泄洪洞腔道涡流特性实验测量与数值模拟研究

涂建翔

(江西省余干县水利局，江西 余干 335100)

本研究重点探究泄洪洞腔道水平涡流段至塞阻均匀段的涡流特性。分别基于侧水位、自由流出和淹没流出这三种工况下，充分考虑流动速率、涡流角等重要水力因素，利用构建的水工模型对泄洪洞腔道涡流特性进行实验模拟，旨在通过全过程的腔道涡流特性分析，为涡流洞体优化布局设计进一步提供技术依据。

1 计算域网络模型

本模型实验系统主要由8部分构成，最主要的包括蓄水池、上游侧水体库、回水渠、循环供水系统等。综合分析基础上，本研究决定采用复合网络完成模型划分工作。

计算域网络划分如图1(a)所示，计算域以起旋器进口为起点，以退水洞出口为终点。起旋器非构造网络划分如图1(b)所示，各计算域均采用构造网络划分，但起旋器除外，同时对水平涡流洞段实施了网络加密(见图1(c))。

图1 计算域网络模型

由于起旋器进口处流水一直保持稳定状态，而且水流流动也比较均匀，因此将流动速率入口定义为进口边界条件；起旋室通气孔进口为典型的空气大气压进口；排气孔出口为大气压出口；退水洞出口离水平涡流洞段840 m处流水整体相对平稳，对研究区域产生的影响不大，因此将其作为模型的出口边界，设置为压力出口边界，定义为明渠流动状态，给出出口水位高度。数值模拟所设定的边界条件见表1具体所示。

表1 数值模拟所设定的边界条件

2 主要参数和工况

表2 模拟实验主要物理量比尺一览

表3 实验工况及主要参数

3 泄洪洞腔道涡流特性分析

3.1 关于腔道直径的分析

腔道直径实际展示效果见图2所示，空气在起旋器内与流水混合，构成腔道旋转流水，之后顺着涡流洞呈空气柱。

图2 腔道直径分布状态

对图3及表4中的数据信息进行全面分析后发现，自由流动状态下，涡流腔道呈现出明显先低后大的演变趋势，在水平洞段末端附近达到了最低值，分别为6.32 m、6.5 m、6.54 m。究其原因在于流水由水平洞段流向塞阻段的过程中，截面面积会慢慢降低，径向流动速率快速増加，切向流动速率则骤然降低，由此一来，不仅引发流水旋转的离心力也快速降低，也会造成气水旋转的互相作用减小，流层厚度明显增加，进而导致腔道直径缩小。随着流水在塞阻段的进一步流动，塞阻截面面积连续降低，流水流动速率加大，由于快速旋转加大了离心力，减小了腔道压挤力，腔道直径逐渐加大，直到塞阻均匀段出口。不同上游侧水位下，计算值与实验值保持高度一致，其最大值均出现在塞阻均匀段出口，分别为8.9 m、8.58 m、8.7 m，误差仅为0.34 m，可见测量精度是非常高的。通过表4数据分析进一步发现，在上游侧水位不断升高的同时，截面腔道直径则随之降低，表现出相对平稳的波动变化，究其原因在于流腔道为周期性螺旋型气柱，不同水位下，周期不同，测量同一截面而产生的差异。

图3 腔道直径基于自由流出工况的计算值与实验值对比

对图4及表5中的数据信息进行全面分析后发现，在淹没流出工况下，腔道直径演变趋势与自由流出情况下非常相近，均呈现出明显先低后大的演变趋势，在水平洞段末端附近达到了最低值，分别为6.08 m、6.5 m、6.15 m，其最大值则出现在塞阻均匀段出口，分别为8.6 m、8.7 m、8.04 m，误差仅为0.48 m，可见测量精度是非常高的。通过表5数据分析进一步发现，在上游侧水位不断升高的同时，截面腔道直径则随之降低，表现出相对平稳的波动变化，究其原因在于流腔道为周期性螺旋型气柱，不同水位下，周期不同，测量同一截面而产生的差异。

表4 腔道直径基于自由流出工况的计算值与实验值 m

表5 腔道直径基于淹没流工况的计算值与实验值

3.2 关于涡流角的分析

图5及图6直观反映了在两种不同流出工况下截面涡流角的整体演变情况。通过图数据分析得知，在不同的水位情况下，涡流角沿程演变趋势具有规律可循。在起旋器内(z/D=0～1.1)，达到了最低值，水平涡流洞段涡流角主要在50°～70°区间内变化。在塞阻段进口处(z/D=7.14)，不同上侧水位下，其涡流角分别是58°、59.8°、60°，流入塞阻段后，涡流角急剧缩小，原因是形成了聚缩流水效应，不仅流动速率加大，流层厚度减小，而且轴向流动速率也急剧增大。

