堤防决口封堵水力学数值模型研究

'分类号：密级:UDC：学号:南昌大学专业学位研究生学位论文堤防决口封堵水力学数值模型研究ThestudyofDykeBreachHydraulicsNumericalModelClosure曾秀娟培养单位（院、系）：南昌大学建筑工程学院指导教师姓名、职称：陈合爱教授指导教师姓名、职称：张利荣高级工程师专业学位种类：工程硕士专业领域名称：水利工程论文答辩日期：2015年5月26日答辩委员会主席：_评阅人：部本」2015年月日 一、学位论文独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。据我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得南昌大学或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示谢意。学位论文作者签名（手写）：签字曰期：年<月g曰本学位论文作者完全了解南昌大学有关保留、使用学位论文的规定，同意学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权南昌大学可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编本学位论文。同时授权北京万方数据股份有限公司和中国学术期刊（光盘版）电子杂志社将本学位论文收录到《中国学位论文全文数据库》和《中国优秀博硕士学位论文全文数据库》中全文发表，并通过网络向社会公众提供信息服务，同意按“章程”规定享受相关权益。学位论文作者签名（手写）：导师签名（手写）：条爱签字曰期：年汐月幺曰签字曰期：年<月彡曰论文题目姓名44A学号论文级别博士□硕士■院/系/所专业E_mail备注：公开□保密（向校学位办申请获批准为“保密”，年月后公开) 摘要摘要大坝和堤防工程是人类为了兴水利、除水害修建的重要建筑物，但堤坝一旦溃决，将带来不可估量的生命财产损失，在不可避免的堤坝溃决事故发生后若能迅速制定快速有效的封堵措施，将大大减少堤坝溃决所造成的损失，因此，通过数值模拟等手段研究不同工况下堤坝决口的水力学特性，并据此制定快速的准确有效的抢险封堵措施具有重要的现实意义。本文在研究堤坝溃决的研究背景及意义，分析国内外堤坝溃决水流的理论解和数值模拟方法的基础上，主要研究了以下内容：（1）运用FLOW-3D软件对局部瞬间溃坝、矩形障碍物溃坝及三角形障碍溃坝三个广泛采用的算例进行数值模拟，并将FLOW-3D的计算结果与SoaresFrazao、C.Biscarini、Wang等文献结果具有代表性的作了对比，结果基本一致。验证了数值模型的准确性，明确了基于FLOW-3D对堤防决口水力学特性的模拟可行性。（2）在FLOW-3D对前述三个经典算例进行验证的基础上，运用FLOW-3D对直河道下堤防决口不同口门形状、不同口门宽度下的决口水力学特性进行三维数值模拟，从而得到堤防决口在这两种不同条件下的决口处的流场、流量、流速、水头等水力学特性。（3）对决口封堵材料的粒径要求进行简要分析，利用FLOW-3D对立堵、平堵法决口封堵的水力学特性进行了数值模拟，得到封堵过程中决口的水位、水位场分布、流速及流速场分布等水力学特性的变化特征，根据决口处流速分布特点，对封堵技术方案进行了探讨，为堤防抢险及制定堤防决口封堵方案提供依据。关键词：溃坝；堤防决口；FLOW-3D；水力学特性；封堵；数值模拟I ABSTRACTABSTRACTThedamanddukewasimportantbuildingsconstructedbyhumanforHingWaterandeliminatingwaterdamage,butoncethedamoutburstitwillbringimmeasurablelossoflifeandproperty,ifwecanquicklyformulaterapidandeffectiveblockingmeasuresaftertheinevitableaccident,wewillgreatlyreducethelossescausedbytheleveesbreak.Thus,bymeansofnumericalsimulationstudyofthemechanicalpropertiesofthedamburstindifferentconditions,andtoaccuratefastandeffectiveemergencymeasuresofblockingrescuemeasureshasanimportantpracticalsignificance.Bystudiestheresearchbackgroundandsignificanceofthedykebreachandanalysisthetheoryandnumericalsimulationmethodsofdykebreachhomeandabroad,thispaperstudiesthefollowing:(1)UsingtheFLOW-3Dsoftwareforthreewidelyusedexamplesoflocalinstantaneousdambreak、rectangularobstacledambreakandtriangularbarrierdambreaktoconductednumericalsimulation,thencomparedtheresultsofFLOW-3Dwiththerepresentativeliteratureresults,itshowsthattheresultsarebasicallythesame.IttestandverifytheaccuracyofthenumericalmodelandidentifiedthefeasibilityofusingFLOW-3Dtoconductedthesimulationofdykebreachforhydrauliccharacteristics.(2)InthebaseofusingFLOW-3DforverificationoftheClassicexamples,weuseFLOW-3Dconductedthree-dimensionalnumericalsimulationforthehydrauliccharacteristicsofstraightriverdykeburstinconditionsofdifferententranceshapes,differententrancewidths,thentogettheresultofthehydrauliccharacteristicsofflowfield,flow,flowrate,head,etcbythedykebreachinfrontfourdifferentconditions(3)First,brieflyanalysistheparticlesizerequirementsofburstblockingmaterial,thenusingFLOW-3Dtoconductedsimulationofthedykebreachbyhorizontalclosureandverticalclosureforhydrauliccharacteristics,togettheresultsofcharacteristicschangeofwaterlevel、waterdistribution、flowvelocityandvelocitydistributionetcduringtheprocessofclosure,AccordingtotheII ABSTRACTcharacteristicsofthevelocitydistributionofdykebreach,weexplorethepluggingtechnicalsolutionsofdykebreak,andprovidethebasisfordykeemergencyandmakepluggingplanfordykebreach.KeyWords:dambreak;dykebreach;FLOW-3D;hydrauliccharacteristics;Closure;numericalsimulationIII 目录目录第一章绪论.............................................................................................................11.1研究背景及意义.............................................................................................11.2堤防决口类型及决口发展的影响因素分析.................................................21.2.1堤防工程主要决口类型.......................................................................21.2.2堤防决口发展的影响因素分析...........................................................31.3堤坝溃决水流的理论解及数值模拟研究进展.............................................31.3.1堤坝溃决水流的理论解研究进展.......................................................31.3.2堤坝溃决水流的数值模拟方法与研究进展.......................................41.4问题的提出及本文的主要研究内容.............................................................51.4.1问题的提出...........................................................................................51.4.2本文的主要研究内容...........................................................................6第二章FLOW-3D简介及模型验证.........................................................................72.1FLOW-3D软件的基本介绍...........................................................................72.1.1FLOW-3D软件.....................................................................................72.1.2FLOW-3D的基本方程.........................................................................72.1.3FLOW-3D中的湍流模型.....................................................................82.1.4FLOW-3D软件基本结构...................................................................92.2溃坝算例验证...............................................................................................102.2.1局部瞬间溃坝算例.............................................................................102.2.2矩形障碍物溃坝算例.........................................................................162.2.3三角形障碍溃坝算例.........................................................................192.3本章小结.......................................................................................................22第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析.....................................................233.1模型的建立及FLOW-3D边界条件设置....................................................233.2堤防决口不同口门形状的水力学特性数值模拟.......................................243.2.1堤防决口不同口门形状下的水面线分布.........................................25IV 