旬陽(yáng)水電站導(dǎo)流明渠渠首進(jìn)口形式數(shù)值模擬研究

楊 彥，尹進(jìn)步，張曙光，趙東陽(yáng)，劉志明

(西北農(nóng)林科技大學(xué)水利與建筑工程學(xué)院，陜西 楊凌712100)

0 引 言

導(dǎo)流明渠作為一種常見的導(dǎo)流方式，以其泄流能力強(qiáng)、易滿足通航要求等優(yōu)勢(shì)，在許多大、中型水利水電工程中被廣泛應(yīng)用，但導(dǎo)流過(guò)程中常會(huì)出現(xiàn)導(dǎo)墻墩頭繞流嚴(yán)重、渠內(nèi)流態(tài)不穩(wěn)定、過(guò)流能力不足等問題。研究表明，導(dǎo)流明渠進(jìn)口形式是影響導(dǎo)流明渠水力特性及渠首部位沖刷的主要因素之一，因此需要對(duì)此進(jìn)行深入研究。通過(guò)模型試驗(yàn)對(duì)導(dǎo)流明渠進(jìn)口形式的研究資料比較多，劉寧[1]對(duì)三峽大壩左導(dǎo)墻長(zhǎng)度進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)縮短導(dǎo)墻長(zhǎng)度可以改善水流流態(tài)，減輕河道沖刷。王均星等[2]通過(guò)物理模型試驗(yàn)，研究了寬淺導(dǎo)流明渠渠首位置進(jìn)口形式對(duì)明渠泄流能力及明渠內(nèi)部水流特性的影響。郭觀明等[3]探究了不同布置形式的溢流壩進(jìn)水口導(dǎo)墻對(duì)工程運(yùn)行的影響。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬也成為一種重要的研究手段，劉曉平等[4]對(duì)某低水頭電站導(dǎo)墻進(jìn)行三維數(shù)值模擬，研究了導(dǎo)墻長(zhǎng)度與電站進(jìn)水口前流態(tài)的關(guān)系。周茂林等[5]通過(guò)對(duì)桐子林水電站明渠彎道流場(chǎng)進(jìn)行三維數(shù)值模擬，獲得了詳細(xì)的流場(chǎng)信息，可為體形優(yōu)化提供參考。

旬陽(yáng)水電站洪水期峰高量大，陡漲陡落，使得導(dǎo)流明渠面臨著巨大泄流壓力；模型試驗(yàn)觀測(cè)發(fā)現(xiàn):在上游圍堰導(dǎo)向作用下，上游來(lái)流在導(dǎo)墻上延段墩頭部位存在繞流、兩側(cè)水位落差大、基礎(chǔ)沖刷嚴(yán)重等問題，本文采用RNGk-ε模型結(jié)合自由液面追蹤的VOF方法，對(duì)旬陽(yáng)水電站導(dǎo)流明渠進(jìn)行三維數(shù)值模擬，得到了渠道內(nèi)水面線、流速場(chǎng)分布等水力特性參數(shù)，并依此對(duì)導(dǎo)流明渠進(jìn)口形式進(jìn)行了優(yōu)化研究，得到較優(yōu)的進(jìn)口段推薦形式，為工程實(shí)踐提供一定參考。

1 數(shù)值模擬研究

1.1 控制方程

控制方程是質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律、能量守恒定律等守恒定律的數(shù)學(xué)描述，其具體表達(dá)式如下。

連續(xù)性方程：

(1)

動(dòng)量方程：

(2)

式中：ρ為體積分?jǐn)?shù)加權(quán)平均的密度；μ為體積分?jǐn)?shù)加權(quán)平均的分子黏性系數(shù)；p為修正壓強(qiáng)；μt為紊流黏性系數(shù)；Cμ為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，本文取Cμ=0.048 5；μt+μ為廣義黏性系數(shù)；ui、uj分別為流速矢量在方向xi、xj的分量。

1.2 湍流模型

RNGk-ε模型是基于重正化群(Renormalization Group)的理論提出來(lái)的。在RNGk-ε模型中，通過(guò)在大尺度運(yùn)動(dòng)和修正后的黏度項(xiàng)體現(xiàn)小尺度的影響，而使這些小尺度運(yùn)動(dòng)有系統(tǒng)地從控制方程中去除，可更好地模擬強(qiáng)逆壓梯度流、分離流動(dòng)、邊界層流動(dòng)、旋轉(zhuǎn)流動(dòng)等[6]。RNGk-ε模型的湍動(dòng)能k和湍動(dòng)能耗散率ε方程如下。

