滩坑水电站溢洪道三维数值模拟

滩坑水电站溢洪道三维数值模拟

1工程及数值模拟区域近年来，随着水库建设的快速发展，国内外对高坝、单大规模洪水消能的研究和工程应用取得了迅速进展。作为一种通用的洪水处理厂，溢流道的水流和水流特征一直受到研究人员的关注。物理模型实验方法一直是研究各种漏水建筑物的首选方法。近年来，通过数值模拟对溢流道的研究日益增多。guercio和magneti采用侧槽溢流模型，成功模拟了鱼背山水库的水位溢流。刁明军、杨永权等人通过vof法模拟了云亭下游水道的全部气流。杨忠超、邓军和杜军的三维模拟方法结合了家水库水电工程中的多个多层水平淹没事件。杨忠超、邓军和杜军成功地模拟了高水位单通道的各种水位。高水位单排流量，采用不好的运动法消耗率。输出水流在高压下有一个较大的位移，水流条件复杂。通过高质量的预测，需要调整水流，使整体水流具有三维流的特征。由于大量的预埋水流形成，该模型表明，滩井水位的整个流量特征具有明显的三维流特征。在本研究中，采用vof（fluid）方法处理自由水面边界，采用th-s型模型模拟滩井坝工程区的溢流，模拟区域如图1所示。滩坑水电站位于浙江省青田县境内的欧江支流小溪上,枢纽工程为I等工程.溢洪道是滩坑水电站枢纽的主要泄水建筑物,布置在枢纽左岸垭口处.按千年一遇洪水设计,设计水位165.87m,泄洪流量11085.0m3/s,相应堰顶单宽为154.0m3/s·m;按最大可能洪水PMF校核,校核水位169.15m,泄洪流量14334.0m3/s,相应堰顶单宽为199.1m3/s·m.溢洪道全长约1500m,主要由引水渠、溢流堰、陡槽、挑流鼻坎和出水渠等组成,1#～4#掺气槽桩号位置如图1所示.2活性物质的计算k-ε紊流模型,对于不可压缩流体,连续方程、动量方程和k、ε方程可分别表示如下:连续方程:∂ui∂xi=0∂ui∂xi=0(1)动量方程:ρ∂ui∂t+ρ∂∂xj(uiuj)=-∂p∂xi+∂∂xj[(μ+μi)(∂ui∂xj+∂uj∂xi)ρ∂ui∂t+ρ∂∂xj(uiuj)=−∂p∂xi+∂∂xj[(μ+μi)(∂ui∂xj+∂uj∂xi)(2)k方程:ρ∂k∂t+ρ∂(kui)∂xi=∂∂xi[(μ+μtσk)∂k∂xiρ∂k∂t+ρ∂(kui)∂xi=∂∂xi[(μ+μtσk)∂k∂xi+G-ρε(3)ε方程:ρ∂ε∂t+ρ∂(uiε)∂xi=∂∂xi[(μ+μtσε)∂ε∂xiρ∂ε∂t+ρ∂(uiε)∂xi=∂∂xi[(μ+μtσε)∂ε∂xi+C1εεkG-C2ερε2k+C1εεkG−C2ερε2k(4)式中:ρ和μ分别为水体积分数平均的密度和动力粘性系数;p为修正压力;μi为紊流涡粘系数,μt=ρCμk2ε‚Cμ为经验常数,取Cμ=0.09;σk和σε分别为k和ε的紊流普朗特数,σk=1.0,σε=1.3;C1ε和C2ε为方程常数,C1ε=1.44,C2ε=1.92;G为由平均速度梯度引起的紊动能产生项,G=μt(∂ui∂xj+∂uj∂xi)∂ui∂xj.对不可压缩流体,引入VOF模型的紊流模型方程(1)、(2)、(3)、(4)与单相流的k-ε模型形式完全相同,只是μ的具体形式不同,它不是一个常数,μ=αwμw+(1-αw)μa,其中:αw为水的体积分数,μw和μa分别为水和气的动力粘性系数.通过对αw的迭代求解,可求出μ值.为求出以上方程组中全场未知量,还必须采用一定的数值求解算法.本文采用控制体积法来离散计算区域,采用PISO算法进行压力-速度耦合求解.在固壁边界上,规定为无滑移边界条件,对粘性底层采用壁函数处理.采用点隐式高斯-塞德尔迭代方法对线性化的方程组进行求解.模拟的网格划分采用结构化混合网格,将计算区域划分为50多万个网格单元.3对计算结果的验证和分析数值模拟计算工况分两种情况:上游水位160.00及165.87m(设计水位),对应下游水位分别为43.00及50.20m.3.1实验结果与模型结果对比图2给出160.00m及165.87m工况溢流堰堰面中线(横向位置y=22m)压力分布计算结果与物理模型实验结果对比.