目录3.2.2堤防决口不同口门形状下的流速分布.............................................323.3堤防决口不同口门宽度的水力学特性数值模拟.......................................433.3.1堤防决口不同口门宽度下的水面线分布.........................................443.3.2堤防决口不同口门宽度下的流速分布.............................................483.4本章小结.......................................................................................................52第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究.....................................534.1堤防决口封堵的材料选择...........................................................................534.2决口封堵材料的粒径研究...........................................................................534.2.1决口封堵抛石稳定标准与起动、止动流速.....................................534.2.2决口封堵材料粒径的确定.................................................................544.3堤防决口不同封堵方法的水力学特性数值模拟及封堵技术方案...........594.3.1堤防决口的封堵方法.........................................................................594.3.2立堵法决口封堵的水力学特性数值模拟.........................................594.3.3平堵法决口封堵的水力学特性数值模拟.........................................664.3.4决口封堵技术方案探讨......................................................................724.4本章小结.......................................................................................................74第五章结论...........................................................................................................75致谢.........................................................................................................................77参考文献.....................................................................................................................78V 第一章绪论第一章绪论大坝和堤防工程是人类为了控制调节洪水、供水、防洪等兴水利、除水害修建的重要建筑物，所以水库和堤防都有一定的蓄容洪水能力，然而这些堤坝工程（包括土石坝和江、海堤防等）在给人们带来巨大的利益的同时存在着巨大的安全隐患，一旦有超标准洪水的到来或其他某方面原因而导致大坝或堤防突然溃决，将会给下游地区造成不可估量的生命和财产损失。本章主要阐述了堤坝溃决的研究背景及意义，堤防决口的类型及决口发展的影响因素分析，从堤坝溃决水流的理论解和数值模拟两方面综述了国内外研究现状及趋势，并简要阐明了本文的主要研究内容。1.1研究背景及意义大坝是为了调节控制洪水、水力发电、灌溉、航运、城镇供水等而建立的重要的挡水建筑物。建国后，我国水利水电行业发展迅速，已建成各类水库大坝8万余座，大坝数量居世界首位，取得了巨大的经济效益和社会效益，然而我国-4的溃坝率也居世界前列。我国大坝的年溃坝率为8.76×10据杜雷功等（2001）从1954年到2001年的溃坝统计；根据Singh（1996）的统计，世界和美国的年溃坝-4-4率均为2.0×10，日本年溃坝率仅为0.4×10。从中可以明显看出，我国的大坝年均溃坝率远高于世界其他国家，同时由于地理位置及人口密度分布我国溃坝所造成的生命和财产损失也远高于其他国家。古今中外都曾发生过一些重大的溃坝事故。1959年，法国Malpasset大坝溃决，溃决水流以极快的速度和几十米高的波浪沿河谷而下，所到之处的一些基础设施如铁路、公路和桥梁等均被冲毁；1975年8月，淮河发生特大洪水，使河南省驻马店地区的两座大型水库板桥水库和石漫滩水库在内的数十座水库接连漫顶垮坝，造成了将近2.6万余人死亡，经济损失近百亿元，是世界上最大的溃坝惨剧。堤防是防洪工程体系中的重要组成部分，但堤防一旦溃决将成为洪水灾害中危害最大的事故。1953年2月，强烈风暴潮袭击荷兰的西南部，导致约900处堤防发生溃决，造成荷兰历史上、欧美战后最为惨重的一次自然灾害，共导致1850人死亡，直接经济损失占荷兰当年GDP的14%；2010年，江西抚河发生超警戒洪1 第一章绪论水，唱凯堤在灵山何家段发生决口，最终决口扩大至实测值348m，溃决产生的2洪水淹没3个乡镇，受淹面积约84.2km，平均淹没水深2.5~4.0m，淹没水量2.733亿m，造成经济损失约10亿元。由上述堤坝溃决造成的生命和财产损失灾害的惊人数据可以看出，大坝和堤防工程虽然能给人类带来巨大的经济效益，但同时存在着巨大的风险。堤防失事已成为洪水灾害爆发的一个重要因素和特征，且在众多的洪水险情中，堤防决口是损失最严重、影响面最大、抢险最艰难的。在堤坝溃决后若能迅速有效的进行封堵，将大大减少堤坝溃决受灾区人民的生命财产损失，决口抢险需要的是以决口现场的水力学特性参数为依据快速决断有效的抢险技术措施。因而通过研究不同工况下堤防决口的水力学特性，并据此制定快速的准确有效的抢险封堵措施具有重要的意义。1.2堤防决口类型及决口发展的影响因素分析溃坝与溃堤都属于非恒定含间断的浅水问题，但两者即类似又有不同之处，溃坝计算侧重于计算溃口的出流过程，溃堤计算还需考虑口门水流特征和口门的形态变化过程。当堤防发生决口分洪后，河道和分蓄洪区的水流条件迅速改变，分洪水流从决口处沿一定路径向洪泛区演进，此时决口水流流速极大（相对河道水流流速而言），侵蚀冲刷能力极强（洪水过后表现为具有一定宽度和深度的冲刷坑）。1.2.1堤防工程主要决口类型堤防决口可以分为水力决口型和非水力决口型两大类。水力决口型主要包括漫溢决口、冲刷决口、渗透决口、凌汛决口等四类；非水力决口型主要包括三类决口：出于战争目的的决口、地震诱发的决口和分洪需要的人工拔堤决口。下面主要介绍漫溢决口、冲刷决口、渗透决口、凌汛决口这四类水力决口型决口。因堤防防洪标准过低或遇到超标准特大洪水，在江河水位猛涨超过堤顶高程且来不及抢护时，水流漫溢堤顶而产生的堤防决口称为漫溢决口。冲刷决口则是在江河大堤堤外无滩或滩岸很窄时，水流直接顶冲淘刷堤脚导致堤防崩塌而发生的决口。2010年的江西唱凯堤决口，其重要原因之一就是决口堤段处于干港与抚河干流汇合口下游凹岸，汇合后抚河主流直接正面冲击堤脚堤身，致使2 第一章绪论水下岸脚淘空陡立，堤岸脚的土坡浸软达到饱和，导致堤身抗剪强度低在高水位风浪的淘洗下崩脱。渗透决口是指因渗透破坏引起的决口，绝大多数的堤防决口都是由渗透破坏引起的。渗流侵蚀或渗透破坏的形式主要有：管涌、流土、漏洞、接触冲刷和接触流土。凌汛决口是在北方严寒地区由凌汛洪水导致的堤防决口，若河流从低纬流向高纬遇气温下降，河道下游封冻早于上游且下游的冰盖厚度大于上游，春天开河下游解封速度却慢于上游，由此，容易形成凌汛洪水。凌汛洪水主要有冰塞洪水、融冰洪水和冰坝洪水3种形态。1993年12月封河初期，内蒙古瞪口河段堤防因河道淤积严重，河势不顺，堤防质量差，抗洪能力低等在发生冰2塞后，水位急骤而发生决口，洪水淹没面积达80km，受灾居民1757户，倒塌房屋175间，冲毁闸、桥等建筑物19处，冲毁公路达7km。1.2.2堤防决口发展的影响因素分析影响堤防决口发展的因素主要可归纳为三个方面：一是决口处的水动力因子；二是决口处的边界条件；三是决口持续时间。对堤防决口而言，上述三方面是相互影响和制约的矛盾统一体。当堤内、外水位差较大（此时流速大，水流动力因素作用较强），堤防土壤难以抵抗水流冲刷时，决口就迅速扩展，随着决口断面的不断扩大，水流动力因素作用逐渐减弱（流速减小）。决口断面形状则与堤防土壤特性和水流作用的时间长短有密切联系。当堤防为沙壤土时，决口断面极易冲刷扩大，形成矩形决口断面形状；当堤防为粘土结构时，决口则较难冲刷，决口断面往往呈三角形或抛物线形或梯形形状。水流作用时间越长，决口断面越能得到充分的发育；作用时间越短，决口断面发育越差。总之，对决口变化来说，水流作用于堤防决口边界，决口边界反过来制约水流，决口断面的变化及形状主要取决于这两者的具体相互作用。1.3堤坝溃决水流的理论解及数值模拟研究进展1.3.1堤坝溃决水流的理论解研究进展早期的堤坝溃决研究是以分析溃坝水流运动的理论解为主。对于一维溃坝问题，自1871年由法国科学家Saint-Venant提出Saint-Venant方程组后，许多学者研究过其理论解析解。1892年，Ritter在对矩形断面棱柱形的无限长明渠进行3 第一章绪论一维平底、无阻尼等简化条件下，利用特征理论，得到了无阻尼、矩形河道溃[15][17]坝水流的数值解析解。1952年，Dressler在Ritter研究的基础上利用摄动法得到了有摩擦平底矩形河道溃坝水流瞬时全溃的一阶解析解；1980年，林秉南等假定河槽具有所谓抛物线形断面且在平底、无阻力的简化条件下，应用特征[19]线理论及黎曼方法获得了有限长棱柱体水库的溃坝波对称解。1982年，谢任之用抛物线概化河谷断面，去掉对下游水深和流速的控制条件，概括了现行的不同方法，较系统地提出了对于水库溃坝流量计算所归纳出的统[24]一公式，并给出了相关的表格；1999年，伍超等将各种不同溃坝决口形状进行组合分析，从而定义了堤坝决口的断面形态的组合参数，并提出了组合参数的分离方法，且定义了能够反应真实的、复杂的溃坝决口的水力特性的溃坝特[23]征数；1992年，谭振宏在平底、无阻力的简化条件下，将过水断面概化成水深的指数函数，推出了圣维南方程组具有4个积分常数的一般解。以上这些研究结论都是在对Saint-Venant方程组的某些初边值条件相当简化的情况上得出的，根据这些结果对于理解溃坝决口的水力学特性及洪水演进的机理等方面具有重要的意义，但实际的溃坝问题其溃口形状、溃口宽度变化及水流地质边界条件等都十分复杂，简单的依靠这些理论解析解对于实际问题的解决并不是很有效，在这些成果的基础上，数值模拟求解技术的发展较好的弥补了解析解一些部分的不足，能够更充分的来解决实际的溃坝水流问题。1.3.2堤坝溃决水流的数值模拟方法与研究进展模型试验和计算机数值模拟计算目前研究溃坝决堤现象比较可靠的手段，随着计算机性能和数值计算方法的迅速发展，流体力学数值模拟成为当今解决工程问题的主要手段之一。流体力学数值模拟计算方法按离散基本原理可分为特征线法（MehtodOfChaacrtedsties，简称MOC法）、有限差分法（FiniteDifferenceMethod，简称FDM法）、有限元法（FiniteElementMethod，简称FEM法）、有限体积法（FiniteVolumeMethod，简称FVM法）。前三种方法在很多缓变流问题的计算中取得了很大的成功，但不完全适合求解堤坝溃决水流等强间断的流动。