湍動(dòng)能k方程：

(3)

湍動(dòng)能耗散率ε方程：

(4)

式中：k為湍動(dòng)能；ε為湍動(dòng)能耗散率；Gk、Gb分別是由平均速度梯度和浮力引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)；YM代表脈動(dòng)擴(kuò)張的貢獻(xiàn)；C1ε、C2ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，取1.44、1.92；σk、σε分別是與湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù)，取1.0、1.3。

1.3 VOF方法

采用VOF法對(duì)自由表面進(jìn)行追蹤，其基本原理是通過(guò)研究網(wǎng)格單元中流體和網(wǎng)格體積比函數(shù)F=F(x,y,z,t)來(lái)確定自由面，追蹤流體的變化。在計(jì)算過(guò)程中，一個(gè)控制體將會(huì)出現(xiàn)以下3種情況：當(dāng)F=0時(shí)，表示控制體內(nèi)充滿空氣；當(dāng)F=1時(shí)，表示控制體內(nèi)充滿水；當(dāng)0

(5)

式中：VF表示流動(dòng)的體積分?jǐn)?shù)；Ax、Ay、Az分別表示x、y、z可流動(dòng)的面積分?jǐn)?shù)；u、v、w表示3個(gè)方向的流速。

1.4 模型建立與網(wǎng)格劃分

根據(jù)原有設(shè)計(jì)資料，在CAD中按原型1∶1建立三維模型，將生成模型實(shí)體導(dǎo)入flow-3d中，激活湍流模型、重力模型。模擬計(jì)算區(qū)域從壩上250 m到壩下400 m，包括導(dǎo)流明渠進(jìn)口段、導(dǎo)流明渠段和導(dǎo)流明渠出口段及河道地形等部分，計(jì)算工況為20 a一遇洪水(P=5%)，流量為19 500 m3/s；定義壩上250 m斷面、右岸地形與底板底面的交點(diǎn)為計(jì)算區(qū)域的坐標(biāo)原點(diǎn)，x軸指向河道的下游，y軸與水流運(yùn)動(dòng)方向垂直，z軸垂直向上。

計(jì)算采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為減小多塊網(wǎng)格連接處的水力計(jì)算損失，整個(gè)計(jì)算采用一個(gè)網(wǎng)格塊，網(wǎng)格尺寸為1.4 m×1.4 m×1.4 m，總網(wǎng)格大小約55 萬(wàn)個(gè)。具體計(jì)算區(qū)域和網(wǎng)格劃分見圖1，壓力求解器選用廣義極小殘差算法(GMRES)、基于壓力隱式求解法( Implicit)。計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)輸出間隔為60 s，輸出數(shù)據(jù)有流速、壓力、水的體積分?jǐn)?shù)、自由液面高程等[7,8]。

圖1 導(dǎo)流明渠網(wǎng)格劃分Fig.1 Grid division of diversion channel

1.5 邊界條件

上下游均為壓力邊界P，流體體積分?jǐn)?shù)為 1，水位分別為237.32 m(導(dǎo)流明渠底板以上水深23.32 m)和235.47 m(導(dǎo)流明渠底板以上水深21.47 m)；模型底部設(shè)為無(wú)滑移固壁邊界W；與空氣接觸的頂面設(shè)為體積分?jǐn)?shù)為0的壓力邊界P；其余邊界采用對(duì)稱邊界S。本次模擬在初始時(shí)刻將上下游河道填充與出口邊界條件水位一致的靜止水體，將靜水壓強(qiáng)方向設(shè)置為沿重力方向線性變化。

2 計(jì)算與試驗(yàn)驗(yàn)證

為了分析計(jì)算結(jié)果的合理性，首先將計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，模型試驗(yàn)在旬陽(yáng)水電站1∶80整體模型上進(jìn)行，數(shù)值模擬采用flow-3d軟件。計(jì)算與模型試驗(yàn)均選擇典型工況20 a一遇洪水進(jìn)行，以下從水流流態(tài)、水面線、流速對(duì)2者進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

