。模型對(duì)每一相引入體積分?jǐn)?shù)變量αq，通過求解每一控制單元內(nèi)體積分?jǐn)?shù)值確定相間界面。設(shè)某一控制單元內(nèi)第q相體積分?jǐn)?shù)為αq(0≤αq≤1)。則αq=0時(shí)，控制單元內(nèi)無(wú)第αq相流體;αq=1時(shí)，控制單元內(nèi)充滿第q相流體;0＜αq＜1時(shí)，控制單元包含相界面。每個(gè)控制單元內(nèi)各相體積分?jǐn)?shù)之和等于1。

引入VOF模型的k-ε紊流模型基本控制方程［4］如下:

(1)連續(xù)性方程

圖1 某溢洪道立體效果圖Fig.1 Three-dimensional renderings of a spillway

(2)動(dòng)量方程

(3)k方程

(4)ε方程

(5)體積分?jǐn)?shù)方程

計(jì)算中所有控制單元表面體積通量的計(jì)算采用隱式差分格式，即

式中:n+1為當(dāng)前時(shí)間步指示因子;n為前一時(shí)間步指示因子;αq，f為單元表面第q相體積分?jǐn)?shù)計(jì)算值;V為控制單元體積;Uf為控制單元表面體積通量。

2.2 求解方法

模型求解采用有限體積法［5］，壓力－速度耦合采用壓力校正法，離散方程求解采用GMRES法，時(shí)間差分采用全隱格式。

2.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

上游距拱壩前緣200 m斷面為進(jìn)流邊界，下游距電站尾水出口250 m為出流邊界，上游進(jìn)流邊界和下游出流邊界均按靜水壓強(qiáng)給出;固體邊界采用無(wú)滑移條件;液面為自由表面。

溢洪道、上游庫(kù)區(qū)和下游河道均采用立方體網(wǎng)格，溢洪道網(wǎng)格尺寸0.5 m，上游庫(kù)區(qū)和下游河道網(wǎng)格尺寸分別為2 m和1 m，共約160×104，圖2為網(wǎng)格模擬后壩體體型。

圖2 網(wǎng)格模擬后溢洪道體型Fig.2 Spillway shape by grid simulation

3 計(jì)算結(jié)果及分析

挑流消能流態(tài)相對(duì)較為復(fù)雜，挑射水流受挑坎體型影響，出坎水舌形成大曲率水氣交界面，氣液摻混強(qiáng)烈，屬于強(qiáng)非線性典型水氣二相流問題。

3.1 挑射水舌

表1和圖3為原設(shè)計(jì)方案與優(yōu)化方案在1 000年一遇工況下水舌流態(tài)的對(duì)比。原設(shè)計(jì)方案:因溢洪道體型為徑向集中式，高坎和低坎水舌在空中碰撞，合成一股水舌落入水墊塘，落點(diǎn)集中，水舌在縱向和橫向上分布范圍均相對(duì)較小。優(yōu)化方案:水流經(jīng)過窄縫式挑坎時(shí)，水流受收縮邊墻的影響，沿橫向收縮，沿縱向擴(kuò)展;水體流過收縮段后，水舌豎向拉伸更充分，水舌入水較分散，摻氣更為充分;經(jīng)差動(dòng)式挑坎作用，兩側(cè)低坎和中間高坎形成3股水舌，使水舌入水時(shí)在縱向上分布范圍更大;同時(shí)橫向上也減弱了因溢洪道徑向集中式體型導(dǎo)致橫向分布范圍較小的影響，消除了水舌落點(diǎn)集中現(xiàn)象。

表1 溢洪道挑射水流特性Table 1 The hydraulic characteristics of nappe

3.2 水舌摻氣擴(kuò)散分析

圖4給出了1 000年一遇工況下原設(shè)計(jì)方案和優(yōu)化方案挑射水舌壩中軸線鉛直剖面速度矢量及等值線圖。圖5為原設(shè)計(jì)方案和優(yōu)化方案挑射水舌壩中軸線鉛直剖面水體體積分?jǐn)?shù)等值線圖。圖中將挑射水舌分成幾個(gè)主要流速區(qū):水舌主流上挑區(qū)(Ⅰ區(qū))、水舌空中擴(kuò)散摻氣區(qū)(Ⅱ區(qū))、水舌下落散裂摻氣區(qū)(Ⅲ區(qū))。Ⅰ區(qū)水流較為集中，出坎速度最高約為22m/s，且數(shù)值模擬結(jié)果顯示此處核心區(qū)內(nèi)體積分?jǐn)?shù)αq均大于0.9，說明水舌基本沒有摻氣;隨著水舌向上運(yùn)動(dòng)，位能逐漸增加，Ⅱ區(qū)水流速度相對(duì)較小，水舌豎向上逐漸擴(kuò)散，水流摻氣逐漸增大，水舌流速降低至最小，計(jì)算結(jié)果表明最低流速并沒有出現(xiàn)在水舌的最高點(diǎn)，而是在最高點(diǎn)下游，此時(shí)水體擴(kuò)散較為明顯，與文獻(xiàn)［6］結(jié)論一致。Ⅲ區(qū)中水體在重力作用下進(jìn)一步擴(kuò)散，流速逐漸增加，水體全部摻氣，在入水前流速增至最大。

與原設(shè)計(jì)方案相比較，優(yōu)化方案水流空中擴(kuò)散范圍更大，摻氣更加充分，入水前水舌的水體體積分?jǐn)?shù)相對(duì)較小，同時(shí)優(yōu)化方案水舌入水速度為26m/s左右，小于原設(shè)計(jì)方案水舌入水速度。

