潮汐影响区新小桥港闸站冲刷机理与整流优化研究

【摘要】

　针对长江岸边新小桥港闸站因进水口形态不合理、消力设施布置不当及运行调度方式落后,导致流态紊乱、局部冲刷及结构损坏等问题,本文结合三维CFD 数值模拟与水力优化设计方法,系统分析了内河侧挡墙前沿冲蚀及长江侧护坡塌陷的成因。研究结果表明:内河侧“丁”字形河口因断面突变及双向水流对冲,形成立轴漩涡(核心流速达2.3m/s,超出允许值207%),导致床面冲刷深度达8.5m;长江侧因出水偏流,致使局部流速超过5.3m/s,引发护坡岸墙土体掏空。基于流态分析结果,提出设置“Y”型导流墩以消除漩涡、改善流线,并通过闸门开启度优化控制(限开1.2m以内),降低过闸流量与局部流速。经数值模拟结果验证,所提整流措施可有效消除回流及高速冲刷区域,为类似潮汐影响区闸站的安全运行与优化设计提供了理论依据和技术参考。

【关键词】

    长江岸边闸站;局部冲刷;流态优化;闸门控制

    长江岸边诸多闸站受历史建设条件及技术水平的限制,总体布置存在一定局限性,如进水口形态不合理、消力池长度不足、底板高程偏差等,导致其难以适应长江潮位的动态变化,进而引发闸站内部流态紊乱、流速分布不均。在长期运行过程中,此类闸站易出现局部冲刷、淤泥沉积等现象,不仅降低了工程运行效能,还带来了严重的安全隐患,直接威胁闸站自身及相连水利基础设施的稳定性与耐久性。

   此外,部分中小型闸站仍依赖传统人工调度模式,自动化与智能化水平偏低,在实时水情监测、数据采集覆盖完整性及传输效率等方面存在明显短板。尤其在感潮河段或潮汐影响显著区域,外部水文条件动态变化频繁,传统管理方式难以及时、精准地做出调度调整,常常导致闸门操作与实际水流条件不匹配。这一问题直接造成消能不充分,过量动能持续冲击下游护砌及防冲设施,进而引发结构损坏、地基掏空等一系列安全问题,制约了工程效益的充分发挥。

    水利枢纽水力优化一直是国内外水利工程领域的研究热点与难点。刘勇等[1] 通过数值模拟方法,分析了桐子林水电站不同来流条件下,调度方案对取水前池流速、水流流态及泥沙输移的影响;谭琼等[2] 基于多方案模拟,提出了市政泵站与河道泵闸的联动调度策略,并开发了相应的应急预警辅助决策平台;Turci等[3] 提出了基于自适应与多群体优化算法的水泵调度方法,有效降低了传统操作模式下的能耗。本文以长江岸边新小桥港闸站为研究对象,从水流条件优化、闸门控制改进两方面,提出闸站调度运行的综合改进措施,旨在在保障工程安全的同时,最大限度提升闸站防洪排涝、水资源调配的综合效能。

1 工程概况

1.1 闸站布置形式

    新小桥港闸站工程位于新小桥港与长江交汇处,采用“X”型双向进出水流道设计,配置快速闸门实现水流截断。工程主要设施包括:ⓐ泵站机泵:安装3 台开敞式立式轴流泵,单泵流道净宽4.0m,具备双向抽引、抽排功能;ⓑ闸室:采用钢筋混凝土“U”形坞式结构,闸孔净宽5m,通过导流墩实现闸室与泵站的有效分隔;ⓒ启闭系统:配置5.0m×4.8m 直升式平面钢闸门,配套QP-2×80kN 卷扬式启闭机及专用变配电设备。闸站立面图如图1所示。