图4 腔道直径基于淹没岀流工况的计算值与实验值对比

图5 典型截面涡流角自由流出条件的计算值与实验值对比

图6 典型截面涡流角淹没岀流条件的计算值与实验值对比

图7 典型面涡流角自由流条件演变状态 图8 典型面涡流角淹没流条件演变状态

图7及图8直观反映了在两种不同岀流工况下截面涡流角的整体演变情况。在横截面上，临近壁面和气水交界面这两部位的涡流角分别达到了最高值和最小值，而且沿着径向存在逐步增大的趋势，由此证实，水层临近壁面的流动速率快速增大，向下方流动的速度就相应加快，而且沿圆心表现出明显的一侧偏大演变趋势，在起旋器出口(z/D=1.1)处，涡流角趋近于90°，证明该位置流水仍处于强旋转周期，并未迅速地下向游流动，临近洞顶一侧则达到了80°，证明此区域的流水开始向下游流动。在不同水位下，塞阻段均匀段(z/D=9)的演变规率与其他区域的表现截然相反，同时呈显著的非对称分布趋势，涡流角在临近洞壁处达到了最大，基本稳定在40°左右， 而在气水交界面处达到了最低，还不足10°。究其原因在于均匀段的水层即将进入分散扩展段，临近壁面侧流水离心力更高，外侧流水便沿壁面分散扩展。通过图数据分析还发现，z/D=2至z/D=8.1的涡流角沿程演变规律非常相近，涡流角随着流程增加而表现出明显的降低之势。

3.3 关于紊动能的分析

图9及图10直观反映了在两种不同岀流工况下紊动能沿程分布的整体变化情况。通过图数据分析进一步发现，水位演变对腔道涡流沿程紊动能造成的影响非常小，甚至可直接忽略不计，演变规律也基本一致。均在起旋器出口处紊动能急剧增大，然后在水平洞段跟随沿程变化而发生相应改变。流水达到塞阻段(x=100m)时，因为洞径瞬间聚缩，致使流水紊动强烈，所以紊动能就持续地加大，但到达塞阻均匀段(x=120m)后，由于洞径不再发生变化，因此紊动能演变趋向平缓。流水进入分散扩展段后与气体混掺，紊动能瞬间加大，在淹没流出工况下，洞顶的紊动能明显增大，而洞底紊动能却急剧减小，其原因在于洞底存在水层，而洞顶只是轻微的气水两相流，所以两者存在明显的紊动能差异。

图9 紊动能自由流条件沿程分布状态

图10 紊动能淹没流条件沿程分布状态

通过图11数据分析进一步发现，沿流水方向，起旋器端头周围紊动能相对较大，之后随着沿程变化而不断走低，直至达到塞阻段后，紊动急剧升高，并达到了56 m2/s2最高值。通过图演变趋势还发现，高紊动区及腔道直径的演变规律完全吻合，而且气体的紊动强度远大于流水的紊动。由于气体具有密度小、黏性差等特点，无法把控自身运动状态，因此在气水混掺的区域发生强紊动现象。

图11 紊动能自由流条件193.9m上游侧分布变化云状态图

3.4 关于耗能率的分析

通过表6数据分析可进一步了解到，水平涡流洞段耗能率基本稳定在25%上下，塞阻-渐扩式水平涡流泄洪洞耗能率则超过了40%以上，并且相较于自由岀流工况，淹没岀流工况的耗能率更大一些。根据文献得知，气水两相流耗能率为40%，水平涡流泄洪洞总耗能率达到80%以上，很明显，这与水电站泄洪耗能要求相符。

表6 耗能率工况差异条件下的数值计算结果

4 结语

本研究基于侧水位、自由流出和淹没流出三种工况，对泄洪洞腔道涡流特性实验测量和数值模拟计算成果进行专题比对分析，通过水力特性分析得出以下几个重要结论：

(1)不同工况下，腔道直径呈现出先降低后加大的演变趋势，而且在塞阻均匀段出口达到了最大。当上游侧水位不断升高时，截面腔道直径却随之大幅降低。

(2)涡流角在水平洞段表现出明显的波动特性，但抵达塞阻段后就陆续降低。涡流角在临近洞壁处达到了最大，基本稳定在40°左右， 而在气水交界面处达到了最低，还不足10°。

(3)沿流水方向，起旋器端头周围紊动能相对较大，之后随着沿程变化而不断走低，直至达到塞阻段后，紊动急剧升高，并达到了56 m2/s2最高值。