邱 春，岳书波，刘承兰

(1. 四川建筑职业技术学院，四川德阳 618000； 2. 四川大学水力学与山区河流开发保护国家重点实验室，四川成都 610065)



溢流堰表孔弧形闸门开启过程非恒定流水力特性

邱 春1,2，岳书波2，刘承兰1

(1. 四川建筑职业技术学院，四川德阳 618000； 2. 四川大学水力学与山区河流开发保护国家重点实验室，四川成都 610065)

采用RNGκ-ε紊流模型结合动网格技术对某水利工程Y型宽尾墩泄洪表孔弧形闸门开启过程进行了三维动态数值模拟研究。为了解闸门开启过程中各相对开度的水力要素特性，采用6种不同的开启总时间，给出各开启总时间对应的闸后流速、压强等水力要素对闸门开启速度的依赖关系，并定义了反弧及消力池3个压强分布区域。研究表明，闸门开启总时间较小时，闸后水流的滞后效应明显，各对应相对开度时闸后水面线偏低；开启过程中溢流堰反弧处最大流速、冲击区最大压强等都会远大于恒定情况时的对应值。冲击区最大压强及其与调节区平均压强的差值随开启速度的增大迅速增加，且需经过较长时间才逐渐回到正常值。开启速度较小时，各水力要素增加较为平缓。将闸后水面线等计算结果与试验结果进行对比，吻合良好，验证了数值方法的可靠性，可为类似水工闸门运行提供借鉴。

三维动态数值模拟； 开启过程； 非恒定流； 动网格； 弧形闸门； 消力池

水工闸门是水利工程中挡水和控制流量的重要设备，由于闸门运行方式的不合理引起下游冲刷破坏的案例时有发生。因此了解闸门启闭过程中水流水力特性，对于选择合适的开启速度，防止消能设施发生破坏有着重要意义。

水利工程中水流多为明流水气二相流，其边界条件及过程较复杂，给试验数据测量带来了较大困难，作为模型试验的补充，直接动态数值模拟更容易获得过程中各时刻水力要素特性。文献[1]对蓄水池闸门开启过程中水体流动进行了模拟，但和实际情况有一定偏差；文献[2]对孔板泄洪洞事故闸门动水下门过程进行了试验研究，并分析了中闸室噪音和振动的成因；文献[3]对梯形渠道中闸门不同调控方式引起的非恒定流进行了数值模拟；文献[4]用试验方法研究了湖南镇水电站闸门不同开启组合下水舌扩散形态对下游的影响，并制定了最优闸门开启组合；文献[5]通过模拟不同长度的单一渠段的非恒定流响应过程，认为渠段稳定时间、水位变化速率与渠段运行方式有关；文献[6]采用动网格技术对弧形闸门开启过程数值模拟进行了初步探索。本文采用RNGk-ε双方程紊流模型结合动网格技术对某水利工程溢流表孔Y型宽尾墩加消力池非恒定流进行了三维动态数值模拟，重点分析闸门开启速度对非恒定流压强等水力特性的影响，定义了反弧及消力池中3个压强分布区域，并重点分析了3个区域的压强滞后分布规律及可能对反弧和消力池底板造成的危害。分析表明文中所用方法对于一般小型灌区闸门启闭同样适用。

1 数学模型

RNGk-ε双方程模型控制方程如下：

(1)

(2)

(3)

(4)

采用有限体积法对上述方程进行离散，时间和空间均采用二阶精度格式，压力速度耦合采用压力隐式算子分割法PISO算法。采用VOF法[7]捕捉自由水面，该方法的k-ε紊流模型方程(1～4)与单相流形式相同，但ρ和μ是体积分数的函数，可由下式表示：

ρ=αwρa+(1-αw)ρa

(5)

μ=αwμw+(1-αw)μa

(6)

式中：αw为水的体积分数；ρw和ρa分别水和气的密度；μw和μa分别为水和气的分子黏性系数。动网格模型用于描述边界或流体内部物体的变形及运动，对于通量φ的积分形式的守恒方程如下：

第二种意见中，雇员可以向雇主主张赔偿责任，也可向侵权第三人主张赔偿责任。雇主承担无过错责任后，可向侵权第三人主张。根据雇主转承责任的性质，雇主向第三人追偿范围，应以侵权第三人应承担赔偿范围为限。因此，雇主与侵权第三人的责任承担性质是对外连带，对内按份的连带责任。然而，在《侵权责任法》条文理解与适用中，雇主与侵权第三人承担责任方式实质上是不真正连带。想要确定此处的责任方式，应先弄清连带责任与不真正连带责任的区别。

(7)

