基于CFD三维流场分析的弯肘形尾水管数值模拟

通过在Pro/E软件中建立弯肘形尾水管的几何模型,对某混流式水轮机尾水管在最优工况下的水流进行CFD数值模拟,分析比较了弯肘形尾水管及两种改型尾水管的流场,并比较两种改型方式对其回能系数的影响,结果表明:采用Pro/E软件进行几何建模方法可行;计算采用的混合网格和RNG k-ε湍流模型较好满足了水轮机尾水管内部流场湍流计算的需要;标准弯肘形尾水管在最优工况下的两种改型流场分析及回能系数比较表明,改型2比改型1的回能效果更好,其原因是改型2的单边扩散角更接近最佳单边扩散角。     

正三通与斜三通分流特性对比分析

为了解正三通与斜三通水流流动特性,对DN50×50正三通管水流进行试验及数值模拟,数值模拟结果与试验吻合较好,在此基础上继续对斜三通水流进行数值模拟。经过可视化分析,两类三通管局部阻力损失产生的原因是侧管分流引起水流速度梯度,造成分岔处的漩涡和回流现象。正三通在分岔处的流速梯度和压强梯度均大于斜三通。两类三通管局部阻力系数在R_e=10⁵左右进入阻力平方区,稳定后的主-侧管局部阻力系数ζ₀₁和主-直管局部阻力系数ζ₀₂随分流比均呈二次抛物线关系,在分流比001比ζ₀₂平均大4.93倍,斜三通ζ₀₁比ζ₀₂平均大1.68倍,正三通ζ₀₁平均值是斜三通ζ₀₁平均值的2.13倍,而两者ζ₀₂差异较小。     

竖缝式鱼道不同角度转折段水池水力特性及改进研究

由于受鱼道进出口位置、场地条件、枢纽布置等因素限制,大部分鱼道工程需要沿线盘折布置转折段、转弯段水池等非常规水池。采用数值模拟的方法,研究了不同转折角度α(0°α≤90°)的Ⅰ型鱼道转折段水池内的水流结构分布规律。研究表明,当转折角度α=0°~45°范围内时,主流基本居中,水流结构良好。当转折角度α在45°~90°时,出现了主流贴壁并伴有较大尺度回流区的水流结构,并且随着转折角度α增大,主流贴壁程度增大,内侧回流区尺度进一步增大。针对鱼道转折角度α在45°~90°水流结构所出现的问题,提出了增设整流导板并延长转折段水池长度的改进措施,改善了水流流态。研究所得结果为鱼道设计提供参考。     

浅谈翼墙的设计

一、翼墙的布置对水流的影响上游翼墙的扩散角度不宜过大,过大则闸门进口过水宽度收缩太快,在两侧边墩处容易产生涡流,对闸身及闸门的安全均为不利。如果某地有一节制闸,30孔净宽300米,上游水面宽阔,曾对上游翼墙的扩散角作过整体模型比较试验,经试验指出,当扩散角为14°30'时,     

四通排水检查井构造及改进方法探讨

根据《市政排水管道工程及附属设施》(06MS201),当雨水管道主管管径介于900~2 000mm时,应采用矩形四通检查井,其两侧支管相对,与上游主管呈90°相接,但在实际工程中容易产生水流对冲现象,水流紊乱造成局部水头损失增大,影响检查井的排水能力。通过分析现有四通检查井构造存在的缺陷,提出改进方法,如在流槽之间设置隔离、加大两侧支管的转弯半径、减小入流角度等,可改善四通排水检查井的水力条件,减小两侧支管与上游主管水流相互干扰,避免形成紊流。     

基于GIS的黄河下游二维水沙数学模型水沙构件设计

基于无结构网格的FVM方法离散微分方程,采用Osher及LSS格式计算对流通量,通过高斯积分求扩散项中控制体形心处的梯度矢量,预测、校正二步格式求解方程组,保证了水流计算格式的解具有良好的物理基础,符合解的特征构造,具有守恒性、逆风性、单调保持性。利用实测资料对非均匀沙沉速、分组沙挟沙力、紊动黏滞性系数计算公式等进行了适应性分析,综合确定了适应于高含沙水流的计算模式和方法。     