1.2 安全状况

   该闸站内河引河侧挡墙出现滑移现象,经水下地形测量发现,挡墙前沿形成冲塘,冲深达8.5m,冲塘面积约3600 m² 。同时,闸站长江侧护坡发生塌陷,经探查得知,岸墙灌注桩间的局部土体被水流掏空,冲刷形成的孔洞最深达3 m;灌注桩后侧现浇混凝土护坡出现局部塌陷及裂缝,现状冲刷产生的区域如图2所示。

2 数学模型研究

   为分析内河侧冲塘及长江侧岸墙墙后部分土体掏空产生的原因,采用UG 建模软件与midas NFX 分析软件,对本工程运行状况开展全流道CFD三维数值模拟[4-5] 

2.1 控制方程及紊流模型

   针对河道内具有显著曲率效应和旋转特性的不可压缩湍流流动,本研究采用RNG k-ε 湍流模型对雷诺时均Navier-Stokes 方程(RANS)进行封闭求解。该模型通过引入湍动能(k)及其耗散率(ε)的输运方程,有效捕捉复杂流动特征[6] 的控制方程组表述如下:

连续方程(质量守恒):

动量方程:

  式中: 

ui 为流体沿i 方向的速度分量,m/s;

t 为时间,s;

p 为流体压强,kPa; 

ρ 为流体密度,kg/ m³ ; 

ν 为黏性系数, ν = ν0 + νt , ν0 为流体的运动黏性系数, νt为流体的湍流运动黏性系数; 

= 2/3 kδij - νt(/ +), δij 克罗内克数。

k - ε 模型方程:

式中: 

k 为湍动能,m²/ s²; 

ε 为湍动耗散,m² / s³ ; 

uj 为沿 j 方向的速度分量,m/ s; 

αk 、αε 为有效普朗克数,均取1.39。

2.2 边界条件及网格划分

   本研究运用UG NX 软件构建了新小桥港闸站上下游河道的三维计算区域模型。在数值模拟中,进口边界选用质量流量条件,出口边界则设定为平均静压条件。近壁区域流动通过scalable 壁面函数方法进行处理,压力与速度的耦合计算基于SIMPLE 算法完成。自由液面使用对称边界条件予以模拟,所有固体壁面均按无滑移条件设定。为确保计算结果的准确性,将数值迭代的收敛判据设置为各项残差降至水平[7] 。

   本研究采用非结构化四面体网格进行离散化处理,如图3所示。

   通过监测进出口压差计算系统水头损失(见图4),并以此作为网格独立性验证的判定指标。经多次优化后,最终计算网格总数约为1230万(不同工况方案存在±5% 的波动),所有计算方案的网格质量均优于0.3,其中:扭曲度小于0.85,长宽比小于5,正交质量大于0.15[8] 。满足CFD 计算对网格质量的严格要求。

3 险情原因分析

3.1 内河侧冲蚀坑形成机理分析

   本研究采用内河侧正常控制水位2.3m、长江侧多年平均低潮位0.59m 作为排涝流态分析工况。由图5所示的冲塘形成前河道数值模拟结果可知,内河侧为典型“丁”字形河口,受河道断面突变效应影响,上游北侧引河断面扩大,导致挡墙处出现明显水流分离现象。同时,南北两侧水流以约45°交角对冲,产生水流交汇干扰并形成强烈紊流区,进而在倾斜挡墙前方形成稳定涡带;该涡带核心流速达2.3m/ s,超出允许值207% ,涡流直径约25m,影响范围较广,持续冲刷掏空内河侧挡墙底板底部土体,最终导致挡墙发生倾斜。

   河道内冲塘形成后,水流中携带的砂砾颗粒数量进一步增多,显著增强了水流的磨蚀与切割作用,进而加速冲塘的进一步发展。冲塘形成后,闸站周边流场发生显著变化,具体情况如图6所示。

首先,原有涡流得到进一步强化,涡带直径扩大至40 m,核心流速提升至2.8m/s,涡流对周边土体的冲刷危害性大幅增加

    同时,由图7可知,涡流垂向发展深度达10 m,底部流速较表面流速高出15% ,表明冲塘仍存在进一步加深的风险,进而会持续威胁两侧挡墙的稳定性。此外,由图8可见,冲塘内部形成局部负压区,该负压状态不利于工程结构安全稳定。