2.1 水流流態(tài)對(duì)比

原設(shè)計(jì)體形數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)流態(tài)對(duì)比見圖2。通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，上游河道來(lái)流基本沿原主河槽下泄，當(dāng)水流行至墩頭前10 m范圍內(nèi)時(shí)，受圍堰導(dǎo)向和導(dǎo)流明渠位置影響，水流主流流向總體向右岸偏轉(zhuǎn)，墩頭部位由于受到前伸墩頭影響，水流在墩頭附近形成一個(gè)繞流區(qū)域，進(jìn)入導(dǎo)流明渠后，主流仍偏向右岸，并在導(dǎo)墻右側(cè)形成一定范圍的回流區(qū)，回流區(qū)橫向?qū)挾却蠹s占據(jù)明渠1/3，導(dǎo)流明渠主流到達(dá)壩下0+050 m斷面附近，受到右岸邊界導(dǎo)向，又逐漸向左岸擴(kuò)散，導(dǎo)墻右側(cè)回流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度也逐漸減弱，最終消失于導(dǎo)墻末端，與模型試驗(yàn)觀測(cè)流態(tài)基本吻合。

圖2 模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬流態(tài)對(duì)比Fig.2 Comparison of flow field between model test and numerical simulation

2.2 水面線對(duì)比

水面線作為圍堰和導(dǎo)墻高度的設(shè)計(jì)依據(jù)，在模型試驗(yàn)測(cè)試中也是重點(diǎn)量測(cè)的參數(shù)之一。圖3為各斷面水面線計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比圖。由圖3可知：①在明渠進(jìn)口前，受過(guò)流斷面收縮影響，水面相對(duì)明渠水面比較高，但試驗(yàn)值比計(jì)算值略低一些；②)在進(jìn)口段，受墩頭繞流與離心力作用，墩頭附近水面出現(xiàn)跌落，計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果基本相同；③明渠段水面計(jì)算值與試驗(yàn)值基本吻合；④在出口段水面線變化趨勢(shì)一致，但計(jì)算略大一些。各斷面的計(jì)算誤差見表1，相對(duì)誤差在1%以內(nèi)，最大絕對(duì)誤差為0.47 m。對(duì)水面線計(jì)算結(jié)果的總體分析發(fā)現(xiàn)，模型試驗(yàn)明渠進(jìn)口前與出口段河床出現(xiàn)局部沖刷，而數(shù)值模擬采用剛性底板，因此計(jì)算結(jié)果略高一點(diǎn)，但計(jì)算水面線總體趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果基本符合。

圖3 模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬水面線對(duì)比Fig.3 Comparison of water surface profiles between model test and numerical simulation

斷面樁號(hào)位置/m試驗(yàn)值/m計(jì)算值/m絕對(duì)誤差/m相對(duì)誤差/%-250237.32 237.30 -0.02 -0.01 -150236.98 237.28 0.30 0.13 -50236.60 236.45 -0.15 -0.06 50236.33 235.86 -0.47 -0.20 150236.15 236.38 0.23 0.10 250235.67 236.00 0.33 0.14 350235.68 235.98 0.30 0.13

2.3 流速對(duì)比

圖4為各斷面數(shù)值模擬計(jì)算的平均流速與模型試驗(yàn)測(cè)量值對(duì)比圖。從中可以看到，流速沿河道方向，呈現(xiàn)先增加后減小再增加的變化規(guī)律，這是由于上游圍堰束窄，使過(guò)流面積減小，導(dǎo)致流速增大；過(guò)了回流區(qū)，流速變小；在明渠出口處，過(guò)水?dāng)嗝鏀U(kuò)寬，水面出現(xiàn)跌落，水深急劇減小，流速再次增加。明渠進(jìn)口前模型試驗(yàn)測(cè)出的流速值與計(jì)算值均為4～5 m/s，差值為0.35～0.68 m/s，明渠內(nèi)流速值為4～7 m/s，差值為0.18～0.47 m/s。各斷面平均流速相對(duì)誤差基本在10%以內(nèi)，最大絕對(duì)誤差為0.68 m/s，2者流速分布一致?？傮w說(shuō)來(lái)，水流各個(gè)斷面模型試驗(yàn)測(cè)量值分散在計(jì)算斷面流速曲線附近，且2者差值不大，這表明計(jì)算值與試驗(yàn)值比較吻合。

圖4 模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬流速對(duì)比Fig.4 Comparison of flow velocity between model test and numerical simulation

2.4 對(duì)比結(jié)果小結(jié)