有限体积法综合了有限差分法和有限元法的优点，采用非结构网格进行离散，在控制体边界上形成间断解的Riemann问题；对整个计算区域，都严格满足物理守恒律，不存在守恒误差，并且能正确计算间断，其理论研究较为完善，在一些大型流体计算软件业应用有限体积法，如Fluent、Star-3D、FLOW-3D等4 第一章绪论软件，计算结果较好。进入上世纪80年代后，随着空气动力学和计算机技术的飞速发展，堤坝溃决[36]水流数值模拟技术开始焕发生机和活力。1986年，Garcia等将数学模型的数值解与基于Saint-Venant方程组的一维无摩擦溃坝解析解进行了对比验证；1990[37]年，Fennema等人采用不连续的边界条件对二维渐变流进行了模拟；1992年，[38]Bello利用有限体积法对二维溃坝数值模拟的结果与实际观察的极宽的矩形水[39]槽中溃坝产生的涌浪实验结果进行验证；1992年，Toro通过有限差分法WAF利用具有高精度与良好激波捕捉能力的TVD形式对二维溃坝问题进行求解；[40]1995年，胡四一在非结构网格单元上引入跨单元界法向数值通量的逆风分解，[41]成功模拟了长江口二维浅水流动；1997年，蔡启富等在运用矢通量分裂的基础上，得到了一维浅水方程组的隐式守恒有限差分格式，并对有底坡、有阻尼的多级水库同时溃坝和因上游水库溃坝冲击下游并使其相继溃坝的溃坝波传播[42]进行了数值模拟；2002年，Valian等用有限体积法二维浅水波方程进行求解，并将其应用到法国南部的Malpasset大坝进行实际的溃坝数值模拟，得到了较好[43]的计算结果；2003年，魏文礼等在利用MacCormack预测-校正技术的隐式数值格式求解二维浅水方程的基础上建立了模拟大坝瞬间全溃或局部溃倒所致的洪水演进过程数学模型，用该模型预测了矩形河道中大坝瞬间局部溃倒时下[44]游有多个障碍物的洪水演进过程。2008年，张大伟等采用非结构网格的有限体积法对具有复杂地形的溃坝水流进行了数值模拟，并用两个算例：带有三角形挡水建筑物的溃坝问题和Toce河物理模型的溃坝水流问题进行了模拟验证；[45]2014年，冶运涛等建立了适应于结构网格的复杂边界浅水流动高分辨率高精度有限体积数学模型，并利用该模型对非平底地形溃坝水流算例和超临界流倾斜水跃算例进行验证，结果证明该模型在模拟间断解、处理干湿边界、复杂地形边界等方面有较强的计算性能。1.4问题的提出及本文的主要研究内容1.4.1问题的提出综上所述，大坝和堤防工程在给人类带来巨大的经济效益的同时存在着巨大的溃决风险，通过加强对水库的运行管理及对病险堤坝进行加高加固措施等能相对降低这种溃风险，但不能完全杜绝，在不可避免的堤坝溃决事故发生后若5 第一章绪论能迅速制定快速有效的封堵措施，将大大减少堤坝溃决所造成的损失，因此，通过数值模拟等手段研究不同工况下堤坝决口的水力学特性，并据此制定快速的准确有效的抢险封堵措施具有重要的意义。从上述国内外专家学者对堤坝水流问题的理论研究和数值模拟研究可以发现，溃坝水流问题的理论研究和数值研究都非常多，单纯的对于堤防决口的水力学特性的数值模拟研究非常少，溃坝与溃堤都属于非恒定含间断的浅水问题，决口抢险本身所关心的是决口现场的水力学参数，并以此为依据快速决断抢险技术措施。因此，本文利用FLOW-3D软件在对瞬间溃坝模型验证的基础上对堤防决口进行数值模拟，通过对不同口门形状、不同口门宽度、不同水头工况下的弯、直河道堤防决口模型进行数值模拟，从而得到各不同工况下堤防决口处的水力学特性，包括决口附近流场分布、流量、流速和水面线等重要水力学参数的变化规律，再根据这些变化规律为制定最佳堵口方案提供参考。1.4.2本文的主要研究内容本文主要开展以下内容的研究：（1）研究堤坝溃决的研究背景及意义，分析国内外堤坝溃决水流的理论解和数值模拟方法，确定本文采用FLOW-3D软件对堤防决口和封堵进行数值模拟。（2）运用FLOW-3D软件对局部瞬间溃坝、矩形障碍物溃坝及三角形障碍溃坝三个广泛采用的算例进行数值模拟，并将FLOW-3D的计算结果与SoaresFrazao、Wang、C.Biscarini等代表性的文献结果作了对比，结果基本一致。（3）研究堤防决口不同口门形状（如矩形、U型、V型）和不同几何尺度（口门宽度）下的水力学特性，给出堤防决口不同口门形状和不同口门宽度下决口附近的重要水力学特性参数（如流场分布、流量、流速和水面线等）的变化规律。（4）对决口封堵材料的粒径要求进行简要分析，利用FLOW-3D对立堵、平堵法决口封堵的水力学特性进行了数值模拟，得到封堵过程中决口的水位、水位场分布、流速及流速场分布等水力学特性的变化特征，根据决口处流速分布特点，对封堵技术方案进行了探讨，为堤防抢险及制定堤防决口封堵方案提供依据。6 第二章FLOW-3D简介及模型验证第二章FLOW-3D简介及模型验证2.1FLOW-3D软件的基本介绍2.1.1FLOW-3D软件FLOW-3D软件是美国FlowScience，Inc.1980年开发出的产品，早期工作主要以工程服务为主，1985年商业版本的FLOW-3D软件正式发行，于2008年在中国上海成立了FLOW-3D中国分公司。FLOW-3D是一款计算流体力学软件，因其有离散完整的Navier-Stokes方程、Tru-VOF方法（模拟自由液面的变化）、FDMwithFAVOR（可以在正交网格上模拟复杂的几何问题）等优势，近年来得到了广泛的应用，它采用基于结构化矩形网格的独创的FAVOR方法及真实的Tru-VOF（可视化）方法，可以模拟真实世界中物理模型的流动现象及准确计算出各种流场性质，特别是自由液面的流动。2.1.2FLOW-3D的基本方程（1）连续方程式a.不可压缩流体：∂uvwR∂∂SOR++=（2-1）∂xyz∂∂ρb.可压缩流体（或变密度的流体）：∂ρ∂∂∂+++=+()uρρρ()v()wRSORRDIF（2-2）∂∂tx∂y∂z其中：RSOR—众多的来源；RDIF—密度扩散。（2）动量方程式（适用于可压缩流体，牛顿或非牛顿流体）∂∂∂∂uuuu⎧⎫11∂PRSOR+++=⎨⎬uvw−+G−Δτ−−−KuuF（2-3）xxx∂∂∂∂ρtxyz⎩⎭∂xρρ∂∂∂∂vvvv⎧⎫11∂PRSOR+++=⎨⎬uvw−+G−Δτ−Kv−−vF（2-4）yyy∂∂∂∂ρtxyz⎩⎭∂yρρ∂∂∂∂wwww⎧⎫11∂PRSOR+++=⎨⎬uvw−+G−Δτ−Kw−−wF(2-5)zzz∂∂∂∂ρtxyzw⎩⎭∂ρρ7 第二章FLOW-3D简介及模型验证式中：U=（u，v，w）—液体速度；P—压力；G—重力和非惯性力加速度；τ—粘性应力张量；K—阻力、拖曳力；RSOR—在流速为零的时刻由于大量的注射剂引起的加速度；F—其它力（包括表面张力、电场力、动力来源、粒子及用户自定义的力）。（3）能量方程式∂()ρI∂∂∂+++=+()uIρρρ()vI()wIPdivU∇•()(kT∇+hTwall−T)++RISORRIDIF∂∂tx∂y∂zI=+∫CTdT()(1−fLs)（2-6）Γ式中：f—固体分数（是一个T函数和溶液浓度）；L—潜热；K—导热系s数；C(T)—比热；h—流体/边界传热系数；T—边界的温度；RISOR—能量源；wallRIDIF—湍流扩散。（4）VOF处理流体流动的方程式（VOF运动学方程）∂∂F⎧⎫∂∂+++=⎨⎬()Fu()Fv()FwFDIF+FSOR（2-7）∂∂tx⎩⎭∂y∂z其中：FDIF—流体分数的扩散；FSOR—液体的体积源。2.1.3FLOW-3D中的湍流模型在FLOW-3D软件中，对于湍流模型主要是应用k−ε模型、RNGk−ε模型和Realizablek−ε模型。（1）标准k−ε两方程模型标准k−ε模型是在关于湍动能k的方程的基础上，再引入一个关于湍动耗散率ε的方程，这样形成两方程模型。在标准k−ε模型中，k和ε是两个基本未知量，与之对应的输运方程为：∂∂()ρρkk()ui∂∂⎡⎤⎛⎞μtk+=++⎢⎥⎜⎟μρGG+−ε−YS+kbMk∂∂∂txx⎢⎥⎝⎠σ∂xijk⎣⎦j（2-8）∂∂()ρε()ρεu∂∂⎡⎤⎛⎞μεεε2it+=+++−+⎢⎥⎜⎟μρCGC13ε()kbεεεGC2S∂∂∂txx⎢⎥⎝⎠σ∂xkkij⎣⎦εj（2-9）式中：G是由于平均速度梯度引起的湍动能k的产生项；G是由于浮力引起的kb湍动能k的产生项；Y代表可压湍流中脉动扩张的贡献；C、C和C为经验M1ε2ε3ε8 第二章FLOW-3D简介及模型验证常数；σ和σ分别为与耗散率ε和湍动能k对应的Prandtl数；S和S为用户εkεk定义的源项。（2）RNGk−ε模型在RNGk−ε模型中，通过在大尺度运动和修正后的粘度项体现小尺度的影响，而使这些小尺度运动有系统地从控制方程中去除。其方程为：∂∂(ρρkk)()ui∂∂⎛⎞k+=⎜⎟αμρ+G+ε（2-10）∂∂∂∂txxx⎜⎟keffkij⎝⎠j∂∂()ρε()ρεu∂∂⎛⎞εC*εε2i1ε+=⎜⎟αμ+−GCρ（2-11）∂∂∂∂txxxk⎜⎟εεeffk2kij⎝⎠j2k式中：μ=+μμ，μρ=C，C=0.0845，α==α1.39，effttμμkεε*η()1/−ηη0CC=−，C=1.42，C=1.68，η=4.377，β=0.01211εε31ε2ε01+βη与标准k−ε模型相比，RNGk−ε模型可以更好的处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动。（3）Realizablek−ε模型标准k−ε模型对时均应变率特别大的情形，有可能导致负的正应力。[13]Realizablek−ε模型对这种正应力进行了数学约束。其输运方程为：∂∂()ρρkk()ui∂∂⎡⎤⎛⎞μtk+=++⎢⎥⎜⎟μG−ρε（2-12）k∂∂∂txx⎢⎥⎝⎠σ∂xijk⎣⎦j∂∂()ρε(ρεu)∂∂⎡⎤⎛⎞μεε2it+=++−⎢⎥⎜⎟μρCEερC（2-13）12∂∂∂txx⎢⎥⎝⎠σ∂xkv+εij⎣⎦εj1⎛⎞∂ui∂uj式中：σ=1.0，σ=1.2，C=1.9，E=+⎜⎟kε2ij2⎜⎟∂∂xx⎝⎠ji与标准k−ε模型相比，Realizablek−ε模型已经被有效地用于各种不同类型的流动模拟。2.1.4FLOW-3D软件基本结构FLOW-3D标准的分析流程是MeshingandGeometry（研究对象图像导入及建立网格）→General（选择单位系统）→Physics（选择物理模型）→Fluids（选择9 第二章FLOW-3D简介及模型验证流体材料）→MeshingandGeometry（建立边界条件、给定初始条件）→PreprocessSimulation（预处理）→RunSimulation（计算）→Analyze+Display（查看结果）。后处理的目的是有效地观察和分析流动计算结果，后处理次序的主要流程为：在FLOW-3D中读取flsgrf.dat文件，输出流场观察流场特性如流速、压力、湍动能等重要参数的分布及大小，初步定性判断计算的正确性；应用FLOW-3D自带的流动显示软件Flow-UV生成显示流场的各种图表如参数变化的二维曲线、标量的等高线或等值面、矢量的二维或三维矢量图、流场的流线或迹线等；根据流场数据变换和提取水头、边界流量等工程上最直观的参数，检查它们的合理性；改变物理模型参数、计算格式和控制参数、计算网格、初始和边界条件等进行敏感性分析，确保结果不随这些参数的改变而改变。结果分析主可以通过与其他途径得到水位结果进行对比分析，主要包括：与模型试验的成果和实际工程资料进行对比分析、检索已有类似的校验和验证成果或他人的计算成果进行对比分析、与简化的一维或二维数值模拟结果或理论分析和经验公式或数据对比分析。2.2溃坝算例验证溃坝与溃堤都属于非恒定含间断的浅水问题，由前述第一章对堤坝溃决的类型、机理及水利特点分析可知，自然界中的堤坝溃决水流运动一般都具有复杂的地形边界条件以及水力边界条件，在相关的溃堤溃坝数值模拟文献中都对边界条件及水流条件进行了一定程度的简化。目前的溃坝水流数值模拟研究基本是集中在瞬间溃坝的水流模拟，本项目主要研究不同条件下堤防决口处的水力特性，即决口稳定情况下的各水力参数，与瞬间溃坝的水流模拟较为相似，[46]故本项目通过FLOW-3D对已有的瞬间溃坝水流模拟算例进行模型验证，验证FLOW-3D对溃坝水流模拟的正确性和适用性，为堤防决口模拟提供条件和依[47]据。本文采用了三个算例，第一个是局部瞬间溃坝算例，第二个是下游有矩[48]形障碍算例，还有一个是下游有三角形障碍的溃坝算例。2.2.1局部瞬间溃坝算例局部瞬间溃坝算例是一个假定的情况，没有标准的解析解，但是有较多的[46-49]国内外作者的数值模拟的数值解。该数值模型尺寸为200m×200m，坝位于中间，坝宽4m，坝中的溃口宽75m，距离左右岸呈不对称分布，分别为30m、10 第二章FLOW-3D简介及模型验证95m。模拟的初始状态是坝的上游水深10m，下游水深5m。底坡平顺且阻尼忽略不计。虽然该算例没有解析解，但是有很多作者对这个算例进行了模拟，得到了很多的模拟数值结果，但大部分文献对该模型的模拟都是简单的一维或二维模拟，本项目基于FLOW-3D进行三维数值模拟。2.2.1.1数值模型的建立和边界条件设置已知上游水位为10m，将模型高度也设为10m，故模型尺寸为200m×200m×10m。