水电站坝身沉冲沙系统试验研究与数值模拟

刘德伟，李连侠，廖华胜，李秋林

(1.水力学与山区河流开发保护国家重点实验室，成都 610065；2. 密歇根州立大学，东兰辛，密歇根州，美国)

0 引 言

在水利工程特别是引水工程中，为了沉降泥沙，提高引水水质，减少引水设备(水泵)的磨损，需要在引水口前设置沉沙池，故而沉沙池在保障工程安全可靠方面起到重要作用。有不少学者对沉沙池进行了研究，张军、侍克斌等[1]对圆中球沉沙排沙池进行了模型试验研究，并得出沉沙池中流场分布规律，还分析了其具有较好沉沙条件的原因；华福银等[2]通过湍流模型等数值方法模拟了沉沙池中的水流流场状态；戴文鸿[3]等在选定合理冲沙水位和冲沙流量范围的基础上，应用一维非均匀流不平衡输沙模型，对多种拟定冲沙方案下某水库的冲沙过程进行了长期模拟，据此选取合适的冲沙方案；王永桂等[4]构建了一、二维耦合的水沙模型，以一维模型模拟钱塘江的水沙作为二维模型的输入条件，模拟分析了沉沙池的工程效果，并探讨了不同尺寸方案下沉沙池的沉沙效果；陈彩旭等[5]通过在沉沙池首部加设调流板，改进沉沙池工作段的水流流场，以提高泥沙的沉积效率，从而缩短了沉沙池过渡段的距离；田艳等[6]则利用数值模拟，对厢式沉沙池的进口优化进行了研究，得出通过设置整流横梁等措施，能较大改善沉沙池出口水流流态。

基于这些研究，本文以某水电站沉沙池为例，通过模型试验与数值模拟对比，相互验证了该工程中沉沙池的实用性和可靠性，为后续坝身式冲沙池的设计及研究提供一定指导。

1 模型试验研究

该水电站主要永久性水工建筑物，即首部挡泄水建筑物、发电引水隧洞、电站厂房及其变电站等均按4级建筑物设计，次要永久建筑物及临时建筑则按5级建筑物设计。

根据设计院提供方案对该工程进行模型试验，试验模型采用正态模型，按照重力相似准则进行设计，几何比尺为1∶10。模型采用有机玻璃制作，有机玻璃糙率为0.008～0.009，换算至原型糙率为0.013～0.015，能满足阻力相似要求。工程模型见图1，分别由库区、拦污栅、尾水引渠、坝内沉沙池和发电引水隧

洞组成。沉沙池长46 m，宽15 m，除支道继续向右延伸汇入冲沙主廊道外，沉沙池底部下方布置了46 m长的三条冲沙廊道，沉沙池末端布置了一薄壁取水堰(堰顶高程为1 665.70 m)，阻拦池内泥沙进入引水洞内，从而取用表层清水。图2为工程模型局部图。

图1 模型试验全景(模型比尺1∶10)Fig.1 Model test panoramic(scale 1∶10)

图2 工程模型局部图Fig.2 Partial figure of engineering model

1.1 初步试验

首先对原方案中各工况进行了初步试验，旨在发现一些设计上的不足，试验结果表明：从河道取水的工况和从某电站尾水取水的工况，拦污栅前的河道水流沿拦沙导墙流至冲沙闸，受到阻拦后产生回流，而后经过拦污栅涌入引水渠，下游侧拦污栅水面跌落明显，左侧水面低于右侧，并伴有水翅现象；引渠内水流经弧形导墙作用经过整流栅进入沉沙池，过栅水流明显不对称，且栅前栅后水面跌落较明显；沉沙池出口及取水堰水面较为均匀，流态良好，引水隧洞内水面横向分布均匀，沿程变化缓慢。

1.2 优化方案

结合初步试验结果，对该工程进行了如下优化：①裁弯取直：取消了河道引水渠和某电站尾水渠交汇处的弧形导流墙而改为直墙连接。②加分流墩：在沉沙池进口前水流交汇处增加了一个梯形分流墩。③增加整流池：在沉沙池首部进口跌坎(进口跌坎高程为1 666.2 m)前，在原设计方案1 665.6 m高程的底板下挖0.8 m的整流池以改善入池的水流流态；相应的原右岸泄洪冲沙孔体型尺寸不变，为满足结构要求，右岸泄洪冲沙孔底板高程相应地降低0.8 m，即变为1661.7 m。④改变冲沙方式：由连续冲沙方式改为定期冲沙为主，辅以连续冲沙兼放生态流量。进口采用跌坎形式，底部设置6个冲沙孔以防止整流池内泥沙淤积；沉沙池底板水平，其高程为1 663.0 m，两个纵向分水墙(顶高程1 664.5 m)将沉沙池分为3个定期冲沙廊道。优化后方案见图3～图4。

图3 优化方案整体布置图及流速测点布置图(单位：m)Fig.3 The overall layout optimization scheme and sketch map of velocity measuring