挑坎下游高速掺气水流的数值模拟

应用FLUENT软件及其二次开发技术,采用双流体模型及混合k-ε湍流模型对带有掺气挑坎的陡槽高速掺气水流进行了二维数值模拟。根据掺气水流的特点,重点对相间阻力模型进行了改进,特别在构建相间阻力本构关系式时考虑了湍流扩散的影响。计算结果表明,在相间阻力模型中考虑湍流扩散的影响,可明显改善以往数值计算对水流掺气估算偏低的状况,使掺气浓度的分布和掺气量的计算结果与试验数据符合更加良好,说明湍流扩散对掺气浓度的分布有重要作用。当采用双流体模型模拟掺气水流时,相间作用力模型应考虑湍流扩散的影响。     

斜交桥墩局部冲刷坑形态试验研究

为研究斜交桥墩在多沙河流上的局部冲刷问题,利用1∶100正态模型水槽对不同斜交角度长方体圆墩进行了系列试验,对桥墩在不同水流强度、斜交角度条件下的冲刷坑形态进行了系统观测和分析。结果表明:斜交桥墩冲刷坑的几何特性与正交桥墩存在较大区别,当单宽流量为10 m3/(s·m)、斜交角度为15°以上时,桥墩会出现共轭冲刷坑;当桥墩斜交时,背水侧会出现顺时针旋涡水流下降区,迎水侧墩尾处受水流顶冲出现局部冲刷坑;桥墩局部冲坑深度、体积、范围等要素均随水流强度及斜交角度的增大而增大,墩尾冲刷坑深度约为墩前的0.7倍,桥墩冲刷坑面积与桥墩投影面积比的最大值为32.4;水流强度较小时规范公式计算值与试验值较吻合,水流强度较大时规范公式计算冲深小于试验值,二者比值为0.66～0.92。     

新浇水下不分散混凝土抗冲刷性能研究

为明确新浇水下不分散混凝土受水流冲刷时的起动流速,更好地指导工程施工,从流变学理论角度分析了混凝土屈服剪切应力和剪切黏度对抗冲刷性能的影响,并开展了絮凝剂掺量、单位水泥用量和砂率对剪切应力和剪切黏度的影响规律研究.絮凝剂掺量范围选择为10～18 kg/m3,水泥用量范围选择为400～490 kg/m3,砂率变化范围选择...     

低雷诺数下的钉螺绕流特征数值模拟

研究钉螺在水流中的运动规律对于控制钉螺扩散具有十分重要的意义。通过开源流体力学计算软件OpenFOAM,使用非结构化的三角形网格拟合钉螺边界,采用有限体积法和PISO算法计算平面无限区域中黏性不可压缩流体下的钉螺绕流运动,模拟了低雷诺数下横向和纵向2种水流条件螺体后方尾流形态变化,详细描述了漩涡脱落过程等现象;对比分析不同条件下钉螺的阻力系数C_D、回流区长度L_w/D、斯特罗哈数St等的区别。研究结果表明:随着雷诺数的增加,钉螺的阻力系数逐渐减小,尾流形态呈现3种不同的形态,初步确定各流态转变的临界雷诺数的范围。该研究可为进一步掌握钉螺扩散规律、改进水利阻螺措施提供理论依据。     

基于ANSYS-FLUENT模拟计算下泵站池流场特性分析研究

针对某泵站引水工程的前池流场特性,引入流场运动方程分析理论,利用ANSYS-FLUENT分析软件,研究了原设计前池不同深度流态特征,水流表面分布有1/2的回流漩涡,漩涡流速在水面以下递减,但池壁面处流速随深度增大而增长。对比了淤积前池现状流态呈现较多漩涡回流,超过池内面积2/3,入水口流速随深度增大而降低,3 m处最大流速相比表层降低了50%,仅为0. 44 m/s,愈深流速更低加剧了泥沙淤积,主流更靠近左侧边壁面,吸水管方向与水流方向近乎垂直,输水效率大大降低。获得了压水板与底坎6种不同组合改善措施方案,认为距离入水口过近,易导致底坎前末端流速不稳定,出现聚集漩涡;深度为1. 2 m时流场稳定,流速适佳,设置压水板距离入水口23 m、深度1. 2 m处为最优方案。     