综合考虑模型的尺寸和精度，将模型用2m×2m×1m长方体网6格划分网格总数为1.0×10个。模型选择：选择非恒定模型，VOF模型和RNG湍流模型。2边界条件设置：物理边界条件仅设置重力Z方向加速度为-9.8m/s；上下游XMin、XMax分别为压力边界条件（Specifiedpressure)，设置上下游水位分别为10m、5m；模型顶部ZMax设置压力边界条件（Specifiedpressure)，设置压力为一个标准大气压；模型底部ZMin设定为无滑移固壁边界(Wall)，模型左右两侧YMin、YMax皆设定为固壁边界（Symmetry)。定义初始条件：给上下游设置一个初始水位分别为10m、5m，坝中间缺口处不设置水体。求解设置：求解时间设为10s，时间步长设为0.02s。模型及具体边界条件设置见图2.2.1.1所示。图2.2.1.1模型及边界条件设置2.2.1.2计算结果分析其他文献中这个算例是为了模拟验证溃坝波的洪水演进过程，由于在模拟时间为7.2s时溃坝波在下游河道的中心发展完全，而且波前也达到了河道的左岸，因此，国内外文献都将其模型在7.2s时的水流计算结果用来比较。本文模11 第二章FLOW-3D简介及模型验证型也选用7.2s时的结果与其他文献相比较，计算结果如图2.2.1.2~2.2.1.5所示。[46][37]从图中可以看出，水面的形状和FLUENT、Fennema及其他文献获得的结果基本相同。图2.2.1.2Fennema计算的7.2s的水面情况图2.2.1.3FLUENT计算的7.2s的水面情况图2.2.1.4文献[19]计算的7.2s的水面情况图2.2.1.5FLOW-3D计算的7.2s的水面情况再对具体的水位线等值图进行比较，结果如图2.2.1.6~2.2.1.9所示，本模型获得的结果是由FLOW-3D直接输出的，故其等值线与其他结果有所区别，但通过比较具体的颜色块状分布及具体的数值，可以看出，FLOW-3D的计算结果与FLUENT的计算结果更为接近，与Fennema的结果也相差不大。12 第二章FLOW-3D简介及模型验证图2.2.1.6Fennema计算的7.2s的水位等值线图2.2.1.7Fluent计算的7.2s的水位等值线图2.2.1.8文献[20]计算的7.2s的水位等值线图2.2.1.9FLOW-3D计算的7.2s的水位等值线用FLUEN和FLOW-3D计算出来的波前位置比Fennema的稍微前了点。从定性的方面分析，根据文献[46]对于该问题的分析，这可能是因为Fennema所用的控制方程为浅水方程，N-S方程根据沿水深平均的假设简化得到浅水方程，故浅水方程忽略了重力加速度的影响，使求得的波前速度偏慢、波前位置偏后，由前述可知，FLOW-3D采用了完整的N-S方程，考虑到了重力加速度等因素[52]的影响，所以FLOW-3D计算的结果更加接近实际。这些结果与DeMaio的结论也是相吻合的，据他们所述，浅水方程由于重力造成的三维因素在溃决的初始时刻低估了波前速度和水深。FLOW-3D和Fluent都是采用的三维模拟，皆考虑了重力加速度的影响，都采用的CFD模型，其结果仍有一些差别，则可能与网格的精密度及边界条件的设置有关，网格的精密程度在一定程度上可能会导致结果产生部分偏差。FLUENT采用的网格是2.5m×2.5m×1m，本模型采用的是2m×2m×1m，网格更为精细。13 第二章FLOW-3D简介及模型验证图2.2.1.10A-A和B-B截面及点P1（100,130）P2（110,130）P3（130,130）P4（150,130）断面B-B7.2s时平均水深8FLOW-3D结果7.5文献[20]3D结果文献[20]2D结果Fennama结果76.56H(m)5.554.54020406080100120140160180200Y(m)图2.2.1.11FLOW-3D与C.Biscarini[51]截面B-B7.2s时水深断面A-A7.2s时平均水深10FLOW-3D结果9.5文献[20]3D结果文献[20]2D结果9Fennama结果8.587.5H(m)76.565.55020406080100120140160180200X(m)图2.2.1.12FLOW-3D与C.Biscarini[51]截面A-A7.2s时水深14 第二章FLOW-3D简介及模型验证本算例截面A-A和B-B的具体位置如图2.2.1.10所示，图2.2.1.11和图2.2.1.12分别是模型截面A-A和截面B-B在7.2s时的水深图。对比本文采用FLOW-3D模拟的结果与文献[51]中的二维和三维模拟及Fennema的散点结果图可以看出，无论是A-A截面还是B-B截面的FLOW-3D的计算结果的水位数值大小及曲线规律与文献[51]中的三维模拟结果基本相似，与文献[51]中的二维结果及Fennema结果有部分区别，但大致变化规律是一致的。图2.2.1.13是文献[51]与FLOW-3D模拟结果中点P1、P2、P3、P4（具体位置见图2.2.1.10）的水深随时间变化的对比图。从图中可以看出，FLOW-3D模拟中的P1、P2、P3、P4各点的数值大小及曲线的变化规律都与文献[51]中3D计算的结果十分接近，与文献[51]中的2D结果的曲线变化规律基本相同，但数据大小有部分差别。综上所述，在本算例中，无论是整个模型三维的水面线、水位等值线、流速平面分布，还是截取的两个断面及断面选取的四个点的水深分布，FLOW-3D计算所得的结果都能较好的符合其他学者对于该算例的计算结果，这证明利用FLOW-3D软件来模拟简单的局部瞬间溃坝模型是可行的。P2点平均水深P1点平均水深8.58.5FLOW-3D结果FLOW-3D结果文献[20]3D结果文献[20]3D结果88文献[20]2D结果文献[20]2D结果7.57.577H(m)H(m)6.56.5665.55.55501234567891011121314150123456789101112131415T(s)T(s)P3点平均水深P4点平均水深8.58.5FLOW-3D结果FLOW-3D结果文献[20]3D结果文献[20]3D结果88文献[20]2D结果文献[20]2D结果7.57.577H(m)H(m)6.56.5665.55.55501234567891011121314150123456789101112131415T(s)T(s)图2.2.1.13FLOW-3D与文献[51]的P1、P2、P3、P4点的水深15 第二章FLOW-3D简介及模型验证2.2.2矩形障碍物溃坝算例对一个有矩形障碍物的溃坝算例进行验证，这个算例考虑的是一个二维局部溃坝波的衍射问题。模型根据文献[51]中的模型来确定：模型是一个长500m，宽300m的河道，在河道的中间段有一座厚度为15m、溃口为70m的大坝瞬间局部溃决，溃口到左右岸距离相等。在大坝的下游距离125m处有一个长为40m，宽为50m的矩形障碍物，障碍物距离左岸110m，距离右岸140m。初始的水位为上游10m，下游2m。2.2.2.1模型的建立和边界条件设置已知上游水位为10米，故将模型高度也设为10米，模型尺寸为500m×300m×10m。综合考虑模型的尺寸和精度，将网格划分为2m×2m×1m的小5网格，网格总数为3.75×10个。FLOW-3D具体的物理和初始边界条件设定皆与第一个算例相同，但计算总时长和输出数据时间间隔设置有所不同，本算例根据其他文献中需对比模型在12s、18s和36s的数据，故将总时间设为40s，时间间隔设为0.5s。具体的模型尺寸及边界条件设置见图2.2.2.1所示。2.2.2.1模型尺寸及边界条件设置2.2.2.2计算结果分析[46][53]图2.2.2.2~2.2.2.4分别为FLUENT、Wang、FLOW-3D的计算时间分别为12s、18s、32s的速度场和水面计算结果。将FLOW-3D的计算结果与其他两个结果相比较可以发现，本模型的计算结果基本一致，从图中可以清楚的看到漩涡的结构、形状和位置，波的反射和波与波之间的相互作用。12s时刻都是洪水波还没有到达障碍物的情况；18s时刻洪水波到达障碍物并产生7~8米左右的雍高水位；在32s时刻洪水波到达下游边界，对障碍物形成绕流，并产生相互交叉重叠的洪水波。16 第二章FLOW-3D简介及模型验证图2.2.2.2FLUENT计算的速度场和水面计算结果（时间分别为12s、18s、32s）图2.2.2.3Wang等计算的速度场和水面计算结果（时间分别为12s、18s、32s）17 第二章FLOW-3D简介及模型验证图2.2.2.4FLOW-3D计算的速度场和水面计算结果（时间分别为12s、18s、32s）18 第二章FLOW-3D简介及模型验证2.2.3三角形障碍溃坝算例类似的大尺度试验最早是由比利时布鲁塞尔自由大学Hiver在欧盟CADAM[51]项目下于LaboratoiredeRecherchesHydrauliques完成的。这个试验模型5.6m×0.5m，壁面是玻璃壁面。上有水库长2.39m，初始水位0.111m，下游从水库到河道的三角形障碍物都是干的。对称的三角形障碍物高0.065m，边坡为0.14，底坡长0.9m。障碍物的下游，有一个长0.7m、水深为0.025m的湖，河道下游的终点是一道墙（具体模型尺寸见图2.2..3.1）。因此，这个试验是一个封闭的系统，在这个系统中，水流在两个水库间流动，并在障碍物、上下游墙间反射。图2.2.3.1模型具体尺寸2.2.3.1模型的建立和边界条件设置水库初始水位0.111m，宽0.5m，故模型尺寸为5.6m×0.5m×0.111m。综合考虑模型的尺寸和精度，将模型用0.02m×0.02m×0.01m长方体网格划分网格总数4为7.0×10个。模型选择：选择非恒定模型，VOF模型和RNG湍流模型。2边界条件设置：物理边界条件仅设置重力Z方向加速度为-9.8m/s；除模型顶部ZMax设置压力边界条件（Specifiedpressure)，设置压力为一个标准大气压外，上游XMin、下游XMax、模型底部ZMin和模型左右两侧YMin、YMax都设为无滑移固壁边界(Wall)。定义初始条件：给上游设置一个初始水位分别为0.111m，坝下游障碍物后湖里水位设为0.025m（见图2.2.3.2）。求解设置：求解时间设为20s，时间步长设为0.01s。图2.2.3.2模型初始水位图19 第二章FLOW-3D简介及模型验证2.2.3.2计算结果分析模型水库中水流在t﹤0s时是静止的，在t=0s时刻，在重力作用下瞬间开始运动，水流在下游干河道内流动。水流到达障碍物后，部分水流发生反射并向上游流动，剩余部分则爬上障碍物；当水流爬过障碍物顶部之后继续向下游水池运动，水流到达水池后，快速的水流突然被减速，形成一个水波，水波被下游墙挡住并产生反射向障碍物传播，当反射波有足够的能量通过障碍物顶部，水流就向上游回流，水流在两个水库间流动，并在障碍物、上下游墙间反射。图2.2.3.3文献[20]中在T=1.8s、3s、3.7s、8.4s时的水位20 第二章FLOW-3D简介及模型验证（A）(B)(C)(D)图2.2.3.4FLOW-3D计算的在T=1.8s、3s、3.7s、8.4s时的水位图2.2.3.3和图2.2.3.6是文献[51]中T=1.8s、3s、3.7s、8.4s、15.5s计算结果与实验结果的对比，图2.2.3.4和图2.2.3.5是用FLOW-3D得到的T=1.8s、3s、3.7s、8.4s、15.5s时刻的相应结果。对比图2.2.3.3和图2.2.3.4可以发现，FLOW-3D的模拟结果和2.2.3.3中红色点线代表的实验数据非常相似。根据这些图对比实验数据和模拟结果，在T=1.8s时，水流刚漫过三角块障碍物顶部，一部分波被反射，形成一个负波传向上游，其他波上升到漫过障碍物，FLOW-3D的三维模型与实际的情况十分吻合。通过障碍物顶部后，水流继续流动，直到其到达后面的水池后，前波的速度突然减慢，一个正波形成（图2.2.3.4(b)T=3s，前波位置5.2m），同样地，三维模型的结果与试验结果恰好吻合。在T=3.7s（图2.2.3.4（c）），波在下游墙处发生反射，传向三角块处，但是水流不能通过三角块的顶部，波从下游墙经过第二次反射之后就可以通过障碍物，然后向上游传播。21 第二章FLOW-3D简介及模型验证通过这些对比照片和数据图片，表明三维模型可以很好地重现非恒定流现象，不同时刻的数据和照片等都与数值模拟结果十分吻合。图2.2.3.5FLOW-3D计算的在T=1.8s、3s、图2.2.3.6文献[20]中在T=1.8s、3s、3.7s、8.4s、3.7s、8.4s、15.5s时的水位15.5s时的水位（实验和模拟对比图）2.3本章小结本章主要介绍了FLOW-3D数值模拟软件的基本核心技术、基本方程和所使用的湍流模型，并着重对FLOW-3D软件采用的自由表面处理方法VOF方法和求解器进行了具体描述，并利用FLOW-3D软件对三个广泛采用的算例进行数值模拟，并将FLOW-3D的计算结果与代表性的文献结果作对比进行模型验证。将FLOW-3D数值模拟结果中的水面、流态、流速分布等与SoaresFrazao、Wang、C.Biscarini等文献中模拟或实验结果相对比，可以发现，FLOW-3D计算结果和文献的结果基本一致，验证了数值模型的准确性。