由數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的對(duì)比結(jié)果可知：數(shù)值模擬流態(tài)與模型試驗(yàn)流態(tài)基本吻合，數(shù)值模擬計(jì)算水面線與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)水面線總體趨勢(shì)一致，誤差較小，數(shù)值模擬流速分布與模型試驗(yàn)流速分布基本一致，差值也比較小。由此可見，數(shù)值模擬計(jì)算是合理的，可以應(yīng)用于該明渠水力特性計(jì)算分析中。

3 進(jìn)口體形優(yōu)化研究

通過(guò)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬計(jì)算發(fā)現(xiàn)：原設(shè)計(jì)體形存在進(jìn)口流態(tài)紊亂現(xiàn)象，而且縱向?qū)Χ疹^繞流嚴(yán)重，墩頭前出現(xiàn)較大沖刷坑，導(dǎo)墻附近臨底流速也比較大，對(duì)導(dǎo)墻基礎(chǔ)產(chǎn)生一定淘刷，受繞流影響，明渠內(nèi)有大面積回流，導(dǎo)致明渠過(guò)流能力減小。針對(duì)以上問題最后確定的原設(shè)計(jì)體形優(yōu)化原則為:①盡可能減小墩頭前繞流，改善明渠進(jìn)口水流流態(tài)；②盡可能使沖刷位置遠(yuǎn)離建筑物，減小沖刷坑深度。對(duì)比不同方案，最終采用的推薦體形為：在原設(shè)計(jì)體形基礎(chǔ)上，將導(dǎo)墻上延段縮短10 m，同時(shí)把上游圍堰原折線式軸線修改為直線形式，見圖5。對(duì)推薦體形進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，并將計(jì)算水流流態(tài)、水面線、沖刷等參數(shù)分布規(guī)律與原設(shè)計(jì)體形進(jìn)行對(duì)比分析，分析結(jié)果如下。

圖5 推薦體形三維圖Fig.5 Recommended shape of three-dimensional

3.1 流態(tài)分析

圖6為原設(shè)計(jì)體形與推薦體形流態(tài)對(duì)比圖，從圖6中可以看出，2種體形水流流態(tài)基本相似，在上游圍堰前和下游圍堰后均能形成回流區(qū)，導(dǎo)墻右側(cè)水流紊亂，且存在一定范圍的回流區(qū)域，回流區(qū)內(nèi)伴有旋渦。原設(shè)計(jì)體形水流從上游河道進(jìn)入明渠前分成2部分，一部分沿著主河槽繼續(xù)下泄，另一部分水流受上游圍堰阻擋，在圍堰前產(chǎn)生橫向流動(dòng)，靠近縱向圍堰后又受到導(dǎo)墻影響，墩頭水流出現(xiàn)明顯繞流凹陷，水流繞過(guò)導(dǎo)墻后出現(xiàn)較為劇烈的翻滾、涌浪等不良流態(tài)，且伴有大范圍的回流區(qū)域。推薦體形水流從河道進(jìn)入明渠時(shí)也分成2部分，一部分沿著主河槽繼續(xù)下泄，但受上游圍堰阻擋的另一部分水流順著圍堰直接進(jìn)入主河槽，2部分水流在明渠進(jìn)口相匯，墩頭附近幾乎不出現(xiàn)較大繞流現(xiàn)象，致使導(dǎo)墻右側(cè)區(qū)域流態(tài)有明顯改善，雖然還有回流產(chǎn)生，但比起原設(shè)計(jì)體形回流范圍縮小近1/2，導(dǎo)流明渠過(guò)流能力明顯增加。由此說(shuō)明，推薦體形無(wú)論局部流態(tài)還是整體流態(tài)都要優(yōu)于原設(shè)計(jì)體形。

圖6 原設(shè)計(jì)體形與推薦體形流態(tài)對(duì)比Fig.6 Comparison of flow field between the original design and recommended shape