向家坝导流底孔回填混凝土温度动态预测

导流底孔回填混凝土水泥含量高,温控难度大,一般需要埋设冷却水管进行通水冷却。针对导流底孔回填混凝土的特点,从动态预测角度出发,将有热源水管冷却计算式结合混凝土浇筑仓实测温度,根据浇筑仓当前实测温度动态更新有热源水管冷却计算式中的T_i,然后进行未来n天混凝土浇筑仓温度动态预测,以指导和调控现场通水措施。向家坝导流底孔回填混凝土温度动态预测的实例分析表明,建议的温度动态预测式是可行的。     

龙羊峡水电厂4号机的稳定性试验

为使机组稳定运行,龙羊峡水电厂4号机尾水锥管中装有8根D_g200的补气短管.短管的补气口设在其所在的尾水谁管断面距边壁0.15R处,背水流方向.由于各种原因,4号机尾水补气口未能达到预期的补气效果,致使机组的出力摆动、压力脉动及各部振动偏大,形成了“不稳定工况区”,长期影响机组的调度和运行.根据“稳定性试验”时的补气状态及机组振动特征,将补气口位置改到0.3R处,从而解决了尾水管补气不畅和机组振动偏大等问题,消除了机组的“不稳定工况区.”     

水电水利工程压力钢管灌浆孔应力集中敏感性因素研究

水电水利工程压力钢管开孔灌浆后,需对灌浆孔严密封堵,处理不好会对工程安全运行留下隐患。在总结国内外灌浆孔常用封堵方案基础上,以某水电站地下埋管为例,建立平面有限元模型,分析其灌浆开孔后管壁应力集中现象,研究了补强板厚度及堵头坡口深度对压力钢管灌浆孔应力集中的敏感性。结果表明,应力集中程度随补强板厚度及堵头坡口深度增加递减,堵头坡口深度对其影响更加敏感。对于地下埋管管壁上开灌浆孔的非高强钢,建议灌浆后孔口进行封堵,补强板厚度宜与钢管壁厚相同,并适当增加坡口深度。当钢管壁厚较大时,堵头坡口深度宜不小于钢管壁厚的1/4~1/3。     

扩散段长度对侧式进/出水口水力特性的影响

以某上水库无调整段侧式进/出水口为研究对象,采用雷诺应力湍流模型探究了扩散段长度对进/出水口水力特性的影响规律,并从水力学的角度给出了扩散段长度建议值。结果表明：扩散段长度对侧式进/出水口水流运动存在显著影响,扩散段不宜过长或过短;对于进/出水口沿程流速分布,只有在抽水工况下扩散段长度才会对其产生影响,发电工况下基本不存在影响;对于水头损失、各孔口流量配比等其他水力指标,扩散段长度在双向过流时均会对其产生较大影响,随着扩散段长度的增加,各水力指标均先变好再变差;对于无调整段侧式进/出水口体型,当扩散段长度为隧洞直径的5.7～6.0倍时,各水力指标满足规范要求;当扩散段长度为隧洞直径的5.8倍时,进/出水口水力特性得到较大改善,且具有较好的水流流态。     

大尺度散粒体周围水流结构试验研究

大尺度散粒体是山区河流常见的床面粗糙元素。为探讨大尺度散粒体形态对周围水流结构的影响规律,采用高度均为Δ的正方体、球体和四面体3种散粒体进行单体水槽试验,基于声学多普勒流速仪获得的瞬时流速资料,开展大尺度散粒体周围水流结构研究。结果表明:(1)水深h较小,h/Δ=0.9,散粒体处于非淹没状态时,其周围水流呈U形向下游扩散,正方体的横流区范围最大,球体次之,四面体最小;水深增大,h/Δ=1.8,散粒体处于淹没状态时,其周围横流将明显减弱,水流越过散粒体后在下游形成波状起伏。(2)表层合流速U_m/U随弗劳德数Fr和散粒体阻水面积的增大而增大,Fr较大时,高速区主要出现在散粒体平面形心附近,最大值可达试验流速的1.3倍,正方体、球体和四面体对应的表层U_m/U平面分布分别呈等腰梯形、钟形和菱形;强横流区位于散粒体形心两侧1.5Δ范围内,最大横流可达试验流速的19%。(3)Fr较小时,散粒体对纵向流速u/U垂线分布的影响较小,上游断面u/U与指数分布规律吻合,下游Δ处u/U垂线分布变化明显,此后u/U垂线分布逐渐恢复为指数分布;Fr增大后,散粒体对u/U垂线分布影响的差异逐渐增强,u/U垂线分布不再服从指数分布。     