應(yīng)當(dāng)指出，文中在k-ε紊流模型中采用VOF方法跟蹤自由水面，該方法是基于水體不破碎、水氣間無(wú)混雜存在的假設(shè)。而挑坎處的水流速度較快，有大量的水氣混雜、水體的破裂及氣體的摻入，水體和氣體的摻混是在微觀尺度上的，空氣與下泄水舌的交界面上會(huì)產(chǎn)生空氣漩渦和水漩渦，漩渦產(chǎn)生以后向外擴(kuò)散，其擴(kuò)散至距其發(fā)生點(diǎn)橫向距離的遠(yuǎn)近是隨機(jī)的，用該方法不能完全模擬實(shí)際挑射水舌摻氣問題。但是，從本文水舌挑距的數(shù)值模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比以及文獻(xiàn)［1］的研究成果來(lái)看，說明用該方法模擬挑流水舌摻氣問題在一定程度上能反映出水流實(shí)際運(yùn)動(dòng)的摻氣效果。

圖3 溢洪道挑射水舌流態(tài)Fig.3 Flow patterns of nappe before and after optimization

圖4 挑射水舌壩中軸線鉛直剖面速度矢量及等值線Fig.4 Velocity vectors and isolines of nappe in the profile of dam central axis

圖5 挑射水舌壩中軸線鉛直剖面水體體積分?jǐn)?shù)等值線Fig.5 Isolines of water volume fraction of nappe in the profile of dam central axis

3.3 底板壓強(qiáng)

表2為原設(shè)計(jì)方案與優(yōu)化方案在1 000年一遇工況下水墊塘底板壓強(qiáng)的對(duì)比。原設(shè)計(jì)方案水舌入水點(diǎn)位于0+096至0+105.7，優(yōu)化方案水舌入水點(diǎn)位于0+93.9至0+110.3。0+077 至 0+087 處于水舌入水點(diǎn)上游，2種方案在此處的底板壓強(qiáng)值相差不大。原設(shè)計(jì)方案由于高、低坎兩股水舌在空中碰撞后合成一股水舌落入水墊塘，導(dǎo)致水墊塘內(nèi)0+107至0+117附近壓強(qiáng)值較大，最大值達(dá)329.5 kPa;優(yōu)化方案水舌分散，無(wú)明顯集中現(xiàn)象，在0+107至0+127附近壓強(qiáng)值相對(duì)較高，最大值為255.7 kPa。水舌入水后，在其下游引起壅水，兩方案水墊塘底板壓強(qiáng)最大值均發(fā)生在水深最大處。

同時(shí)，對(duì)優(yōu)化方案進(jìn)行了物理模型試驗(yàn)驗(yàn)證，模型按重力相似準(zhǔn)則進(jìn)行設(shè)計(jì)，采用正態(tài)模型，模型比尺為λL=50。表2中給出了優(yōu)化方案不同測(cè)點(diǎn)水墊塘底板壓強(qiáng)計(jì)算值和試驗(yàn)值。二者數(shù)值吻合較好，基本規(guī)律一致，說明本文方法能較好地模擬溢洪道挑射水流的水力特性。

表2 水墊塘底板壓強(qiáng)Table 2 Pressure intensities on plunge pool slab

3.4 河道流速

表3為原設(shè)計(jì)方案與優(yōu)化方案在1 000年一遇工況下0+155斷面流速分布的對(duì)比。數(shù)據(jù)對(duì)比可知，原設(shè)計(jì)方案流速明顯高于優(yōu)化方案，原設(shè)計(jì)方案0+155斷面處流速最大值為17.10m/s，優(yōu)化方案流速最大值為14.66m/s。主要由于原設(shè)計(jì)方案挑射水流落點(diǎn)集中，空中摻氣不充分，下泄水流能量較高，造成下游河道內(nèi)流速較大，優(yōu)化方案水舌落點(diǎn)較為分散，水流摻氣消能充分，落入水墊塘后水體能量較小。

表3同時(shí)給出了河道0+155斷面處流速優(yōu)化方案計(jì)算值和試驗(yàn)值，二者數(shù)值吻合較好，基本規(guī)律一致。

表3 河道0+155斷面流速Table 3 Velocities in profile 0+155

4 結(jié)論

(1)應(yīng)用VOF方法、k-ε紊流模型，對(duì)某溢洪道挑射水流的水力特性進(jìn)行了三維數(shù)值模擬研究，數(shù)值模擬結(jié)果得到了物理模型試驗(yàn)的驗(yàn)證，計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)量值吻合較好，說明所采用的方法能較好地模擬溢洪道挑射水流的水力特性。

(2)應(yīng)用數(shù)值模擬方法可較為方便地得出水體剖面水力特性分布，對(duì)挑射水舌鉛直剖面速度矢量及等值線圖進(jìn)行分析，表明水舌最低流速并不在水舌頂點(diǎn)處，而是在頂點(diǎn)下游不遠(yuǎn)處。同時(shí)，數(shù)值模擬計(jì)算可較為方便地得出水體摻氣情況。

(3)計(jì)算表明，將某溢洪道由原高低式挑流鼻坎修改為差動(dòng)式挑流鼻坎后，使下泄水流入水范圍增大，提高了挑流消能的消能效率，減小了水墊塘底板壓強(qiáng)，降低了下游河道水流流速。

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