3.2 水面線分析

采用自由液面追蹤的VOF法可準(zhǔn)確描述出自由液面變化情況。由計(jì)算結(jié)果可知：2種體形上游河道水面均較平穩(wěn)、比降較小，水面無(wú)明顯跌落現(xiàn)象，左右岸水位差值較小，水流進(jìn)入導(dǎo)流明渠后水面產(chǎn)生一定跌落，特別是壩上0+100 m斷面處，過(guò)了繞流區(qū)后水面逐漸趨于平穩(wěn)。為了能反映出2種體形水面線的差異，計(jì)算結(jié)果提取3組水面線值，依次為左側(cè)水面線、中心水面線和右側(cè)水面線。圖7為原設(shè)計(jì)體形與推薦體形各水面線對(duì)比圖。從圖7中可以看出：2種體形水面線變化趨勢(shì)大致相同，但推薦體形水面波動(dòng)明顯要小于原設(shè)計(jì)體形，而且推薦體形水面線高度有了一定幅度的降低，左側(cè)在壩上0+100 m～壩下0+050 m下降的范圍為1.0～1.8 m，中線在壩上0+250 m～壩下0+50 m下降的范圍為1.00～1.65 m，右側(cè)在壩上0+250 m～壩下0+000 m下降的范圍為1.0～1.7 m，水面線高度總體下降幅度都比較大，特別是左側(cè)水面線下降，可以使縱向圍堰高程降低。從水位的具體數(shù)值分析可知：原設(shè)計(jì)體形圍堰前水位比上游圍堰頂部高程239 m低1.0 m，推薦體形低2.3 m，原設(shè)計(jì)體形下游水位比下游圍堰堰頂高程236 m低0.5 m，推薦體形低1.2 m，原設(shè)計(jì)體形導(dǎo)墻壩下0+139 m～壩下0+182 m水面基本在235～236 m之間，推薦體形均低于235.5 m。上述對(duì)比結(jié)果表明：相同工況下，推薦體形可適當(dāng)降低圍堰高度，減小工程量。

圖7 原設(shè)計(jì)體形與推薦體形水面線對(duì)比Fig.7 Comparison of water surface profiles between the original design and recommended shape

3.3 流速分析

圖8為原設(shè)計(jì)體形和推薦體形水平流速矢量圖。從計(jì)算結(jié)果可知：原設(shè)計(jì)體形上游來(lái)流流速較小，大致為4～5 m/s，沿水深方向流速呈對(duì)數(shù)分布，最大流速為5.08 m/s，出現(xiàn)在壩上0+200 m斷面，當(dāng)水流流經(jīng)圍堰時(shí)，出現(xiàn)壅水，使其局部區(qū)域內(nèi)流速減小，但圍堰前流速仍大于圍堰的抗沖流速3 m/s，隨著河道束窄，流速逐漸增大，在墩頭附近出現(xiàn)極大值，達(dá)6.8 m/s左右。由于推薦體形縮短導(dǎo)墻長(zhǎng)度和拉直上游圍堰后，繞流強(qiáng)度減小，使圍堰前流速也有所減小，最大值僅僅接近圍堰的抗沖流速，水流順著圍堰直接從導(dǎo)墻墩頭右側(cè)流入明渠內(nèi)，隨著明渠內(nèi)流態(tài)得到改善，其表面流速和底面流速均低于原設(shè)計(jì)體形，尤其是位于回流邊界上的流速?gòu)脑O(shè)計(jì)體形的4～6 m/s降低到2～5 m/s，墩頭附近的流速?gòu)?.8 m/s下降到5.79 m/s。圖9為原設(shè)計(jì)體形和推薦體形臨底流速分布圖。從圖9中可以看出，原設(shè)計(jì)體形3個(gè)位置的臨底流速分布差別不大，3組流速值交替變換，明渠內(nèi)的流速大致為5～6 m/s，流速呈現(xiàn)出均勻變化的規(guī)律；而推薦體形3組流速值變化比較明顯，中間流速大，兩邊流速小，特別是左側(cè)邊界流速最小，只有2～5 m/s，右側(cè)流速略大一些，為4～6 m/s，中心線上的流速分布范圍與右側(cè)流速基本相同。綜合比較可知，推薦體形臨底流速普遍略小于原設(shè)計(jì)體形，左側(cè)更小一些，均對(duì)右導(dǎo)墻穩(wěn)定比較有利。