金湾水电站E—W型岔管的设计与分析

目前,国内外水电站中压力管道中的岔管一般都采用E-W岔管,又称为内加强月牙型岔管,它是由瑞士ESCHER WYSS公司研制开发的,其实也是三梁岔管的改进,E-W岔管是用一个完全嵌入管壳的月牙型肋板代替外加强的U形梁,并且省去了与主管连接相贯线处的腰梁.黑龙江省黑河市金湾水电站压力管道中岔管部分采用的就是对称Y形、岔角为70°的内加强月牙型岔管,它具有受力明确合理、水头损失小、结构可靠、制作安装方便等优点.在这种E-W型岔管设计中,肋宽比与分岔角的选择是影响水流流态及岔管应力分布的关键因素.     

超长管路水管式沉降仪在阿尔塔什水利枢纽工程中的应用研究

阿尔塔什水利枢纽工程是新疆维吾尔自治区目前最大的水利工程,拦河坝为混凝土面板砂砾石堆石坝,设计最大坝高164.8 m,高程1671 m,水管式沉降仪管路长度达560 m,是国内已实施的最长管路。工程在实施水管式沉降仪过程中,从监测仪器选择、施工工序控制、坡度分区域调整及控制、安装细节等方面均做了一些改进,施工效果较好。结果表明:使用四管式测头能够很好的解决进水管堵塞问题,采用双进水管(?10 mm和?12 mm尼龙管)不仅为系统增加一根备用进水管,还可以改变观测方法;根据目前大坝的填筑次序,对于尚未达到填筑高程的上游区域测点,预留测管待填筑到位时再行施工;在每一测头处修建浆砌石墩台,墩台朝向观测房一侧为接近45°的斜坡,测头固定在该墩台上,管路沿墩台斜坡固定,既可以保证测头稳固,又可避免测头处沉降偏大而无法继续观测。研究成果可为今后水利工程安装超长管路水管式沉降仪提供一定的借鉴。     

梭锥管混浊流体分离装置流场PIV 测试及分析

利用粒子图像测速技术,测试了两种工况下梭锥管混浊流体分离装置（简称梭锥管）内的水沙两相流的速度场,给出了梭锥管内泥沙运动的流速矢量分布及流速大小云图。对测试结果的分析表明,实测结果与理论分析结果一致。含沙水流进入梭锥管后,其内设置的多层锥圈把泥沙沉降区域分割成若干个沉降距离较短且相互独立的沉降空间,缩短了泥沙的自由沉降距离。相邻锥圈组成的水沙分离空间内,形成了沿锥圈上表面向下运动的泥沙流和沿锥圈下表面向上运动的清水流,使分离后的泥沙流和清水流沿各自独立路径流动,泥沙流流入排沙装置中心的排沙通道,而清水流流入装置边壁处的清水流通道,相互之间无混掺和干扰,加快了水沙分离速度。     

Fenton流化床工艺在印染废水深度处理中的工程应用

江阴某印染废水末端深度处理工程,设计水量为6 000m³/d,采用Fenton氧化法处理印染废水的二沉池出水。芬顿流化床反应时间为30min,控制反应的pH 4.5～4.8和循环比0.8,FeSO₄和H₂O₂反应的加药量分别是0.48kg/m³废水和0.38kg/m3废水时,芬顿流化床出水的COD为35.6mg/L,COD去除率为73.5%。脱气池投加液碱,调整废水的pH 6.5～7.0、气水比为2.0和停留时间为4.1h时,使Fe³⁺与OH^-生成Fe(OH)₃,再投加PAM,形成Fe(OH)₃混凝沉淀,出水清澈透明,过滤池出水达到《太湖地区城镇污水处理厂及重点工业行业主要水污染物排放限值》(DB 321072-2018)中表2的标准。