基于UG-FLUENT的溢洪道消力池水力特性影响研究

2022-07-16王星彦吕晓云

海河水利 2022年3期

许超，王星彦，吕晓云

（江苏省水利工程科技咨询股份有限公司，江苏南京 210000）

消力池作为水工建筑中重要消能防冲设施，其水力特征稳定性与泄流量及设计参数密切相关[1，2]，开展消力池水力特征分析有助于推动消力池结构设计水平与渗流场安全契合。压强是反映水工结构运营可靠性的重要参数，从压强参数分析入手，探讨消力池等水工结构运营下流场的影响特性[3，4]，对工程设计具有参考价值。戴涓等[5]、卢洋亮等[6]、谢先坤[7]根据模型试验理论，利用材料复制比尺关系设计开展了室内水工模型试验，研究了溢洪道、水闸及消力池等水工结构运营期流速、水位等特征。邢磊磊[8]、秦亚斌等[9]、马志军等[10]从结构静、动力场计算考虑，采用ANSYS、ABAQUS、COMSOL 等数值计算软件分析了水闸、坝体及泵站等水利设施的应力、位移特征，获得了水利结构静、动力场响应特性与设计参数的关系，从运营安全考虑，优化结构设计水平。华中等[11]、刘波[12]、徐庶伟[13]采用FLUENT、MIKE21 等流场计算平台，建立计算模型，从实际工况荷载入手，探讨溢洪道、闸门等水工结构内流场影响变化，评价结构设计参数或荷载工况对渗流场内流速、水位及水沙演变影响，为工程建设提供依据。基于淮安水利枢纽溢洪道消力池水力特征研究问题，利用UGFLUENT 平台开展了渗流场压强特征分析，探讨了流量、坎高对消力池静、脉动压强影响，为消力池设计建设提供参考。

1 工程设计模拟

1.1 工程概况

淮安水利枢纽是地区重要控流、取水调水、排涝防洪、通航发电的综合水利设施，主要水工建筑包括拦水大坝、溢洪道、泄洪闸及引水渠道等，其中上游蓄水库设计库容为635 万m3，最大可调度水资源超过设计库容的70%，为地区工业用水及农业灌溉提供重要保障。拦水大坝建设高程35.5 m，按照100 a一遇洪水水位设计防洪，坝基处铺设厚度为0.3 m的防渗垫层。大坝采用混凝土重力坝设计形式，沿坝轴线全长约455 m，坝顶宽度4 m，防渗设计方案为水面板与防渗墙的联合体，可以有效降低坝身内渗流活动，监测表明坝基处流速稳定在0.8～1 m/s，无显著涡旋及紊流现象产生，渗流活动较佳。该枢纽设计装机容量为550 MW，年发电量可保障地区生活用电。泄洪闸位于主坝右岸，设计最大泄流量355 m3/s，采用多孔式闸门设计形态，单孔净宽3.2 m，共6孔，以预应力锚索为泄洪闸墩加固支撑形式，最大张拉荷载1 750 kN，墩径1.6 m，配置有横、纵连系梁作为泄洪闸承重加固结构，每根支撑梁均采用腹板高厚比为0.7的型钢材料，运营期监测表明其结构内最大拉应力未超过1.6 MPa。引水渠道建设长度55 km，采用主渠与支渠横贯方式，渠首流量为0.7 m3/s，全渠道断面上均采用防渗混凝土砌块作为衬砌结构，可以有效减少渠坡对输水耗散的影响，监测得到渠道内全年输水耗散率不超过20%。溢洪道采用正槽开敞式设计，堰顶高程33.6 m，水工结构包括进出水段、溢流段、消力池及尾水渠等，全轴线长度30 m，其中溢流段长度占50%，坡度为1/3，采用多级阶梯式溢流设计，可以减弱泄流水力势能冲击影响，尾水渠渗透坡降设计为0.005，其设计断面如图1所示。