3.4 沖刷分析

流態(tài)和臨底流速的變化影響著沖刷的演變和發(fā)展，流態(tài)紊亂，臨底流速大，相應(yīng)的沖刷就會(huì)嚴(yán)重，基于流場(chǎng)特性和模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)沖刷圖分析，可以大致判斷出導(dǎo)流明渠渠首沖刷情況。模型試驗(yàn)沖刷料根據(jù)抗沖流速按伊茲巴什公式進(jìn)行計(jì)算選取，經(jīng)計(jì)算，覆蓋層選取粒徑為1～2 mm的沖刷料(抗沖流速為1～2 m/s)，基巖選取5～8 mm的沖刷料(抗沖流速為3.5～4.5 m/s)。圖10(a)為原設(shè)計(jì)體形沖刷圖。從圖10(a)中可以看出，原設(shè)計(jì)體形在右導(dǎo)墻墩頭周圍形成一較大沖刷坑，沖坑最深點(diǎn)高程已達(dá)190 m，沖刷料堆積在明渠內(nèi)壩下0+100 m斷面處靠近導(dǎo)墻處，堆積體最大高程為218 m。這是由于進(jìn)口形式不合理，導(dǎo)致墩頭周圍臨底流速值基本在4.5 m/s以上，最大值達(dá)到6.8 m/s左右，遠(yuǎn)大于河床基巖的抗沖流速，加之導(dǎo)墻和圍堰的共同作用，被圍堰攔截的水流被迫從導(dǎo)墻墩頭繞流，一方面使得導(dǎo)墻墩頭周圍的單寬流量增加，另一方面使得墩頭左右兩側(cè)產(chǎn)生水頭差，該部分水體擁有更多的位能，向動(dòng)能形式轉(zhuǎn)化主要發(fā)生在導(dǎo)墻墩頭處，表現(xiàn)為水流在短距離內(nèi)極速下潛，導(dǎo)致墩頭周圍形成較大沖刷。圖10(b)為推薦體形沖刷圖。由圖10(b)可知，沖刷坑位于導(dǎo)墻右側(cè)，沖坑最深點(diǎn)高程為203 m，沖刷料堆積在0+000 m斷面處，明渠出口處有部分沖刷，沖坑最深點(diǎn)為206 m。分析其原因，拉直上游圍堰，水流順著圍堰直接進(jìn)入明渠，導(dǎo)致墩頭附近幾乎不出現(xiàn)繞流，其周圍的臨底流速為3～4 m/s，大致和基巖的抗沖流速相當(dāng)，幾乎不會(huì)產(chǎn)生沖刷，2部分水流在導(dǎo)墻墩頭右側(cè)發(fā)生碰撞，導(dǎo)致墩頭右側(cè)水流動(dòng)能降低，臨底流速減小，沖刷減弱，沖坑位置由墩頭轉(zhuǎn)移到導(dǎo)墻右側(cè)。由此可見，推薦體形不但可以降低導(dǎo)流明渠的左岸臨底流速，而且可以改變導(dǎo)墻墩頭的沖刷坑位置，最大限度地減小墩頭及導(dǎo)墻的沖刷，對(duì)導(dǎo)墻穩(wěn)定比較有利。

圖10 原設(shè)計(jì)體形與推薦體形沖刷對(duì)比Fig.10 comparison of scour between original design and recommended shape

3.5 小 結(jié)

通過(guò)對(duì)比原設(shè)計(jì)體形與推薦體形的流態(tài)、水面線、流速、沖刷可以看出，縮短導(dǎo)墻長(zhǎng)度和拉直上游圍堰可以減小回流區(qū)面積，增加導(dǎo)流明渠過(guò)流能力，改善明渠內(nèi)水流流態(tài)。由于導(dǎo)流明渠內(nèi)水流變得平穩(wěn)后，水面線高度下降，從而可以降低圍堰和導(dǎo)墻的高度，減少工程量。深入分析還發(fā)現(xiàn)：墩頭部位的繞流強(qiáng)度和范圍顯著減小，墩頭部位的水流跌落降低，進(jìn)口部位的沖刷狀況得到改善，沖刷位置遠(yuǎn)離建筑物，深度減小。推薦體形的各種水力參數(shù)指標(biāo)均優(yōu)于原設(shè)計(jì)體形。

4 結(jié) 論

本文應(yīng)用flow-3d軟件對(duì)旬陽(yáng)水電站一期導(dǎo)流明渠水流特性進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，主要得出以下結(jié)論。

(1)通過(guò)對(duì)比數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)得到的流態(tài)、水面線和流速可知，數(shù)值模擬結(jié)果和模型試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，即該計(jì)算方法可應(yīng)用于導(dǎo)流明渠計(jì)算和優(yōu)化研究。

(2)相比于原設(shè)計(jì)體形，推薦體形縮短導(dǎo)墻長(zhǎng)度和拉直上游圍堰各項(xiàng)指標(biāo)都比較好，縮短導(dǎo)墻長(zhǎng)度能改善明渠內(nèi)水流流態(tài)，減輕進(jìn)口段的沖刷，拉直上游圍堰能減小墩頭部位的繞流，降低兩側(cè)的水位差，使沖刷坑的位置遠(yuǎn)離建筑物。