通过以上三个算例，可以看出基于FLOW-3D计算溃坝溃决水流以及它在实际河道中的演进是可行的。22 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析上一章通过FLOW-3D对已有的瞬间溃坝水流模拟算例进行了数值模型计算验证，验证了FLOW-3D对溃坝水流模拟的正确性和适用性，为堤防决口的模拟提供了条件和依据。本章主要基于FLOW-3D对堤防决口进行不同口门形状、不同口门宽度下的水力学特性进行数值模拟，从而得到这两种情况下的堤防决口的水力学特性，为堤防抢险及制定堤防决口封堵方案提供依据。3.1模型的建立及FLOW-3D边界条件设置堤防决口一般与天然河床水流方向垂直或斜交，决口呈突发性，除人工炸堤外，堤防决口一般都不是瞬间溃决，决口溃口都有不同的口门扩宽过程，口门发展到一定程度后趋于稳定。口门的扩宽受多种因素影响，扩宽过程十分复杂，本文主要研究不同初始条件下决口处的水力学特性，为简化计算，本文对口门扩宽稳定后的堤防决口进行数值模拟计算，即采用瞬间溃决模式对不同工况下的决口进行模拟并分析其结果。本文以具有实际地形的某中小河流进行堤防决口模拟建模，拟用FLOW-3D对口门形状为矩形、V型、U型和梯形等四种口门形状；口门宽度为30m、40m、50m、60m、80m、100m条件下的堤防决口水力学特性进行数值模拟，根据上述参数进行组合模拟计算，分别得到堤防决口不同口门形状、不同口门宽度下堤防决口的水力学特性，主要包括决口附近的流场、流量、流速和水面线等重要水力学参数的变化规律。图3.1.1河道及堤防典型断面及其三维图（单位：m)模型拟采用长700m、宽100m（河底）的长直河道，模型高度为10m，河23 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析道坡降为0.3‰，河道糙率为0.025，决口高度为8m，距离下游河道200m，河道及堤防典型断面图见图3.1.1。河道左岸堤防高10m，堤顶宽4m，两侧边坡分别为1:1.05、1:0.85。模型选择：选择非恒定模型，VOF模型和RNG湍流模型。2边界条件设置：物理边界条件仅设置重力Z方向加速度为-9.8m/s；上游XMin设为流量边界条件（Volumeflowrate），设置初始流量为800m³/s，水位视具体情况而定，下游XMax设为自由出流（outflow）；模型顶部ZMax设置压力边界条件（Specifiedpressure），设置压力为一个标准大气压；模型底部ZMin和模型左右两侧YMin、YMax皆设定为固壁边界（Symmetry)。定义初始条件：给河道一个初始水位为5m。求解设置：求解时间设为600s，时间步长设为2s。3.2堤防决口不同口门形状的水力学特性数值模拟实际决口的口门形状往往具有任意性，为简化计算，一般将堤防决口的口门形状简化为矩形、U型、V型和梯形，本文分别选择这四种不同口门形状的决口进行数值模拟，得到不同口门形状下的堤防决口处的水力学特性，模型选用的决口顶部宽度为30m，长20m，高8m，不同口门形状具体形状及尺寸见图3.2.1。计算模型包括河道及决口出口处50m内的平地，综合考虑模型的尺寸和精度，将模型划分为三个网格块，河道为第一个网格块，网格划分为2m×2m×1m；决口及决口出口50m为另外两个网格块，对这两个网格块进行加密，将网格设为1m×1m×1m。图3.2.1不同口门决口形状和尺寸图在模拟过程中，当决口处水流趋于稳定后，初步选取图3.2.2中所示决口处中轴线横截面A-A及其左右5m处截面A1-A1、A2-A2和堤防中轴线纵截面B-B及其上下5m处截面B1-B1、B2-B2的结果进行不同口门形状下的堤防决口水力学特性分析。不同口门形状下各决口水力学数值模拟的稳定时间除U形决口在24 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析t=523s后水流达稳定外，其余决口处水流皆在523s前达到稳定结果。为方便分析计算结果，对A、B各断面选取水流模拟稳定后T=523s时刻的各不同口门形状下的水力数据进行分析。A1AA2(120)e(115)B2B2d5y(110)BB20c5(105)B1bB11055(100)yaA1AA2x(480)(485)(490)30x(470)(500)图3.2.2决口处平面3.2.1堤防决口不同口门形状下的水面线分布3.2.1.1水位场分布(b)矩形决口水深平面图25 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析(b)T2形决口水深平面图(b)T1形决口水深平面图(b)V形决口水深平面图(b)U形决口水深平面图图3.2.1.1.1不同口门形状决口水深平面图图3.2.1.1.1是不同口门形状的决口附近局部水深平面图，从图中不同的颜色带分布可以看出，水流在进入溃口后发生急速的侧向收缩，水流沿水流方向距离堤脚处越远，水位越低，在垂直于水流方向上水位两侧堤脚处特别是靠近上游来水侧较低、中间及偏下游侧较高；不同口门形状的决口处水流的水深等值线基本相似，但不同口门形状的决口处水流同种颜色代表的水深数值大小有所区别，V形决口的最大，矩形决口的最小，这是因为V形决口的截面面积最小，矩形决口截面面积最大；溃口水深在两侧堤脚处较低、中间较高，水面线在横向上呈两边低、中间高的拱形，这是因为模型采用的五种口门溃口断面都比较规则，水流在溃口两侧堤角处产生水跌，形成卷吸，并在下游形成水流折26 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析射。(c)矩形决口沿水流方向截面水深(x=485)(c)T2形决口沿水流方向截面水深(x=485)(c)T1形决口沿水流方向截面水深(x=485)(c)U形决口沿水流方向截面水深(x=485)(c)V形决口沿水流方向截面水深(x=485)图3.2.1.1.2不同口门形状决口沿水流方向截面水深(d)矩形决口垂直水流方向截面水深(y=105)27 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析(d)T1形决口垂直水流方向截面水(y=105)(d)T2形决口垂直水流方向截面水(y=105)(d)U形决口垂直水流方向截面水深(y=105)(d)V形决口垂直水流方向截面水深(y=105)图3.2.1.1.3不同口门形状决口垂直水流方向水深图3.2.1.1.2和图3.2.1.1.3分别是不同口门形状的决口沿水流方向（纵向）和垂直于水流方向（横向）的各断面水深。从图3.2.1.1.2可以看到，不同形状的口门水流水面线在纵向上逐渐跌落，水位逐渐较小，水位越靠近堤脚处越大。从图3.2.1.1.3可以看到在决口的左侧（靠近河道来水侧），水流翻滚紊动剧烈，水流在溃口两侧堤角处产生了水跌，形成卷吸；水面线两边较低、中间较高，各不同形状断面的在横向上的最高水位在靠近决口下游处，在同一横断面（y=105m）上，T1形决口的最高水深最大，矩形决口的最小。3.2.1.2A截面（A-A、A1-A1、A2-A2）水面线图3.2.1.2.1~图3.2.1.2.3是不同口门形状下决口处沿水流方向的三个不同断面在T=523s时的水面线，横轴为决口平面沿水流方向长度（模型中的100m-120m范围）。从这三个不同断面的水面线可以看出，水面沿水流方向产生纵向跌落，且水面纵向比降逐渐增大，形成较大水头落差，水深逐渐减小。且从图中可以28 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析看出，矩形、U形和T2形决口水面线在三个断面图中皆为正比降，而T1形和V形决口口门的各断面水面线变化相对较复杂，特别从靠近河道上游的A-A断面和A1-A1断面的各点水深受上游来水的影响水面线变化都有一定的起伏，产生这种现象的原因在于V形和T1形决口口门会产生水流折射现象。不同口门形状下A-A断面平均水深3.8矩形3.6T1形T2形3.4U形3.2V形3)2.8(mH2.62.42.221.8100102104106108110112114116118120Y(m)图3.2.1.2.1不同口门形状下A-A（x=485）断面水面线不同口门形状下A1-A1断面平均水深3.5矩形T1形3T2形U形2.5V形2H(m)1.510.50100102104106108110112114116118120Y(m)图3.2.1.2.2不同口门形状下A1-A1（x=480）断面水面线29 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析不同口门形状下A2-A2断面平均水深3.5矩形T1形3T2形U形2.5V形2)H(m1.510.50100102104106108110112114116118120Y(m)图3.2.1.2.3不同口门形状下A2-A2（x=490）断面水面线在图3.2.1.2.1中的A-A断面是决口中轴线断面，从图中可以看到V形和T1形决口水面线比较接近，在Y=106.5m之前T1形决口水面线最高，在Y=106.5m之后是V形决口水面线最高，其原因是T1形和V形决口的断面形状和断面面积大小的都比较接近且比其他形状断面的断面面积更小；其他三种口门形状的决口水面线有一定的交叉，但其变化规律一致，都是沿水流方向水面迅速降低，从图中可以清楚看到T2形和U形的水面线纵比降几乎完全一致，且T2形决口整体水面线比U形决口低，其原因是T2和U形决口断面形状很接近，且T2形决口断面面积比U形决口断面面积小。A1-A1断面靠近河道上游来水侧，A2-A2断面则是靠近河道下游侧断面，从图3.2.1.2.1和图3.2.1.2.3中可以明显看出，A2-A2断面各不同口门形状的水面线变化规律与决口中轴线A-A断面的变化规律比较相似，都是沿水流方向随距堤脚线越远水深迅速减小，而A1-A1断面的各不同口门形状的水面线变化规律受上游来水的影响而变得更复杂，主要体现在V形和T1形决口的水面线起伏变化较大，其原因是V形和T1形决口断面形状比较接近，受水流折射影响稍大。3.2.1.3B截面（B-B、B1-B1、B2-B2）水面线图3.2.1.3.1~图3.2.1.3.3为不同口门形状下决口处垂直于水流方向的三个不同断面在T=523s时的水面线，横轴为口门宽（x=485m-500m）。从这三个图中30 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析可以发现，溃口的水面线两边数值都相对较小，决口中轴线及靠近决口下游侧数值较大，V形、T1形、U形和T2形决口的水面线在横向上沿最高水位呈部分对称的两边低、中间高的拱形形状，矩形决口的水面线在横向上沿最高水位呈两边低、中间和决口平面偏右侧高的类似门拱形形状。除V形决口最高水位在决口中轴线上，其他决口断面最高水位均出现在决口右侧位置，且随溃口断面面积增大其最高水位越靠近决口右边界处。图3.2.1.3.1是决口进口断面的水面线，从该图可以看到，除矩形决口外其他四种口门形状的该断面水面线都是减小-增大-减小-增大的变化规律，矩形决口的水面线在横向上一直增大，且T2形和U形决口的水面线大小和变化规律都比较相似，T1形和V形决口的水面线大小和变化规律比较相似。图3.2.1.3.2是堤防中轴线断面的水面线，可以看出，V形决口的水面线形状窄而高，其他溃口形状的决口水面线较宽；在水面线最高水位两侧，水面线最高的是矩形决口，水面线最低的是V形决口，T2形和U形决口的数值较为接近，T1形决口水面线位于V形和U形决口之间，这主要是因为，在口门宽度相同的情况下，V形决口断面面积最小，矩形决口的断面面积最大，而T2形和U形决口的断面面积较为接近。对比其他各断面水面线可以看出，B1-B1断面、B2-B2断面的各不同口门形状水面线分布与堤防中轴线B-B断面基本相似，且对比具体的各不同口门形状各断面下的最大水深可以发现沿水流方向水深在逐渐减小。不同口门形状下B1-B1断面平均水深3.5矩形T1形3T2形U形2.5V形2H(m)1.510.50470475480485490495500X(m)图3.2.1.3.1不同口门形状下B1-B1（y=105）断面水面线31 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析不同口门形状下B-B断面平均水深3矩形T1形2.5T2形U形V形2)m1.5H(10.50470475480485490495500X(m)图3.2.1.3.2不同口门形状下B-B（y=110）断面水面线不同口门形状下B2-B2断面平均水深矩形2.5T1形T2形U形2V形1.5H(m)10.50470475480485490495500X(m)图3.2.1.3.3不同口门形状下B2-B2（y=115）断面水面线3.2.2堤防决口不同口门形状下的流速分布3.2.2.1流速场分布图3.2.2.1.1是不同口门形状决口局部平面二维流速场。