   采用涡黏性反应漩涡强度,预测河道内水流分流流动情况。由图9可知,涡核区涡量强度达15Pa·s,涡流能量较大,破坏性较高,并且涡流区湍动能耗散率较背景值高2 个数量级。

 由图10 可知,该区域存在二次流效应,流速矢量显示出明显离心运动,导致床面剪切应力超标300% 。

3.2 长江侧冲刷分析

   大量CFD 试算结果显示,长江侧岸墙冲刷主要在水闸单独运行时发生,故对该工况下水流条件进行分析。

   由图11、图12 可知,由于受到闸站布置形式的限制,水流出水侧偏流较为严重,并且整体范围内流速较大,在上下游水位差较大且闸门全开的情况下,闸室侧岸墙处水流流速最大可以达到5.3 m/ s,泵站侧岸墙处水流流速可以达到2.5 m/ s。较大的流速对两侧岸墙下薄弱部位均会有不同程度的冲刷破坏,进而导致了灌注桩之间有孔洞产生。

4 整流措施

4.1 内河侧整流工程措施

   根据上述流场分析及冲刷成因探究,针对“丁”字形进水口存在的流态紊乱、涡流冲刷等问题,采用计算流体动力学(CFD)辅助设计方法,结合数值模拟结果,提出以下具体优化措施:

a.导流结构。设置“Y”型导流墩,用于改善水流流态、抑制漩涡产生,单墩长度为20 m,墩体夹角为60°。

b.结构参数。导流墩采用C30 钢筋混凝土浇筑成型,迎水面设置1:5 斜坡,增强水流导向性并减少水流冲击。

c.布置方案。导流墩在距引河口15m 处对称布置,墩体中心间距为8m。

   其中,“Y”型导流墩的长度、间隔角度及在河道中的具体布置位置,均通过CFD 数值模拟试算进行反复调整优化,最终确定最优布置方案,如图13 所示,导流墩具体结构如图14所示。

在河道中布置整流措施后,再进行相同工况下的全流道数值模拟分析。由图15可知,“Y”型导流墩可隔开两侧来水,同时优化流线线型,上游“丁”字进水口位置流态平稳,对称竖轴环流消失,进水口水面平静,没有漩涡和回流产生。河道内水流最大流速得到一定的控制,平面上水流分布均匀,但由于桥梁对河道宽度的限制,使得总体过水断面流速依然较大。

由整流后流速矢量图(见图16) 可知,水流绕流“Y”型导流墩时,流态较为平顺,流速矢量分布均匀,在“Y”型导流墩两侧并没有产生脱流,且导水墩后水流汇流情况较好,因此“Y”型导流墩的长度、角度及位置布置均较为合理。

4.2 长江侧综合整治方案

   为避免长江侧河道持续遭受冲刷,应严格控制节制闸通过流量,防范因长江潮位动态变化引发的过闸流量过大问题,从源头减少冲刷隐患。鉴于泵站采用“X”型流道设计,若需开展紧急排涝工作,可通过开启泵站下层流道的方式,扩大工程整体过水断面,进而有效降低河道内水流速度,缓解冲刷压力。由图17~图19可知,泵站下层流道开启后,不仅有效解决了节制闸长江侧的水流偏流问题,还使水流流线趋于平直、分布均匀;流场呈现出“河道中心流速最大、两侧流速平缓”的合理分布态势,未出现涡流、回流等不良流态。同时,随着过水断面扩大,长江侧河道整体流速显著下降,有效减轻了对两岸岸墙的冲刷作用,进一步保障了岸墙结构的稳定性。

   需要注意的是,由于泵站目前未设置专门的消能防护设施,在通过下层流道过水、扩大泄洪能力时,应严格控制泵站过水流量,避免因流速过快、能量集中导致的结构损坏,确保工程安全稳定运行。

