明渠横向取水旋涡影响因素数值模拟及试验研究

张天翔，俞晓东，贺蔚*，张健，肖洋

(1. 河海大学水利水电学院，江苏 南京 210098； 2. 河海大学水安全与水科学协同创新中心，江苏 南京 210098)

明渠岸边横向取水是被广泛应用的取水方式之一，经常被用于火电站、核电站和长距离引水工程中.然而，取水口附近旋涡的产生是对运行造成危害的主要原因之一，所以研究人员十分重视并有针对性的进行了一些研究.主要从二维紊流、三维T型分叉结构、三维层流进行数值模拟研究[1-4].曹继文等[5]在三维情况下对岸边横向取水口和附近区域进行比较深入地研究，并应用N-S方程对明渠横向取水进行了相应的数值计算.同时杨帆[6]结合试验和数值模拟研究了取水角度对于明渠岸边侧向取水的影响.李涛等[7]则对不同形式明渠横向分流口门的局部水头损失进行了研究.一些文献也针对明渠水流进行了深入研究，包括用VOF法表示明渠自由液面[8]，不同截面明渠水流的水力特性及流速分布规律[9]、进水口体型优化[10]等，这些对于明渠横向取水旋涡的研究均起到一定帮助.

已有研究表明，明渠横向取水旋涡会对取水工程带来不利影响，为找到有效地削弱措施，需明确其影响因素，然而针对明渠岸边横向取水衔接处旋涡的研究还较少触及，且相关水力学机理有待完善，所以对于明渠横向取水旋涡影响因素的研究是必要的.文中拟以中国某横向取水工程为例，结合数值模拟和模型试验，模拟取水过程中的水力学特性，分析旋涡产生机理及影响因素，并最终提出削弱措施.

1 研究对象及方法

1.1 研究区域

文中主要采用中国南方某横向取水工程的相关工程参数，研究区域如图1所示.在正常运行工况下水位为-0.31 m，主河道平均流量为958.4 m3/s，平均流速约为0.52 m/s.横向取水口位于主河道右岸，翼墙坡度为1∶2.5，取水口口门宽度为9.0 m，底部高程为-3.5 m，取水设计流量20 m3/s.在该工程中，水动力条件对取水效率、口门泥沙淤积等都有重要影响.

图1 研究区域示意图

在进行模型试验中发现横向取水过程中在衔接处易产生旋涡，对该现象进行数值模拟，分析其产生机理及影响因素，并进行优化设计和验证.

1.2 数学模型

1.2.1 模型建立

数学模型采用Gambit软件建立并划分网格，同时通过Fluent进行计算.计算区域包括主河道上下游进出口、固体边壁、水面、取水口、主河道和分河道组成.其中主河道长4.0 m，宽3.0 m，高0.2 m，分河道长1.0 m，河底宽0.3 m，水面宽0.8 m，高0.2 m.上下游进出口分别设在主河道上下游断面，取水口设在分河道下游断面.概化模型见图2.

图2 概化模型

模型内包含2种材料，初始化设置时将模型上半部分设置为空气，下半部分设置为液态水.上游流场进口[11]分为2部分，上部分为空气进口，下部分为液体进口.空气进口的边界条件定为压力进口，液体进口的边界条件定为速度进口.取水口的边界条件定为速度进口，并设置为负值.下游流场出口同样分为2部分，空气出口部分采用压力出口，液体出口部分采用速度进口，将速度设置为负值.关于底板、边墙等均采用无滑移壁面边界条件，而模型顶部设置为压力进口.

1.2.2 控制方程

文中主要研究的是不可压缩流体，采用标准k-ε模型，该模型应用较为广泛，其连续方程、动量方程、k方程和ε方程以及出现的经验常数均可参考文献[12].并运用VOF法[13]追踪自由液面，使用有限体积法进行离散，并用SMIPLE算法对取水口及周围河道进行三维数值模拟.为研究取水口附近水力特性的变化情况，对试验特定平面内的水体进行速度监测.

时均不可压缩流体的N-S方程为

∇·u=0，

(1)

(2)

式中：u为速度；p为压力；μ为动力黏性系数；ρ为密度；g为重力加速度.

涡量是表述旋涡运动重要的物理量之一，涡量计算公式为

Ω=∇×u，

(3)

式中：Ω为涡量矢量；u为速度矢量.

在VOF模型中，水气两相分别求解质量方程、共享同一个动量方程.当出现水气两相共同存在于一个计算网格单元时，通过体积平均法来进行计算

ρ=αaρa+αwρw，

(4)

式中：下标a表示气体；w表示液体.与此同时，气体和液体的体积分数相加等于1.