从图中可以看出，五种口门决口处的流速分布都基本相似，水流在决口处产生侧向收缩和纵向跌落，沿水流方向，距堤脚处越远，水面跌落越大，产生较大的水头差，流体的势能转化为动能使得流速增大，故距堤脚处越远，流速越大；在垂直于水流方向上，因口门形状比较规整，在堤脚处产生了水跌，水流紊动剧烈，流速较大。32 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析矩形决口三维流速T2形决口三维流速T1形决口三维流速U形决口三维流速V形决口三维流速图3.2.2.1.1不同口门形状决口三维流速场在图3.2.2.1.2不同口门形状决口平面流速场中，通过流线可以看出决口平33 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析面上各点的流速方向：在决口进口断面（y=100m），部分上游水流发生转弯，流入决口断面，流速方向与决口平面形成一定夹角；因流线不会发生转折，故靠近决口左侧边界处附近部分地方没有水流；在堤防中轴线附近（y=110m），决口中轴线（x=485m）左侧水流流速仍与决口平面成一定夹角且流速较大，右侧水流流速方向垂直于决口平面；在决口出口断面，水流向四周平地扩散，水面跌落较大，产生较大流速。矩形决口平面流速场T2形决口平面流速T1形决口平面流速34 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析U形决口平面流速V形决口平面流速图3.2.2.1.2不同口门形状决口平面流速场图3.2.2.1.3和图3.2.2.1.4分别是不同口门形状决口沿水流方向在决口上下游两侧的断面的流速场。从这两个图可以看出，不同口门形状决口在决口中轴线（x=485m）左侧的流速沿水流方向变化规律是先增大后减小，在y=106.643m处达到最大流速（图3.2.2.1.3中红色部分）；在决口中轴线（x=485m）右侧的流速变化规律则是沿水流方向一直增大，在决口出口处y=120m处达到最大值（图3.2.2.1.4中红色部分）。矩形决口沿水流方向截面流速(x=480.5)T2形决口沿水流方向截面流速(x=475)T1形决口沿水流方向截面流速(x=480.5)35 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析U形决口沿水流方向截面流速(x=475)V形决口沿水流方向截面流速(x=480)图3.2.2.1.3不同口门形状决口沿水流方向（决口左侧）断面流速场(d)矩形决口沿水流方向截面流速(x=490)(d)T2形决口沿水流方向截面流速(x=490)(d)T1形决口沿水流方向截面流速(x=490)36 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析(d)U形决口沿水流方向截面流速(x=490)(d)V形决口沿水流方向截面流速(x=490)图3.2.2.1.4不同口门形状决口沿水流方向（决口下游侧）断面流速场(e)矩形决口垂直水流方向截面流速(y=105)(e)T2形决口垂直水流方向截面流速(y=105)(e)T1形决口垂直水流方向截面流速(y=105)37 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析(e)U形决口垂直水流方向截面流速(y=105)(e)V形决口垂直水流方向截面流速(y=105)图3.2.2.1.5不同口门形状决口垂直水流方向（y=108m）断面流速场(f)矩形决口垂直水流方向截面流速(y=115)(f)T2形决口垂直水流方向截面流速(y=115)(f)T1形决口垂直水流方向截面流速(y=115)(f)U形决口垂直水流方向截面流速(y=115)(f)V形决口垂直水流方向截面流速(y=115)图3.2.2.1.6不同口门形状决口垂直水流方向（y=118m）断面流速场38 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析图3.2.2.1.5和图3.2.2.1.6是不同口门形状决口垂直水流方向（y=105）和（y=115）两个断面的流速场。在断面y=105m处，除V形决口的断面最大流速在决口中轴线附近，其他口门形状的决口断面最大流速都在靠近决口左侧边界处，断面最大流速从大到小依次为矩形、U形、T2形、T1形、V形决口，其数值大小分别为矩形决口6.83m/s，U形决口5.61m/s，T2形决口5.38m/s，T1形决口5.16m/s和V形决口3.77m/s。在断面y=115m处，不同口门形状的断面最大流速分布位置有一定区别，其中矩形、T2形和U形决口的最大流速仍分布在决口左侧，而T1形和V形决口的断面最大流速分布在决口右侧；断面最大流速从大到小依次为矩形、T1形、U形、T2形和V形决口，其数值大小分别为6.21m/s、6.12m/s、5.93m/s、5.90m/s、4.97m/s。3.2.2.2A截面（A-A、A1-A1、A2-A2）流速图3.2.2.2.1~图3.2.2.2.3是在T=523s时不同口门形状下决口处沿水流方向的三个不同断面的断面上各网格中心点的平均流速，横轴为决口平面沿水流方向长度（模型中的100m-120m范围）。从这三个不同断面的流速可以看出，沿水流方向各断面流速变化规律与水面线刚好相反，随着距堤脚线距离越远，流速越大，这是因为，据前面的水面线分析：水流在溃口处发生纵向跌落，且水面纵比降逐渐增大，形成较大水头落差，流体的势能转化为动能使得流速增大。不同口门形状下A-A断面平均流速6.565.55)4.5矩形V(m/s4T1形T2形3.5U形V形32.52100102104106108110112114116118120Y(m)图3.2.2.2.1不同口门形状下A-A（x=485）断面流速39 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析不同口门形状下A1-A1断面平均流速6543V(m/s)矩形2T1形T2形U形V形10100102104106108110112114116118120Y(m)图3.2.2.2.2不同口门形状下A1-A1（x=480）断面流速不同口门形状下A2-A2断面平均流速7654矩形T1形V(m/s)T2形3U形V形210100102104106108110112114116118120Y(m)图3.2.2.2.3不同口门形状下A2-A2（x=490）断面流速图3.2.2.2.1是决口中轴线断面的平均流速，从图中可以看出，整体来说该断面的V形决口的流速最小；在距堤脚线6m（y=106m）前，除V形决口外的四种决口断面上各点流速都比较接近，互有交叉；在距堤脚线距离大于6m后，流速从小到大依次为V形、矩形、U形、T2形和T1形决口，矩形决口流速相对较小，T1形决口的断面平均流速最大，且T2形和U形决口的整体断面平均40 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析流速都比较接近，原因是决口的断面面积从小到大排列为V形、T1形、U形、T2形和矩形决口，且除矩形决口外，其他形状口门的的水流会发生一定折射，过水面积会随着水头的减小而减小。断面A1-A1（图3.2.2.2.2）和A2-A2（图3.2.2.2.3）是决口中轴线左右两侧5m处的断面，从断面A1-A1的各点流速可以看出，矩形决口的流速变化近似线性比例关系，V形和T1形决口的断面各点流速都是先增大后减小再增大的变化过程，但V形决口的流速变化波动范围较大（0.81m/s-5.93m/s），T1形决口的流速变化波动范围较小（3.64m/s-5.53m/s），而其他两种口门的流速变化与矩形决口的比较相似，沿水流方向距堤脚线越远速度越大，但不呈线性比例，这是因为A1-A1断面靠近上游来水一侧，决口与河道正交，溃口形状都比较规整，河道内水流流入溃口时溃口来水侧堤脚处发生侧向收缩和纵向跌落，形成卷吸，并在下游形成水流折射，在水跌处流速较大、紊动剧烈，且流速分布不均匀。断面A2-A2流速图中除V形决口流速曲线起伏变化外（在y=109.5m后流速为0是因为水深为0），其他形状口门流速都是沿水流方向距堤脚线越远速度越大。3.2.2.3B截面（B-B、B1-B1、B2-B2）流速图3.2.2.3.1~图3.2.2.3.3是不同口门形状下决口处垂直于水流方向的三个不同断面在T=523s时的平均流速，横轴为口门宽（x=485m-500m）。从这三个不同断面的流速图可以发现，在决口上游侧（y=110m前）溃口的断面最大流速分布在决口中轴线（x=485m）左侧，在决口下游侧（y=110m后）溃口的断面最大流速分布在决口中轴线（x=485m）右侧，除矩形决口外其他四种口门形状各断面流速在横向上呈左侧偏高（y=110m前断面）或者右侧偏高（y=110m后断面）、右侧低的不对称城门洞形状，距决口进口处距离越远（y=100m→y=120m，图3.2.2.3.1→图3.2.2.3.3），最大流速位置从中轴线左侧向右偏移，各断面流速城门洞形状沿决口中轴线左右两侧分布越均匀，这是因为，水流在进入溃口后发生急速的侧向收缩和纵向跌落，在堤脚处产生水跌，形成卷吸，越靠近决口进口处，水流流速较大、紊动剧烈，流速分布不均匀（图3.2.2.3.1和图3.2.2.3.2）；在靠近决口出口处，水流受水跌影响减小，向四周平地扩散，流体势能转化为动能，水流流速增大，流速横向上分布相对更均匀（图3.2.2.3.2）且模型整体向河道下游呈3‰倾斜，水流会略向决口右侧倾斜扩散。41 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析不同口门形状下B1-B1断面平均流速矩形6T1形T2形U形5V形4V(m/s)3210470475480485490495500X(m)图3.2.2.3.1不同口门形状下B1-B1（y=105）断面流速不同口门形状下B-B断面平均流速矩形6T1形T2形5U形V形4)/s(m3V210470475480485490495500X(m)图3.2.2.3.2不同口门形状下B-B（y=110）断面流速不同口门形状下B2-B2断面平均流速6矩形T1形5T2形U形V形43V(m/s)210470475480485490495500X(m)图3.2.2.3.3不同口门形状下B2-B2（y=115）断面流速42 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析图3.2.2.3.2是堤防中轴线断面的平均流速。沿口门宽度方向上，决口中轴线（x=485m）左侧断面各口门形状的流速在决口左边界处从0迅速增大，增至最大流速后逐渐减小，在靠近决口右边界处迅速减小为0，除矩形决口外，其他决口形状流速呈左边高、右边低的拱形分布，矩形决口在横向上流速一直逐渐减小。图3.2.2.3.1和图3.2.2.3.3的B1-B1断面、B2-B2断面各不同口门形状流速分布与堤防中轴线B-B断面的流速分布规律都比较相似3.3堤防决口不同口门宽度的水力学特性数值模拟实际决口的口门宽度从几米到几百米不等，本文选用口门宽度从30m到100m内不等的矩形堤防决口进行数值模拟，从而得到矩形决口下不同口门宽度的水力学特性。口门长度为20m，高8m，宽度分别为30m、40m、50m、60m、80m、100m，计算时为提高精度，仍在决口及决口出口50m内对网格进行加密，将网格设为1m×1m×1m，河道网格设为2m×2m×1m。决口左边界堤防中轴线决口右边界A1AA2(120)B2B2(120)edy(110)BB20cb(100)B1B1(100)yaA1AA2x30-100x(420-470)(500)图3.3.1决口处平面在模拟过程中，当决口处水流趋于稳定后，初步选取图3.3.1中所示决口处中轴线截面A-A及决口两侧边界处截面A1-A1、A2-A2和堤防中轴线截面B-B及其上下5m处截面B1-B1、B2-B2的结果进行不同口门宽度下的堤防决口水力学特性分析。口门宽度为30m-60m达到稳定所需时间为343s。口门宽度为80m和100m时所需时间更长，为403s。为方便分析计算结果，对A、B各断面选取水流模拟稳定后T=523s时刻的各不同口门宽度下的水力数据进行分析。43 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析3.3.1堤防决口不同口门宽度下的水面线分布3.3.1.1A截面（A-A、A1-A1、A2-A2）水面线图3.3.1.1.1到图3.3.1.1.3是不同口门宽度下决口处沿水流方向的三个不同断面在T=523s时的水面线，横轴为决口平面沿水流方向长度（模型中的100m-120m范围）。从这三个不同断面的水面线可以看出，水面线总体上都是水面沿水流方向产生纵向跌落，水头减小，水深随距堤脚线距离越远而越小。图3.3.1.1.1是不同口门宽度下决口中轴线断面（A-A截面）T=523s时的水面线，从该图可以看到，不同口门宽度的水面线皆沿水流方向产生纵向跌落，其中口门宽为30m、40m、50m的口门的水面线为正比降且跌落幅度较大，决口进口断面和出口断面水位相差较大；而口门宽为60m、80m的口门的水面线逐渐减小，且跌落幅度较小，决口进口断面和出口断面水位相差不大，口门宽为100m的决口该断面水面线基本为一水平线。