5 闸门开启度控制

   依据该闸站前期设计资料,其水闸设计水位详见表1

   该闸站原设计阶段,消能计算采用特定水位组合:正向排洪工况下,内河侧水位设定为2.50m,长江侧水位设定为1.5m;反向引水工况下,内河侧水位设定为1.30m,长江侧水位设定为2.30m。同时,按照构造设计要求,分别在长江侧和内河侧设置消力池,消力池设计池深0.5m、长度16m,厚度控制在0.6~1.0m范围内,以实现水流消能、减少对岸墙及河道的冲刷。

    实际运行过程中,过闸水头差控制在1m 以内存在较大难度,且长江潮位波动幅度较大,因此需严格按照闸门开启度曲线控制闸门开启操作。根据水力设计及消能计算要求,在下游水位等于或高于设计水位、上下游水位差等于或小于设计水位差的工况下,首次开启闸门时,需按照消能计算确定的单宽流量,合理设定首次闸门开启度;若排涝时首次开启闸门的上下游水位情况超出原水力设计范围,则按设计流量的1/2 对应的单宽流量,确定首次闸门开启度。

   闸门开启后,随着上下游水位差逐渐减小,可依据消能计算确定的单宽流量,逐步加大闸门开启度,直至闸门完全开启。在整个排涝、引水过程中,需加强对闸下区域的冲刷监测,根据监测结果及时调整初始放流量,确保工程运行安全。

    经计算获得的闸门开启度曲线如图20、图21所示。结合多组水位组合复核计算结果,当上下游水位差超过设计水位差时,建议该工程闸门最大开启度不超过1.2m,通过控制闸门开启幅度,合理调控正向及反向过闸流量,进而控制水流流速,避免因流速过大导致的冲刷问题,确保工程运行不受长江潮位波动的影响。

6 结论

   本研究针对长江岸边受潮汐影响的新小桥港闸站运行中出现的内河侧挡墙前沿冲蚀、长江侧护坡塌陷等安全隐患,综合运用三维CFD 数值模拟与水力优化设计方法,系统分析险情成因并提出针对性整治方案,主要研究成果如下:

a.揭示了内河侧大型冲蚀坑的形成机制。数值模拟结果表明,内河“丁”字形河口因断面突变及两侧约45°来流对冲,产生明显水流分离与强烈紊动,形成稳定立轴漩涡,其核心流速超出允许范围,产生的高剪切力是导致床面土体剧烈冲刷、形成深度超8.5m 冲塘的根本原因。

b.阐明了长江侧岸墙冲刷破坏的核心原因。在水闸单独运行工况下,受闸站结构布置限制,出流存在严重偏流现象,最大流速可达5.3m/ s,远超基土抗冲流速,导致岸墙灌注桩间土体被持续掏空,进而引发混凝土护坡塌陷。

c.提出了基于CFD 辅助设计的“Y”型导流墩整流优化方案。模拟验证表明,该方案可有效分隔来流、改善流态,彻底消除原有大规模漩涡和回流区,使水流分布更均匀,从根源上遏制了局部冲刷的进一步发展。

d.制定了长江侧运行控制与闸门调度优化策略。为避免岸墙进一步冲刷,提出闸门开度控制策略,通过多水位组合水力复核,绘制闸门开启度控制曲线,明确上下游水位差超设计工况时,闸门开启度需控制在1.2m 以内,以此严格调控过闸流量与流速,保障工程安全。

   综上所述,本研究通过“流动机理分析—整流措施设计—运行方案优化”的系统研究,成功解决了新小桥港闸站的流态紊乱、局部冲刷等核心问题,为工程安全运行提供了坚实的理论支撑和可操作的技术方案。该研究成果对同类受潮汐影响、存在复杂流态问题的闸站工程,在设计、运行及整治方面具有重要的参考和借鉴价值。

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