图1 溢洪道断面

溢流面上共有24个阶梯，最大阶高35 cm，溢洪洞采用上弧下方体型设计，截面高度0.82 m，宽度0.72 m，截面体型如图2所示。溢洪道下游消力池内深度为1 m，轴线长度为5 m，池首设计下泄流量100 m2/s，消能防冲水位28.6 m，按照30 a 一遇标准设计消能防冲，两侧建设有翼墙，可以增强结构抗水力冲刷作用。该水利枢纽另配置有T形宽尾墩作为联合消能，但由于宽尾墩受限于池内水位及自身结构静力场影响，消能降冲效率大大降低。为此，工程设计部门考虑对溢洪道消力池内坎高进行设计优化，评价不同坎高方案下消力池内水力特征，进而评价工程设计的最优化，最终达到提升整体溢洪道降冲效果。

图2 溢洪洞截面

1.2 工程设计

为探讨溢洪道消力池坎高设计方案，利用UG建模平台构建起整体溢洪道几何模型[14]，如图3 所示。该模型中设定尾水渠长度为8 m，为简化模型计算过程，溢流面设计为平坡面，进、出水段长度以实际参数设定。另T 形宽尾墩由于消能效果欠佳，对消力池的辅助作用较小，模型中将其简化。

图3 溢洪道几何模型

经UG建模平台创建模型后，导入至FLUENT流场模拟平台[13，15]，并经网格划分获得模型如图4 所示，包括溢洪道整体断面模型与消力池模型，其中消力池模型是本文研究重点，池壁及池底等部位重点加密划分，共有计算微单元45 826 个、节点38 276个。本模型中顶、底面均设置有全自由度与法向约束边界，顶部可与大气相通交换；溢洪道进水段给定为流速控制边界条件，而尾水渠与消力池接触面设定为压强控制边界条件。计算模型中X、Y、Z 正向分别设定为泄流向消力池方向、水流向右翼挡墙方向及结构自重应力方向。

图4 流场计算模型

消力坎作为消能的重要水工结构，其坎高设计关乎降冲效率，基于溢洪道实际运营现状，设计消力池坎高为0（无消力坎）、5、10、15、20、25、30 cm，在其他参数保持一致的工况下计算消力池水力特征，另根据溢洪道泄流标准的30%～80%设计上游来水泄流量分别为30、40、50、60、70、80 m3/s。基于上述不同泄流量方案开展消力池坎高影响池内水力特征计算分析，并重点分析池内底板各高程测点上的水力特征，A～H断面计算特征点分布如图5所示。

图5 断面计算特征点分布

2 流量变化对消力池水力特征影响

2.1 静压强特征

对不同流量下消力池内水力特征开展计算，获得不同特征点断面上静压强变化特征，如图6所示，本文所计算的消力池静压强分为池底与与边墙连接点。

图6 流量影响下特征断面上静压强变化

依据消力池水力特征分析可知，在池底处静压强以低流量下为最大，流量30 m3/s下A～H 特征点断面上平均静压强为3.34 kPa，而流量50、70 m3/s 下断面平均静压强较前者分别下降41.3%、59.3%，从流量影响静压强整体来看，流量每增加10 m3/s，则断面上平均静压强可下降20%。笔者认为，流量愈大，消力池前段水体积累愈少，而大量的水体往下游集中，消力池内水能跳跃性变化点也往后推迟，造成流量特征值与静压强具有负相关变化关系。从断面各特征点压强变化可知，特征点断面愈靠近消力池中、下游，则压强水平愈高，以流量40 m3/s 为例，其在特征点A 处静压强为1.43 kPa，而在特征点C、E、G 上压强分别较前者上升53.1%、104.5%、92.2%；当流量增大后，压强水平随特征点往中、下游延伸，增大趋势有所减弱，此与高流量下水跃性有关。另一方面，边墙连接点处静压强在各流量工况中变化特征与池底基本类似，但高流量下压强波动性减弱，在流量70 m3/s 下静压强在A～E 特征点上均为0，在F 特征点后才具正压强，整体稳定性较好，但压强水平整体低于池底计算点。在相同流量30 m3/s 下边墙连接点处静压强分布为1.22～1.98 kPa，较之池底计算点上降低38.6%～61.4%；对比断面平均静压强可知，边墙连接点上流量30～70 m3/s 下平均静压强分布为0.57～1.61 kPa，较之池底计算点的降幅为47.6%～58.1%。池底计算点高程大于池底，表明消力池内高程愈大，则静压强愈低，稳定性趋好。