2 计算区域网格划分与条件设置

本文采用某实际工程溢流堰表孔单孔1∶50比尺建立计算区域(如图1)，模型区域长6.32 m，宽0.4 m，高1.79 m；模型尾坎高0.2 m，弧形闸门宽0.3 m，半径0.51 m，堰顶水头H=0.4 m，模型坐标原点位于溢流堰中心线纵剖面与堰顶交汇处。采用Y型宽尾墩加消力池联合消能工，类似工程恒定流研究[8-9]较多。本文对弧形门开启过程闸门区、宽尾墩、消力池水体进行了整体模拟，闸门区域采用非结构网格，其余均为六面体结构网格，水气交界面和关键部位网格进行了加密以准确捕捉自由水面。

库区进口分为上下两部分，下部为水流进口，利用自定义程序(UDF)来保证库区水位不变，上部为空气进口，均为压力进口。库区和溢洪道上部均为压力进口，溢洪道出口为压力出口，壁面采用无滑移边界条件。文中共模拟了6种开启角速度，对应的开启总时间T分别为：3，10，15, 30, 60和120 s，为方便分析，文中分析时用开启总时间T代替开启速度。

为满足闸门区网格快速变形的需要，动网格更新采用弹簧光顺法和局部重构法，每5个时间步长更新一次网格。图2给出了T=120 s时过程中各相对开度(e)对应的溢洪道中心线纵剖面闸门区网格图，可见整个计算过程网格质量良好。闸门开启速度由UDF控制，开启时均为匀速开启。

图1 模型整体区域及部分尺寸(单位：m)Fig.1 Whole region and main size of a model (unit: m)

图2 不同相对开度时闸门区中心线纵剖面网格 (T=120 s)Fig.2 Grids along middle section of a spillway under different opening (T=120 s)

3 闸后水流流态时空分析

图3给出6种开启总时间T时两种相对开度的水面线。由图3(a)可见，e=0.3时，T=3 s和10 s由于下泄流量滞后于闸门开启速度，因此水面线在溢流坝反弧段明显低于其他情况，e=0.5时，只有T=3 s对应的水面线明显偏低，与反弧段最高水面相差达0.36 m，在消力池中相差约0.2 m。T>10 s时，各种情况的水面在溢流坝及反弧段均差别变小，但消力池中水面仍差别偏大，整个开启过程中，以T=15 s与120 s为例，闸门开启过程中消力池水面相差最大达0.1 m。在小开度时(e<0.3)，下泄水流较少，对消力池中水体影响也较小，水面横向分布偏于平稳，之后随着下泄水流纵向拉开，其冲击作用变强，池中水流紊动混掺逐渐变强，水面横向出现较大波动。对于T=30，60和120 s时的水面在小开度时尚有差异，随开度增大，水面波动增强，但差别变小。

由于开启过程的非恒定性，流速和压力的直接测量比较困难且存在很大不确定性。因此本文采用比较水面线的方法来验证数模结果的可靠性。图4分别给出了T=120 s过程中e=0.3及0.5两种相对开度的水面线与实测结果比较，吻合良好，说明数模结果准确。

图3 6种开启总时间对应的两种相对开度的溢流堰中线水面线Fig.3 Water surface profile along middle section of a spillway at e=0.3 and e=0.5 at six total opening times

图4 溢流堰中线水面线对比Fig.4 Comparison of water surface profile along middle section of a spillway

图5给出了过程中e=0.7时4种开启总时间对应的溢流堰及消力池中线纵剖面速度等值线。可见4种情况的最大流速均出现在溢流堰反弧处，最大值为4.4，4.3，4.3和 4.2 m/s。研究结果表明，对于T较大的情况，随e逐渐变大，流速变化较平稳，最大流速也较小。

图5 溢流堰中线纵剖面速度等值线Fig.5 Velocity distribution along middle section of a spillway

4 压强时空变化特征

本文根据消力池底板所受压强的特点，将压强作用范围分为3个区域：下泄水流直接冲击区、紧随其后的调节区及静压区。结果表明，6种开启总时间，过程中静压区压强分布比较均匀，说明下泄水流对此区的影响较小，水体相对平静，以静水压力为主。

开启时间T较小(T=3～15 s)，e也较小时，ΔP小于其他情况；随着闸门开度的增大，ΔP迅速增大。当T=3 s时，ΔP最大达6 800 Pa，T=10 s时最大为4 100 Pa，而T>30 s时，ΔP明显偏小，最大值仅为2 900 Pa左右。可见当开启总时间T越大时，ΔP越小。

表1 反弧及消力池底板压强

为更直观地说明各种开启总时间T时的冲击区最大压强变化情况，图6给出了冲击区最大压强随开启时间的变化关系曲线。结合表1可知，T=3，10和15 s与其他开闸总时间T相比，在各对应相对开度时，其冲击区最大压强偏小，但闸门全开后会有一较大的压强增长，且T越小，随后的冲击区最大压强越大。由图6可见，T=3 s时消力池底板在4 s时间内压强由2 000 Pa增长到9 200 Pa，增幅非常大，此后经较长时间后压强才会逐渐回落至正常值，开闸时必须避免这种情况。T>30 s时Pmax则随时间逐渐增大至接近恒定状态值。