图4 沉沙池进口结构图(单位：m)Fig.4 Setting basin import structure

2 数值模拟

为了更加深入地了解沉沙池在沉沙与冲沙工况下各部位的水力学特性，保证沉沙池沉沙和冲沙效果，本文对沉沙池进行数值计算分析，大量的数值模拟表明[4,5,7,8]，k～ε双方程紊流模型是模拟此类流动的有力工具。因此，本文采用RNGk～ε紊流模型，其数学模型建立过程如下。

2.1 控制方程

以标准湍流模型来封闭Reynolds方程[9]，其基本控制方程如下：

连续方程：

(1)

动量方程：

(2)

k方程：

(3)

ε方程：

(4)

式中：ρ和μ分别为体积分数平均密度和分子黏性系数；P为修正压力；Bi为单位体积的体积力；Gk为紊动能k的产生项；Cμ是经验常数；σk和σε分别为k和ε的紊流普朗特数；μ=ρvt为紊流黏性系数，其中vt为紊流运动黏性系数，它可由紊动能k和紊动耗散率ε求出：

(5)

以上各张量表达式中，i=1,2,3,即{xi=x,y,z},{ui=u,v,w}；j为求和下标，方程中通用模型常数见表1。

表1 紊流数值模拟中采用的常数值Tab.1 The constant value of turbulent flow numerical simulation

计算中采用两相流模型，自由面采用VOF模型。采用有限体积法对偏微分方程组进行离散，数值计算采用点隐式高斯-赛德尔迭代方法对代数方程组进行求解。

上述建立的离散方程中，压力P的精确解由连续方程间接反映出来。压力场通过动量方程影响速度场，只有正确的压力场才能求得正解的速度场，只有正确的速度场才能满足连续方程。在本文数值计算中选用PISO算法，通过一个预测过程和两个校正过程，以最终得到满足连续性方程的压力场和速度场。

2.2 边界条件

(1)进口边界：模型的上游河道与某电站尾水进口边界均分为水和气两部分：上部分为空气进口，采用压力边界条件(Pressure-inlet)；下部分为水进口，采用均匀速度进口(Velocity-inlet)。

(2)出口边界：下游出口的边界条件采用压力边界条件(Pressure-outlet)，压力值为标准大气压。

(3)固壁边界：近壁区采用标准壁面函数法进行处理。

2.3 数学模型计算

本文模拟的区域为河道引水口、某电站尾水出口到沉沙池的引水渠，沉沙池主体，以及沉沙池后的发电引水隧洞，具体计算区域及网格划分如图5。

图5 模拟区域及整体网格划分Fig.5 Simulation area and grids

3 模型试验与数值模拟结果分析

3.1 沉沙工况结果分析

3.1.1 水流流态

图6为沉沙工况下沉沙池系统各典型部位水流流态。可以看出，过拦污栅后的水流平顺，水面横向分布均匀，过栅水流跌落减小，流态较好；沉沙池池首整流池内水流流态得到了极大的改善；水流在河道取水段内过渡良好，沿程水面存在起伏不大的菱形波浪；沉沙池前端汇流处水流较湍急，在两道挡坎前均有壅水及弱水跃现象，沉沙池进口断面水面分布左右均匀；沉沙池内水流流速平缓，断面流速分布均匀，可有效提高沉沙效率；沉沙池出口取水堰处水面没有跌落和出口处水面相平，水流平顺地进入引水隧洞，沉沙池后水面线与引水隧洞内水面衔接光滑。

图6 沉沙工况各典型部位水流流态Fig.6 The flow regime of the typical parts in desilting condition

3.1.2 水流流速

模型进口流量采用三角形薄壁堰进行测量，水位采用测针测量，流速用LS-401型微型旋桨式流速仪测读，测点布置情况如下：

沉沙工况：沉沙池进口挡水坎坎上与沉沙池出口水平方向分左、中、右，共6个测量点。2、4和6号孔口出口共3个测点，①②③支廊道沉沙也进口后10、20、30 m位置共9个测点；

冲沙工况：沉沙池进口前2 m处3个测点、2号、4号和6号孔口出口共3个测点、①②③支廊道末端及冲沙主廊道A、B、C共6个测点。

具体施测位置见图4。表2为沉沙工况沉沙池布测点模型试验测量的水流流速与数值模拟计算的水流流速。对比模型试验与数值模拟结果可以看出，计算所得流速与试验值吻合较好，均在允许误差范围内。

表2 沉沙工况流速模型试验结果与数值计算结果Tab.2 The velocity result of model test and numericalcalculation in desilting condition