在距堤脚线距离14m（y=114m）前，水面线从高到低依次为口门宽30m、40m、50m、60m、80m和100m，即水深随口门宽度增而减小，在距堤脚线距离14m（y=114m）后，水面线从低到高依次为口门宽50m、40m、30m、60m、80m和100m。不同口门宽度下A-A断面平均水深3口门30m宽口门40m宽2.8口门50m宽口门60m宽口门80m宽2.6口门100m宽)2.4H(m2.221.8100102104106108110112114116118120Y(m)图3.3.1.1.1不同口门宽度下A-A断面水面线44 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析不同口门宽度下A1-A1断面平均水深2.6口门30m宽口门40m宽2.4口门50m宽口门60m宽口门80m宽2.2口门100m宽2)(mH1.81.61.41.21100102104106108110112114116118120Y(m)图3.3.1.1.12不同口门宽度下A1-A1断面水面线不同口门宽度下A2-A2断面平均水深口门30m宽2.9口门40m宽口门50m宽2.8口门60m宽2.7口门80m宽口门100m宽2.6)2.5(mH2.42.32.22.121.9100102104106108110112114116118120Y(m)图3.3.1.1.3不同口门宽度下A2-A2断面水面线图3.3.1.1.2是不同口门宽度下决口左侧（也即河道上游侧）边界处断面T=523s时的水面线，从图中可以看到，口门30m和40m宽的决口水面线沿水流方向为纵比降，水深呈线性减小，其他不同口门宽度的水面线在进入决口后产生较大的纵向跌落，水位迅速减小，水面线跌落后又开始回升，在距堤脚线距离7m（y=107m）之后水深又逐渐减小。图3.3.1.1.3是不同口门宽度决口右侧（也即河道下游侧）边界处断面T=523s时的水面线，从图中可以看到，该断面的水面线随距堤脚线距离越远而越小，该断面的各不同口门宽度下水面线的变化规45 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析律和排列分布规律与决口中轴线A-A断面的一致，其中口门宽为30m和40m、50m和60m、80m和100m的水面线分别比较接近且变化规律一致。3.3.1.2B截面（B-B、B1-B1、B2-B2）水面线图3.3.1.2.1~图3.3.1.2.3不同口门宽度下决口处垂直于水流方向的三个不同断面在T=523s时的水面线，横轴为口门宽（x=400m~500m），其中30m宽口门坐标为x=470m~500m、40m宽口门坐标为x=460m~500m、50m宽口门坐标为x=450m~500m、60m宽口门坐标为x=440m~500m、80m宽口门坐标为x=420m~500m、100m宽口门坐标为x=400m~500m。从图3.3.1.2.1~图3.3.1.2.3中可以发现，不同口门宽度的溃口的水面线变化规律都是一致的，总体上，水面线在该截面方向上从左到右先增大后减小，在x=498.5m处达到最大值，主要是各不同宽度的决口形状都为矩形决口，断面形状比较规整，水流在进入溃口后发生侧向收缩，在溃口两侧堤角处产生水跌，形成卷吸，故决口上游侧断面受河道上游来水影响及侧向收缩的影响水深较小，决口靠下游侧水深较大。图3.3.1.2.1是决口进口断面B1-B1的水面线，从图中可以看到，不同口门宽度的溃口的水面线变化规律都是一致的，水面线在横向上从左到右先增大后减小，在x=493.5m处达到最大值，最大水位值从高到低依次是口门30m宽2.71m、口门40m宽2.53m、口门50m宽2.40m、口门60m宽2.39m、口门80m宽2.35m和口门100m宽2.29m，即不同口门宽度的断面最大水位随着口门宽度的增大而减小。不同口门宽度下B1-B1断面平均水深口门30m宽2.5口门40m宽口门50m宽口门60m宽2口门80m宽口门100m宽)1.5H(m10.50400410420430440450460470480490500X(m)图3.3.1.2.1不同口门宽度下B1-B1（y=100）断面水面线46 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析不同口门宽度下B-B断面平均水深口门30m宽2.5口门40m宽口门50m宽口门60m宽2口门80m宽口门100m宽)1.5mH(10.50400410420430440450460470480490500X(m)图3.3.1.2.2不同口门宽度下B-B（y=110）断面水面线不同口门宽度下B2-B2断面平均水深21.5)(mH1口门30m宽口门40m宽口门50m宽0.5口门60m宽口门80m宽口门100m宽0400410420430440450460470480490500X(m)图3.3.1.2.3不同口门宽度下B2-B2（y=120）断面水面线图3.3.1.2.2和图3.3.1.2.3分别是堤防中轴线断面B-B和决口岀口断面B2-B2的水面线，从图中可以明显看出，这两个断面的水面线变化规律与B1-B1断面的水面线变化规律基本一致，水面线在横向上从左到右都是先增大后减小，不同的是在x=498.5m达到最大水位值，堤防中轴线断面最大水位数值随着口门宽度的增大而减小，从高到低依次是口门30m宽2.50m、口门40m宽2.40m、口门50m和口门60m宽2.30m、口门80m宽2.27m和口门100m宽2.23m，决口岀口断面最大水位数值从高到低依次是口门30m宽2.29m、口门40m宽2.21m、47 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析口门60m宽2.16m、口门80m宽2.17m、口门100m宽2.14m和口门50m宽2.13m。对比三个断面的各不同口门宽度的最大水深可以发现决口进口断面水深大于堤防中轴线断面大于决口岀口断面，即随距堤脚线距离越远水越浅。3.3.2堤防决口不同口门宽度下的流速分布3.3.2.1A截面（A-A、A1-A1、A2-A2）流速图3.3.2.1.1~图3.3.2.1.2为不同口门宽度下决口处沿水流方向的三个不同断面在T=523s时的平均流速，横轴为决口平面沿水流方向长度（模型中的100m-120m范围）。从这三个不同断面的流速可以看出，A-A和A2-A2断面的流速沿水流方向逐渐增大，距堤脚线越远，流速越大，这是因为，据前面的水面线分析：水流在溃口处发生纵向跌落，且水面纵比降逐渐增大，形成较大水头落差，流体的势能转化为动能使得流速增大。图3.3.2.1.1为决口中轴线断面的平均流速：除口门80m和口门100m宽的决口流速随距堤脚线越远流速略有减小外，其他宽度口门的流速都是随距堤脚线越远，流速越大，且随口门宽度的减小，流速增大的线性斜率越大，各不同口门宽度的断面流速从大到小排列依次为口门30m宽、口门40m宽、口门50m宽、口门60m宽、口门80m宽和口门100m宽，即随口门宽度增加，决口中轴线断面流速减小。不同口门宽度下A-A断面平均流速口门30m宽5口门40m宽口门50m宽口门60m宽4.5口门80m宽口门100m宽4V(m/s)3.532.52100102104106108110112114116118120Y(m)图3.3.2.1.1不同口门宽度下A-A断面流速48 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析不同口门宽度下A1-A1断面平均流速543V(m/s)口门30m宽2口门40m宽口门50m宽口门60m宽1口门80m宽口门100m宽0100102104106108110112114116118120Y(m)图3.3.2.1.2不同口门宽度下A1-A1断面流速不同口门宽度下A2-A2断面平均流速5口门30m宽口门40m宽4.5口门50m宽口门60m宽4口门80m宽口门100m宽3.53V(m/s)2.521.51100102104106108110112114116118120Y(m)图3.3.2.1.3不同口门宽度下A2-A2断面流速图3.3.2.1.2是决口上游侧边界处断面的平均流速，从图中可以发现该断面的流速分布相对较为复杂：口门30m和400m宽的决口流速随距堤脚线越远，流速越大；在距堤脚线7m（y=107m）前，其他各不同口门宽度的断面流速变化不大，基本维持在某一流速不变；在距堤脚线7m（y=107m）后，口门80m和100m宽的决口流速迅速减小，口门50m和60m宽的决口流速逐渐增大；口门50m和60m宽的决口流速在距堤脚线12m（y=112m）后迅速减小。图3.3.2.1.3是决口下游侧边界处断面的平均流速，断面的流速沿水流方向逐渐增大，距堤49 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析脚线越远，流速越大，且随口门宽度的增大，流速逐渐减小。3.3.2.2B截面（B-B、B1-B1、B2-B2）流速图3.3.2.2.1~图3.3.2.2.3为不同口门宽度下决口处垂直于水流方向的三个不同断面在T=523s时的平均流速，横轴为口门宽度（坐标范围x=400m~500m），30m宽口门坐标范围x=470m~500m、40m宽口门坐标范围x=460m~500m、50m宽口门坐标范围x=450m~500m、60m宽口门坐标范围x=440m~500m、80m宽口门坐标范围x=420m~500m、100m宽口门坐标范围x=400m~500m。不同口门宽度下B1-B1断面平均流速6口门30m宽口门40m宽5口门50m宽口门60m宽口门80m宽4口门100m宽3V(m/s)210400410420430440450460470480490500X(m)图3.3.2.2.1不同口门形状下B1-B1（y=105）断面流速图3.3.2.2.1是决口进口附近断面的平均流速，从图中可以看到不同口门宽度的溃口的流速变化规律都是一致的，流速在横向上都是先增大后减小。各不同口门宽度的溃口的最大流速：口门30m宽为6.69m/s在x=471.5m处、口门40m宽为5.40m/s在x=464.5m处、口门50m宽为4.83m/s在x=453.5m处、口门60m宽为4.86m/s在x=444.5m处、口门80m宽为3.84m/s在x=436.5m处和口门100m宽为3.57m/s在x=422.5m处。可见，该断面各不同口门宽度的溃口的最大流速随口门宽度的增大而减小且都在决口左侧边界处附近，随口门宽度的增加，最大流速的位置距溃口左边界处越远。图3.3.2.2.2为决口堤防中轴线断面的平均流速。从图中可见，不同口门宽度的溃口的流速变化规律基本一致，流速曲线在横向上变化过程是先增大后减小，各不同口门宽度的溃口的最大流速：口门30m宽为6.39m/s在x=472.5m处、50 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析口门40m宽为5.10m/s在x=467.5m处、口门50m宽为4.69m/s在x=458.5m处、口门60m宽为4.39m/s在x=453.5m处、口门80m宽为3.52m/s在x=441.5m处和口门100m宽为3.18m/s在x=424.5m处，该断面各不同口门宽度的溃口的最大流速随口门宽度的增大而减小且都在左侧边界处附近，随口门宽度的增加，最大流速的位置距溃口左边界处越远。不同口门宽度下B-B断面平均流速6口门30m宽口门40m宽5口门50m宽口门60m宽口门80m宽4口门100m宽)3V(m/s210400410420430440450460470480490500X(m)图3.3.2.2.2不同口门形状下B-B（y=110）断面流速不同口门宽度下B2-B2断面平均流速6口门30m宽口门40m宽口门50m宽5口门60m宽口门80m宽口门100m宽4)V(m/s3210400410420430440450460470480490500X(m)图3.3.2.2.2不同口门形状下B2-B2（y=115）断面流速图3.3.2.2.3是决口出口附近断面的平均流速。由图可知，不同口门宽度的溃口的流速主体变化规律比较相似，流速曲线从左到右主要的变化过程是增大51 第三章堤防决口水力学特性数值模拟与分析→减小→增大→减小，其中30m宽口门的流速一直在减小；各不同口门宽度的溃口的最大流速为：口门30m宽为6.33m/s在x=472.5m处、口门40m宽为5.29m/s在x=468.5m处、口门50m宽为4.78m/s在x=461.5m处、口门60m宽为4.28m/s在x=455.5m处、口门80m宽为3.26m/s在x=443.5m处和口门100m宽为2.76m/s在x=428.5m处。对比三个断面的各不同口门宽度口门的最大流速发生位置可以发现，其最大流速位置基本在同一位置附近。