图6 反弧及消力池底板冲击区最大压强随时间变化曲线Fig.6 Variation of maximum pressure on the floor of anti-arc and stilling basin with time

从图6中可看出消力池底板所受的滞后最大压强分布。当T=3 s时，闸门全开后由于滞后水流的冲击，在前端冲击区最大压强达到9 200 Pa，紧随其后的调节区压强却只有约2 400 Pa，压差较大为6 800 Pa，消力池后部静压区压强平均约为4 000 Pa。而对于另外两种开启总时间T的压强差分别为4 100和3 600 Pa。

对于消力池而言，调节区是高速水流偏转和急剧扩散的低压区，一般来说此区域受到的时均动水压强合力向上，也是消力池中最先失稳的部位。

对于本文工程T≥30 s时过程中各水力要素值变化已偏于平稳，与恒定情况时各对应开度的值相比差别较小；基本可以忽略滞后作用对水流的影响。结合文中的压强分布规律，闸门开启速度越大，冲击区最大压强与调节区平均压强差值也越大，调节区消力池底板越容易发生破坏，在类似工程闸门运行时，除了要求下游消力池初始水深不能太低，实际操作中闸门开启速度应以不出现较大的滞后动水冲击压强为宜，否则必须考虑压差ΔP可能对反弧及消力池底板造成危害，并采取相应的防护措施。

表2为T=30 s时溢流堰中线纵剖面上两测点(x=0.442和0.702 m)的数值模拟与实测压强结果的对比，整个开启过程中相对误差最大约为6.8%，表明数模结果准确。

表2 数值模拟及模型试验结果对比

5 结 语

采用6种不同的开启速度，研究了堰上弧形闸门开启速度对闸后水流的影响，给出水面线及流速随开启速度的定性变化关系。根据开启过程中压强分布特点，将反弧及消力池底板分为冲击区、调节区及静压区3部分；指出开启总时间越小，闸后水流的非恒定性越强；分析了消力池冲击区最大动水压强与开启总时间的关系及其对底板可能造成的危害。

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Analysis of hydraulic characteristics of unsteady flow duringopening of radial gate located on overflow weir

QIU Chun1, 2, YUE Shu-bo2, LIU Cheng-lan1

(1.SichuanCollegeofArchitectureTechnology,Deyang618000,China; 2.StateKeyLaboratoryofHydraulicsandMountainRiverEngineering,SichuanUniversity,Chengdu610065,China)

The RNGκ-εturbulent model and dynamic mesh technology were applied to simulation of the unsteady flow of the flaring gate pier and the stilling basin during the radial gate opening. Six different total opening times were used to achieve the detailed hydraulic properties of different opening velocities. The opening velocities of the radial gate were homogeneous of every total opening time. The relationships between the opening velocities and pressures, flow velocities and other hydraulic characteristics were obtained by using six corresponding total opening times. Hysteresis effect was apparent while the total opening time was relatively small, and a water surface profile corresponding to different relative openings was also lower than those of other total opening times. The maximum flow velocity appeared at the ogee section of the overflow weir at the opening process no matter which total opening time was. The maximum velocity and the pressure on the impact region were much larger than the corresponding value at a constant situation. The slab of the ogee section and stilling basin was divided into three regions according to the distribution of pressurs; the relationships between the maximum pressure and the opening velocity was obtained. The velocities and the maximum pressure on the impact region in the stilling basin were much higher than those corresponding to the constant conditions while the opening velocities were relatively lower. The maximum pressure and differences between the maximum pressure on the impact region and an average pressure of the adjusting region increased with the increasing of the opening velocities, and fell to a normal value after long time. A gentle increase in pressures and other hydraulic characteristics would appear under the lower opening velocities. The water surface profile and other results of numerical simulation were in good agreement with the model test data, which shows that the numerical method is reliable. The analysis results can provide an important basis for operation of the similar radial gate located on the hydroproject.

3-D dynamical numerical simulation; opening process; unsteady flow; dynamic mesh; radial gate; stilling basin

10.16198/j.cnki.1009-640X.2015.06.006

邱春， 岳书波， 刘承兰. 溢流堰表孔弧形闸门开启过程非恒定流水力特性[J]. 水利水运工程学报, 2015(6): 40-46. (QIU Chun, YUE Shu-bo, LIU Cheng-lan. Analysis of hydraulic characteristics of unsteady flow during opening of radial gate located on overflow weir[J]. Hydro-Science and Engineering, 2015(6): 40-46.)

2015-03-05

德阳市重点科学技术研究项目(2014ZZ095-3)

邱 春(1976—)，男， 江苏徐州人，工程师，博士，主要从事工程水力学研究。E-mail: qiu3216@163.com

TV663+2

A

1009-640X(2015)06-0040-07