2.2 脉动压强特征

脉动压强反映了水工建筑受水力冲刷作用下动力响应特性，本文根据渗流场模拟计算获得脉动压强均方差特征参数，该参数乃是脉动压强幅值特征值。其计算公式为：

基于此，获得不同流量下池底计算点脉动压强均方差参数变化特征，如图7 所示。从图7 可看出，脉动压强均方差参数与流量值具有正相关关系，在流量30 m3/s 下A 特征点断面上脉动压强方差值为0.013 kPa2，而流量40、70 m3/s 下脉动压强方差参数较前者分别上升1.38 倍、9.25 倍，全断面上流量30 m3/s下的平均方差参数值为0.069 kPa2，而流量每增大10 m3/s，则平均方差参数值可增长34.5%，即流量愈大，消力池内脉动压强愈高，受紊流扰动作用愈强，形成的涡流、紊动效应愈大。分析各特征点断面上脉动压强方差变化可知，在流量30 m3/s 下最大方差参数值位于断面G 上，后在断面上递减至稳定状态；同样在流量40、60 m3/s 下分别在断面F、G 上达到最大压强，此时紊流最强烈，后趋于平稳[16]。由此可见，消力池内最易受脉动压强破坏威胁点位于中部断面F～G 上，消力坎的布设也应与之相匹配，可以减弱脉动压强对消力池动水效应影响。

图7 脉动压强均方差参数与流量关系

3 坎高参数对消力池水力特征影响

3.1 静压强

同理，计算获得不同消力坎高参数下池内静压强分布变化特征，如图8所示。从静压强与坎高参数关系可知，消力坎愈高，静压强水平减小，在池底计算点处无消力坎时全断面上平均静压强为1.94 kPa，而坎高为5、15、25 cm 下平均静压强较前者分别下降26.3%、50.5%、72.7%，坎高平均每增大5 cm，可导致静压强降低28.6%。从各特征点断面上静压强变化可知，无消力坎或坎高过低时，静压强具有显著峰值点，在坎高5 cm时静压强峰值点出现在F断面上，达2.23 kPa，而坎高为25、30 cm 时无显著峰值点，各特征点上压强分布基本处于稳定或差幅不大的态势；笔者认为，消力坎高度决定了上游泄流水力势能对下游池内底板冲击作用，当坎高较合理时，过坎后水流引起的水舌紊流活动较稳定，对池内水流扰动较小。在边墙连接点处静压强波幅较小，各坎高方案下平均静压强分布差距为15.5%～73.2%，静压强的平均降幅为30.1%，即高程增大后，坎高差异引起的降能效应有所减弱。与之同时，在边墙连接点上压强零值在断面A～D 上分布，且在多个坎高方案中均是如此，相比池底计算点上压强零值分布范围更广，表明在边墙连接点上静压强受坎高影响较小，零压强分布及量值水平差幅均弱于池底计算点。

图8 坎高影响下特征断面上静压强变化

3.2 脉动压强

根据消力池内脉动压强幅值计算，获得脉动压强方差特征参数与消力坎高关系，如图9所示。从图9可知，坎高愈大，则消力池内脉动压强方差值愈低，在无消力坎方案下脉动压强方差最大值为1.5 kPa2，而坎高5、25、30 cm 方案中最大方差较前者分别下降9.3%、42.7%、61.7%；而从平均方差来看，坎高每增大5 cm，断面特征点上脉动压强平均方差可下降27.1%，消力坎增大水流涡旋动力，但可限制动压强的振幅特性。从脉动压强方差峰值出现特征点断面来看，坎高愈大，脉动压强方差峰值愈靠近出现在消力池中、下游，该断面上对水力势能限制作用较强，可在池内中下游形成稳定水舌效应，从而减弱水工建筑冲蚀作用[17]。从各坎高方案下脉动压强方差在池内断面变化趋势来看，坎前方差高于坎后，在坎高15 cm 方案下，坎前A～D 特征点断面上平均方差为0.85 kPa2，而坎后较之前者下降20%。综合分析认为，消力坎高增大，有利于对池内水力势能控制，降低涡旋水流对水工结构的动水作用。