1.2.3 网格尺寸敏感性分析

模型主要采用混合网格，以四面体网格为主，其他网格为辅.针对不同数量的网格模型，对断面b-b的平均水压进行对比分析，并绘制成图3，观察变化趋势.当网格总数大于约350万时，断面b-b上平均水压变化差异较小(小于0.5%).综合考虑后，最终选择网格总数约为353.1万的数学模型进行计算，物理模型如图4所示.

图3 不同网格划分下断面b-b平均水压

图4 河道取水口物理模型

1.3 物理模型试验

1.3.1 模型建立

物理模型以某横向取水工程为实例进行建造，按重力相似准则设计，采用正态模型，模型几何比尺为1∶30.模型模拟范围包括取水口、上下游部分主河道等.物理模型宽度为90 m，上下游长度各225 m.取水口为钢筋混凝土结构，糙率一般为0.014，比尺为1.763，有机玻璃的糙率为0.008符合阻力相似要求，所以采用有机玻璃制成.河道地形用水泥砂浆制作，采用专门的拉毛工艺处理，基本满足阻力相似要求.选用多台水泵进行流量控制，试验前根据运行工况对各泵流量进行率定.

1.3.2 量测仪器

物理模型共有3个进出水边界.取水口利用水泵取水，并连接有阀门及LZS-P塑料转子流量计，利用阀门来控制取水口流量.采用目测和水位测针进行水位观测，两者相互验证，保证水位测量的准确性.对于流速，采用多台LGY-Ⅲ型多功能智能流速仪进行量测，由计算机进行数据高频采集及记录，监测点位于取水口附近以及上下游河道均布置有多个点位，同时还会对一些特殊的点位使用手持流速仪进行测量.对于一些流态方面的观测，利用摄像机记录流场图像，对其进行分析研究.

1.4 模拟工况设置

研究在设计运行水位以及落潮平均流量下进行，主要针对衔接段圆弧半径对主河道与横向取水口衔接段所产生的旋涡进行研究，同时考虑主河道流量以及取水流量的影响.探究其相关水力学机理，提出了削弱措施.具体试验工况见表1.

表1 试验工况

2 模型验证

为了进一步验证数学模型的可靠性，以模型试验中2个特定断面作为研究对象，选取基本工况S1作为验证工况，在数学模型中选取与物理模型试验中相同位置的监测点，并对水下4.0 cm(原型为水下1.2 m)进行流速监测.将两个断面的流速分布与物理模型试验结果进行对比验证，结果如图5所示.

3 讨 论

3.1 横向取水引起旋涡水力特性分析

对基本工况S1进行模型试验，工况S1衔接方式为直角衔接，示意图及实物图见图6a,b.试验中河道来流较为平顺，当水流行至衔接段附近，会在衔接段形成涡带，单个旋涡半径较大，有一定的深度，涡带长度基本到达取水口中轴线，试验现象见图6c.运用数值模拟对该现象进行模拟，分析横向取水引起旋涡的水力特性问题.

图5 数学模型验证示意图及断面流速对比图

图6 工况S1物理模型及试验现象

根据图7a得到：主河道与横向取水口交界处的上游侧存在高流速区域，由于取水口的影响，取水口内的分河道存在局部低流速区，使得分河道内流速分布复杂，流态较差，影响取水效率.根据图7b得到：衔接段附近存在一条明显的涡带，涡带长度约占分河道宽度的54.6%，影响范围较大.根据图7c得到：分河道中存在有较大范围的高湍动能区，衔接段处有一明显的高湍动能带，与涡带位置基本相同.

图7 工况S1系列云图

研究发现，在水流流动过程中，压力会逐渐下降补偿水流运动产生的损失，横向取水口与主河道交界处的上游侧存在有一处低压区，当水流在流至交界处之前，处于加速减压状态，在交界处流速达到最大，压力最小.但当水流流过交界处时河道突然扩散，流速突然降低并在分离点处流速降为0，分离点处无法再让动能转换为压能，主流将被迫脱离壁面，发生边界层与边界分离的现象，主流按照原来的流向继续流动，下游的水流则会流到主流所空出的部分，由此形成旋涡.

3.2 衔接段圆弧半径对旋涡的影响

经过上述数值模拟和模型试验研究发现，分离点的位置会对旋涡产生一定的影响.分离点越接近绕过物体的末端，旋涡就会越小，存在的长度也会有所减短，对取水口的影响也会越小.改变衔接段的结构会对分离点的位置产生一定影响，采用圆弧过渡，可以使水流扩散趋势有所缓解，减缓流速降低的速率，同时使分离点更靠近衔接段末端减缓发生边界层分离现象，改善衔接段旋涡现象.由此，提出多种不同工况，并选取其中部分工况进行模型试验，观察不同衔接段圆弧半径对于旋涡的影响.