可看出两者吻合良好,堰面最小压力出现位置随单宽流量的增加而逐渐向堰顶靠近,压力值也逐渐减小,堰面没有出现负压,满足溢流堰堰面体型设计要求.图3给出两种工况泄槽中线底板压力分布.计算结果表明,随着单宽流量的增加末端底板压力增大,导致各掺气槽挑射水流挑距增大,尤其是4#掺气槽两者相差最大,泄槽底板没有出现负压.表1是165.87m工况,1#～4#掺气槽中线底板最大冲击压力计算结果和模型实验结果对比.由表1可看出,掺气坎后水流冲击点桩号位置吻合得很好,最大相对误差为2.3%;最大冲击压力计算结果与实验结果误差相对较大,尤其是4#掺气槽两者误差最大.造成误差主要原因是,在掺气槽挑坎后堰面掺气浓度很大,尤其是在4#掺气槽下游不远处,鼻坎高低坎交界部位掺气浓度更大,气泡较多,所以模型实验在测量该处压力时很可能会受到掺气的影响而存在一定误差.数值模拟结果表明:各掺气槽掺气效果良好,泄槽底板没有出现负压.图4为165.87m工况差动式挑流鼻坎压力等值线图.由图4可知,低坎中水流受两边高坎侧收缩影响,底板压力普遍比高坎的大.高坎底板在桩号x=0+443.00m附近出现了最大压力,约为18.3×9.81kPa;低坎底板在桩号x=0+447.00m附近出现最大压力,约为22.2×9.81kPa.其中,高坎计算结果压力测点对应横向位置为y=24.5m,低坎对应为y=12.5m.表2给出差动式挑坎压力分布计算值与实验值对比.计算结果与实验结果虽然在某些测点处有偏差,但两者压力变化趋势是一致的,高坎最大相对误差为23.5%,低坎最大相对误差为21.0%.造成误差的原因主要是数值模拟取值点与模型实验压力测点位置有所偏移而造成结果差异,同时模型实验在测量测点压力时可能受到掺气影响而造成测量偏差.3.2结果u2004表3给出165.87m工况下,溢流堰及泄槽内特征断面最大流速及平均流速,由相应底板高程H底板及水面高程H水面可计算出相应断面流量值.由表可见,出闸处(桩号x=0+41.71m)水流最大流速vmax计算值与实验值相对误差为0.2%;平均流速v平均相对误差为9.3%.水流在泄槽内流速沿程增大,在挑流鼻坎反弧起点处(桩号x=0+433.56m),水流最大流速两者相对误差为3.0%;平均流速相对误差为-0.4%,结果吻合良好.结果表明溢洪道泄槽内水流为高速水流,设置掺气减蚀措施是必要的,由图3可看出,设置掺气槽后泄槽底板沿程未出现负压,可有效减免空化空蚀破坏发生.4底板紊动能分析进行了差动式及连续式两种挑流鼻坎方案水力特性的数值模拟,给出165.87m工况下两方案预挖坑底板紊动能分布,见图5及图6,其中紊动能k=12(ˉu21+ˉu22+ˉu23),其单位为m2/s2.差动式挑坎预挖坑底板紊动能分布均匀,数值都比较小,在桩号x=0+560.00m附近,底板紊动能出现最大值4m2/s2.连续式挑坎预挖坑底板紊动能分布较集中在桩号x=0+630.00m至x=0+700.00m区段,数值较大,最大值为14m2/s2.分析两方案结果差异的原因:差动式挑坎由于高低坎的存在,在出坎末端分为两股水流,由于高坎顺水流扩散,致使水流在挑坎末端流速减小,横向扩散均匀;低坎受侧收缩影响,水流在坎端横断面变小,流速增大,水流主要是纵向扩散.这两股水舌出坎后上下错开,增大了与空气的接触面,水流分散并掺入了大量的空气,从而消耗掉部分能量,水舌入水纵横扩散均匀,在预挖坑内形成大量旋滚,紊动剧烈,流速迅速衰减,因此预挖坑底板紊动能较小,分布均匀.连续式挑坎水舌在空气以单股水舌形式挑射,纵向扩散不均匀,与空气接触面积小,掺气较少,水舌入水集中且动能较大,因此预挖坑底板紊动能集中且数值较大.由两者结果对比可定性分析出差动式挑坎消能效果优于连续式挑坎.连续式挑坎的预挖坑冲刷深度将大于差动式挑坎.5水流特性分析1)利用VOF方法处理自由水面边界,采用κ～ε双方程紊流模型成功模拟了滩坑水电站岸边溢洪道水流流场,表明用数值模拟方法研究岸边溢