注：括号内为数值计算结果，下同。

图7为正常水位数值计算水面线，图8～图10分别为沉沙池进口，进口20及40 m处的断面流速(标量)分布图。可以看出，由于正常工况下冲沙闸门关闭及取水堰作用，下游水位较高，在沉沙池进口处冲沙孔上下流水位差较小，因而流速较小，均小于2.0 m/s；由图9和图10可以看出：在沉沙池进口20 m处水流已达到稳定，沉沙池中1 664 m高程以下水流流速基本小于0.4 m/s，底层流速较小，有利于沉沙；水面流速较大，但不大于1.0 m/s(淤积流速为1.2 m/s)；通过对比分析可以得出，模型试验量测流速与数值模拟计算流速比较吻合，数值模拟所得的流场分布情况符合水力学规律，且与模型试验结果吻合较好。

图7 沉沙工况数值模拟水面线图Fig.7 Surface line of the numerical simulation in desilting condition

图8 沉沙工况沉沙池进口断面流速分布Fig.8 Velocity distribution of setting basin import in desilting condition

图9 沉沙池进口20 m处断面流速分布Fig.9 Velocity distribution of setting basin in 20 m in desilting condition

图10 沉沙池进口40 m处断面流速分布Fig.10 Velocity distribution of setting basin in 40 m in desilting condition

3.2 冲沙工况结果分析

3.2.1 水流流态

本次冲沙试验模拟用沙为粉煤灰，假定沉沙池内泥沙淤积高度为1 m，即淤积高程为1 664.0 m时开始冲沙，图11(a)，图11(b)冲沙前后沉沙池内泥沙淤积状态。

试验观测发现，后置闸门开启的同时闸门内侧处的沉积物受池内水压力作用被迅速冲出，池内水位降至淤积高程，接着靠近沉沙池进口处沉积的泥沙被水流冲动并带走，在沉积沙层中间冲出一个输沙槽，泥沙从上游到下游依次被冲走。由图11(b)可以看出冲沙结束后，大部分泥沙被冲出沉沙池，该冲沙系统可满足工程要求。

图11 冲沙工况模型试验Fig.11 Model test in flushing condition

3.2.2 水流流速

冲沙工况下水流在沉沙池进口挡水坎前流速较小，且由于本工况是由某电站方向单独引水，水流在挡坎前总体呈左大右小分布；水流流过6个冲沙底孔，经斜坡流速加大；水流在冲沙过程中沿程水流流速不断减小，可以在池内分水导墙长度的一半到结束处增设结构贴角(结构贴角沿水流方向由零到全贴角)改善冲沙时流速减慢的情况，以期达到更好的冲沙效果。模型试验测量流速与数值计算流速的具体流速见表3，对比表中流速数据，易得出数值模拟计算结果与模型试验结果基本吻合。

表3 冲沙工况流速模型试验结果和数值计算结果Tab.3 The velocity result of model test and numericalcalculation in flushing condition

在冲沙工况下由于冲沙底孔上、下游水位差较大，水流经过冲沙孔后流速可达到3.80 m/s，可有效冲走沉沙，受边界条件影响，水流流速呈中间大两边小分布(图12)；由图14～图15可以看出：中间廊道水流流速大于两边廊道流速，冲沙廊道沿程水流流速均大于抗冲流速2.5 m/s，不会造成泥沙淤积，进而验证优化方案合理可行，能满足工程要求。

图12 冲沙工况沉沙池进口处断面流速分布Fig.12 Velocity distribution of sand basin in flushing condition

图13 冲沙工况沉沙池进口20 m处断面流速分布Fig.13 Velocity distribution of setting basin in 20 m in flushing condition

图14 冲沙工况沉沙池进口40 m处断面流速分布Fig.14 Velocity distribution of setting basin in 40 m in flushing condition

4 结论与建议

本文在某水电站沉沙池水力学模型试验的基础上，运用Fluent软件对电站的定期冲沙系统进行了数值模拟分析，对沉沙池的流速、流场进行了具体的研究，得出了以下结论。

数值模拟计算结果与模型试验结果吻合良好，原设计方案连续冲沙方式不能有效地将沉沙池内淤积的泥沙冲走，易造成冲沙廊道堵塞，从而使冲沙系统功能丧失；修改方案由连续冲沙方式改为定期冲沙为主，辅以连续冲沙兼放生态水流，运行相对安全可靠，廊道内各指标均能够满足运行期间的沉沙、冲沙要求。

取消沉沙池进口的引渠弧形导墙并增加分流墩，以此调整沉沙池前流态；沉沙池前增加两道挡水坎使进池流速降低均化，有利于沉沙。

沉沙工况下入池水流流速较小，在沉沙池进口后20 m左右流速基本稳定，且流速都在1.0 m/s以下，底层流速小于0.4 m/s，有利于泥沙的沉降，建议在沉沙池首部跌坎上方设置拦污栅，以起到拦污和一定的整流作用。

在冲沙工况下水流经过冲沙孔后流速可达到3.80 m/s，可有效冲走沉沙，中间廊道水流流速大于两边廊道流速，冲沙廊道沿程水流流速均大于2.5 m/s，不会造成泥沙淤积，进而验证优化方案合理可行，能满足工程要求。

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