工况S2,S3,S4,S5的区别主要是衔接段圆弧半径长度不同，从图8a分析发现：随着圆弧长度不断增加，衔接段的高流速区域不断减小，分河道中局部低流速区也不断减小，流速分布愈加均匀.从图8b分析发现：由于衔接段圆弧不断增加，使得水流到达衔接段时，扩散趋势有所减缓，旋涡会部分削弱，与S1工况相比，涡带长度分别减小了4.9%,11.2%,16.3%,21.7%.S5工况中涡带影响范围只占到分河道宽度的42.0%，涡带的影响范围得到明显减小.从图8c分析发现：原本分河道存在的高湍动能区随着衔接段圆弧半径的增加在不停地减小，分河道中湍动能最大值也有所减小，流态有所改善.

图8 不同工况系列云图

针对S2,S3工况进行模型试验，示意图和试验图见图9a,b.通过模型试验观察到：随着圆弧半径的不断增加，衔接段附近出现的旋涡在直径和深度方面均有所减小，分离点的位置也向下游有所移动，旋涡存在的时间也有所缩短，涡带长度也有所减小.其中，S3工况基本已由S1工况的小旋涡变为表面涡纹，深度有较明显的减小，流态明显好转，对提高取水口工作效率有明显帮助，试验现象见图9c.

图9 不同工况试验模型及试验现象

3.3 主河道流速和取水流速对旋涡的影响

3.3.1 主河道流速的影响

S6,S7,S8工况主河道的流速如图10所示.

图10 不同工况云图

从图10a发现：受主河道流速不断增加的影响，衔接段处高流速区域有所增加，但是由于取水流量不变，导致分河道处的低流速区域也在不断增加，流态也越加复杂.从图10b发现：随着主河道流速的增加，衔接段处的涡带长度在不断的增加，同时旋涡的强度也有所增加.从图10c发现：随着流速的变大，高湍动能区面积也在不断增加，侧面验证了流态也愈加复杂.主河道流速的增加对横向取水工程的流态较为不利.

随着主河道流速的增加，涡带长度分别增加约3.80%,9.10%,17.83%，旋涡的强度也在不断增加，衔接段处的流态趋向复杂.

3.3.2 取水流速的影响

S9,S10,S11工况的差距则主要在取水流量上，取水流量越大，流速越大，如图11所示.从图11a发现：随着取水流速的增加，衔接段处高流速区域有所增加，分河道内低流速区域在不断减小，但在一定程度上会影响到主河道流速以及流态.从图11b发现：随着取水流速的增加，衔接段处的涡带方向会更偏向于取水口方向，虽然涡带的长度和强度都有所增加，但影响范围占分河道宽度的百分比不断减小.从图11c发现：随着流速变大，高湍动能区面积不断增加，同时高湍动能区更集中在分河道中的上游侧，衔接段处的高湍动能带也有所增加，侧面验证了涡带的增强.

取水流速的增加可能会在一定程度上对主河道流态产生影响，同时随着取水流速的增加，衔接段处的旋涡会更偏向于取水口方向，旋涡的强度和长度有所增加，涡带长度分别增加约5.5%,26.5%,34.1%.但涡带占分河道宽度的百分比有所减小，分别减小约0.6%,3.6%和6.5%.

图11 不同工况云图

4 结 论

文中对明渠岸边横向取水过程的旋涡进行了研究，分析旋涡的产生机理、影响因素以及削弱措施，并通过Fluent对不同工况进行三维数值模拟，结果表明：

1) 主河道与横向取水口衔接段附近旋涡的产生原因是：水流在流动到交界处时河道突然扩散，流速突然降低并在分离点处流速降为0，分离点处无法再让动能转换为压能，主流将被迫脱离壁面，下游的水流则会流到主流所空出的部分，由此形成旋涡.

2) 改变衔接段的结构衔接方式会对分离点的位置产生影响，采用圆弧过渡，可以使水流扩散趋势有所缓解，减缓流速降低的速率，同时使分离点更靠近衔接段末端减缓发生边界层分离现象，改善衔接段旋涡现象.

3) 基本工况S1在衔接段附近存在明显的涡带，涡带长度约占分河道宽度的54.6%，影响范围较大.随着衔接段圆弧不断增加，水流扩散趋势有所减缓，与S1工况相比，涡带长度分别减小了4.9%,11.2%,16.3%,21.7%，其中S5工况中的影响范围得到明显减小，影响范围只占到分河道宽度的42.0%.

4) 主河道流速和取水流速在一定程度上也会对衔接段处的旋涡产生部分影响.随着主河道流速和取水流速的增加，涡带长度明显增加，旋涡的强度也在不断增加，衔接段处的流态更为复杂，对横向取水工程的流态较为不利.