3.4本章小结本章主要利用FLOW-3D对不同口门形状、不同口门宽度及不同水头作用下的堤防决口进行了数值模拟，从而得到这三种情况下的堤防决口的水位、水位场分布、流速及流速场分布等水力学特性，为堤防抢险及制定堤防决口封堵方案提供依据。通过前面对这三种条件下的堤防决口的水力学特性分析，可以得到以下结论：（1）水流在进入溃口后发生急速的侧向收缩和纵向跌落，水流沿水流方向距离堤脚处越远，水位越低；水流在溃口两侧堤角处产生了水跌，形成卷吸，并在下游形成水流折射，造成溃口水面线在横向上呈两边低、中间高的拱形。（2）不同决口口门形状的数值模拟结果表明：除V形决口的断面最大流速出现在决口中轴线附近外，其他口门形状的决口断面最大流速都出现在靠近决口进口左侧边界处，断面最大流速从大到小依次为矩形、U形、T2形、V形、T1形决口，其数值大小分别为6.69m/s、6.64m/s、5.78m/s、5.58m/s和5.42m/s。（3）随口门宽度增加，决口断面流速减小；各不同口门宽度的决口较大的流速主要分布在决口进口左侧发生水跌处及决口出口右侧边界处，且各不同口门宽度的决口的最大流速随口门宽度的增加而减小。（4）以上计算结果表明，在决口口门范围内，由于受河道水流纵向（水流向）流速的影响，决口口门范围内最大流速出现在靠近决口左侧边界处，极易造成堤防决口堤脚的冲刷而扩大决口宽度，因此建议在决口封堵时，对左侧决口堤脚及时进行裹头处理，以防扩大。52 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究4.1堤防决口封堵的材料选择决口封堵工程是一项紧迫、艰难、复杂的系统工程，涉及范围很广，在封堵过程中，堵口料体的选择极为重要，是堵口能否成功的关键环节之一。决口封堵材料的形式很多，大致可分为就地取材类、预制块体类、框架组合类和浮[25]体沉箱类等四类。抛投材料代表粒径的选择取决于决口封堵过程中的最大流速及抛投材料的综合稳定系数。在决口封堵过程中，水流速度是时刻变化的，最大流速具有一定模糊性。就地取材类主要包括埽料、块石和土工系统；预制块体类主要包括混凝土异型块体、铁棱角、大网笼；框架组合类主要有三脚架、钢木组合构架和堵口桁架，这类材料组装拆卸灵活；浮体沉箱类包括沉船技术和箱型结构物：船只是决口附近最容易得到的堵口材料，沉船技术可以快速减小决口处的过流量及流速，减缓口门被冲刷而加宽、加深，又可作为堵口抢险施工平台、拦石钢管栅等的上部支撑体。沉船技术是目前封堵决口初堵的有效措施之一，箱型结构物技术成本低廉、作业速度快，降低传统堵口作业方法的难度和风险。当溃口宽度、溃口流速在一定范围内时，用箱型结构物封堵溃口的作业方法是有效可行的，沉箱堵口后减缓水势效果较为明显，决口扩大的危害性可基本得到控制，为后续抛投作业提供良好的条件。4.2决口封堵材料的粒径研究4.2.1决口封堵抛石稳定标准与起动、止动流速在进行决口封堵时，决口不同部位的水力条件和边界条件是不同的。目前对于抛投材料究竟在何处稳定才被当作是稳定以往还存在不同的理解，目前有两种不同的看法：一种是认为应当从封堵材料对构成戗堤是否有效出发，认为凡是停留在戗堤范围内的材料均被视为是稳定的，即是封堵料从岸上抛到水面，再从水面沉入河底后，经过移动某一不超过堤防决口设计断面而流失到决口下游侧范围距离后，能够停止运动，并且不再起动，则称这个抛投材料是有效的、稳定的；另一种看法是，抛投材料必须稳定在口门上游脚或戗堤轴线以上，才53 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究说封堵材料是稳定的，即在决口底部的抛下的封堵材料，一直不随决口水流条件变化而在起动，并将起动时临界流速作为计算抛投材料重量的依据，因此也称为起动流速观点按这种见解，封堵材料的尺寸往往要求很大。上述两种观点计算所得抛投料粒径结果是不相同的。目前比较认同的观点是，所有封堵材料的块体都是从岸上抛下去的，自然要求它们能够止动于要求范围内，然后再不起动，所以用止动流速观点计算所需要的块体重量是符合实际的。从目前我国截流工程的实际经验来看，都采用了止动流速的概念，而且都是以S.V.Isbash公[58]式为基础，开展了平堵法及立堵粒径公式的修正。实际封堵中，除特制的人工块体和巨型块石是单体抛投外，一般石料都是车辆运输连续抛投，即群体抛投。群体抛投有以下三种表现：一是小粒径封堵料体在大粒径封堵料体的“掩护”下稳定；二是先稳定料体对水流有干扰作用，当使用四面体等大型封堵材料时，这种作用更为明显，先稳定下来的大型封堵料体会改变水流流态和垂线流速分布，其主要作用是使底部流速减小，有利于后抛投料体的稳定；三是采用大量构架材料封堵时，各构架相互嵌合形成整体结构。对于抛石料体稳定的计算条件而言，当依次单个地抛投块体时，在最先抛的块体中（从小粒径料体换大粒径料体的开始时刻），只要有一块能在在堤防轴线下方靠近堤脚处停下，则随之而来的抛投料体便可在其前方稳定下来，由此依次向前排，直到决口口门最底依次铺满封堵料体，再抛下去的料体又照此形成第二层，并直至堆到出水为止，所以第一块停下来的抛石料体的稳定条件便是计算条件。4.2.2决口封堵材料粒径的确定4.2.2.1S.V.Isbash（伊兹巴斯）公式前苏联著名水力学学者S.V.Isbash（伊兹巴斯）于第二次国际大坝会议上公布了截流封堵抛石粒径的半理论半经验公式，该公式广泛应用于截流工程，一[27]直至今，其表达式如下：γ−γsv=K⋅2g⋅⋅D（4-1）γ式中，v为作用于封堵材料上水流平均速度，K为稳定系数，D为封堵抛投块体引化直径，γ、γ分别为封堵抛投块体容重以及水的容重,g为重力加速度。s伊兹巴斯通过大量试验给出了稳定系数K的取值，抗滑控制时K取0.89，抗倾控制时K取1.20。该公式的适用条件为：（1）平堵封堵截流；（2）用起54 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究动流速观点推导及计算稳定系数K值；（3）试验用的是近圆形的卵砾石，单位3容重为2.64t/m。4.2.2.2单体封堵材料粒径与流速的关系六十年代以后，伊氏及其助手将抗滑稳定系数0.89修正为0.9，并将该公式应用于立堵，目前仍沿用该公式，主要有两点：（1）公式简单，应用方便；（2）有一定精度，偏于安全。在我国，武汉大学（原武汉水利电力学院）肖焕雄教授对该公式进行了修正，用止动流速的概念并结合模型试验确定综合稳定系数，[28-29]并将该公式应用于立堵封堵，其表达式为：γ−γsv=K⋅2g⋅⋅D（4-2）gγ式中，K为从止动流速概念出发推导的稳定止动系数，其他符号意义同式g（4-1）。从上两式可见，无论是起动流速还是止动流速，抛石粒径与流速的关系表达式完全一致，只是稳定系数的含义不同，因此确定抛投料体粒径与流速的关系关键在于确定稳定系数。我国对立堵封堵截流止动稳定系数的研究成果表明，对于止动稳定系数影响最大的是河床或决口底部的综合糙率，同时也对封堵料体的单体抛投、群体抛投做了大量试验，关于止动稳定系数取值的大量试验成果如下：一般块石（单体）封堵材料粒径与流速关系式如下：γ−γsv=0.9⋅2g⋅⋅D（4-3）γ图4.2.2.2.1不同容重单体块石封堵粒径与流速关系55 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究采取不同容重一般块石封堵粒径与流速关系如图4.2.2.2.1所示；在实际决口封堵时，可根据决口口门流速情况，并根据当地自然条件选择相应容重的块石封堵料，并根据上图确定块石封堵料粒径。单体混凝土块体（如混凝土立方体或四面体）封堵：′γs−γv=K⋅2g⋅⋅D（4-4）gγ3′式中，γ取2.4t/m，K按表4.2.2.1取。sg表4.2.2.1混凝土块体止动稳定系数表口门底部综合糙率n≤0.03n=0.035~0.045混凝土立方体0.57~0.590.76~0.80混凝土四面体0.51~0.530.68~0.72图4.2.2.2.2综合糙率n≤0.03混凝土立方体与四面体封堵粒径与流速关系3采取不同体型混凝土块体（立方体和四面体，容重γ取2.4t/m）封堵粒径s与流速关系如图4.2.2.2.2~4.2.2.2.3所示；在实际决口封堵时，可根据决口口门流速及口门底部糙率情况，确定混凝土块体体型并根据上图确定混凝土块体粒径。56 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究图4.2.2.2.3综合糙率n=0.035~0.045混凝土立方体与四面体封堵粒径与流速关系4.2.2.3群体封堵材料粒径与流速的关系实际封堵中，除特大块石或人工混凝土块体外，都是群体封堵料（混合石渣）抛投入水，并且都是采用非均匀混合封堵料，采用混合石渣封堵料进行封堵，有两个关键问题：一是设计计算中的代表粒径如何确定；二是理论研究中如何体现并表达群体抛投中的颗粒相互干扰及其与水流的相互作用。肖焕雄教[61]授通过理论分析及模型试验确定了稳定系数及代表粒径的选取，表达式如下：群体抛投混合料封堵：γ−γsv=0.93⋅2g⋅d（4-5）eγ群体抛投均匀石块封堵：γ−γsv=1.07⋅2g⋅d（4-6）eγ式中，d为混合石渣料的等值代表粒径，m。d的计算按如下公式：ee∑ΔPidid=（4-7）e100式中，ΔP为粒径d的石块重量占总重量的百分数。ii57 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究图4.2.2.3.1群体抛投混合料封堵代表粒径与流速关系图4.2.2.3.2群体抛投均匀料封堵代表粒径与流速关系采取采用群体抛投料进行封堵时，根据抛投料的容重及其粒径成分所绘制的封堵粒径与流速关系如图4.2.2.3.1~4.2.2.3.2所示；在实际决口封堵时，根据群体抛投料体的组成（混合料或均匀料，容重γ根据实际选料进行密度测定）s及决口口门流速，依照上图可群体抛投料体的代表粒径。58 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究4.3堤防决口不同封堵方法的水力学特性数值模拟及封堵技术方案4.3.1堤防决口的封堵方法[26]堤防决口封堵方法基本上可分为平堵、立堵、混合堵三种。立堵是从决口两端，沿设计的堵口坝基线向中间进占，逐渐缩窄口门，最后留下缺口，备足物料，抢堵合龙闭气。平堵是在选定的堵坝轴线上打桩架设施工便桥，桥上铺轨，装运块石或沉箱类，在溃口自下而上层层抛填，逐层填高，直至达到设计高度为止。当决口较大较深时，采用立堵与平堵结合的方法，可以相互取长补短，称为混合堵法。4.3.2立堵法决口封堵的水力学特性数值模拟本节拟采用立堵法对前面计算的7m水头下T2形决口水流稳定后的模型进行封堵模拟，得到其水力学特性，并将其结果与前面未封堵的原决口的水力学特性进行对比分析。模型选用长直河道下的7m水头下T2形决口模型，为计算3方便，封堵材料选用8个2m×2m×2m密度为1800kg/m的方块石，在决口进口断面、左右两侧叠两层放置，其在模型中的具体布置见图4.3.2.1所示。图4.3.2.1块石布置模型图模拟边界条件及FLOW-3D初始条件设置与前面长直河道下的7m水头下T2形决口模型的设置相同，模拟总时间也仍为600s，但FLOW-3D物理边界条件设置需激活运动模型，并对块石进行运动条件的设置，块石在初始静止，在T=403s时，下层块石开始向下运动，在其沉入决口底部后第二层块石开始运动。河道59 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究模型网格划分仍为2m×2m×1m，决口出口50m内平地网格加密为1m×1m×1m，决口处因封堵料块石体积较小，为提高计算精度将决口处网格加密为0.5m×0.5m×0.5m。在模拟过程中，当决口处水流趋于稳定后，初步选取前不同口门形状决口选取的截面的结果进行封堵前和封堵后的堤防决口水力学特性对比分析。4.3.2.1A截面（A-A、A1-A1、A2-A2）水深和流速分布断面A1-A1平均水深4立堵封堵后决口水深原决口水深3.532.5H(m)21.51100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.2.1.1封堵前、后断面A1-A1平均水深断面A-A平均水深4.5立堵封堵后决口水深原决口水深43.5H(m)32.52100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.2.1.2封堵前、后断面A-A平均水深60 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面A2-A2平均水深5立堵封堵后决口水深原决口水深4.543.5H(m)32.52100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.2.1.3封堵前、后断面A2-A2平均水深图4.3.2.1.1~图4.3.2.1.3是封堵前、后决口处A-A、A1-A1和A2-A2三个不同断面的平均水深。从这三个图中可以看到，决口中轴线左侧A1-A1断面封堵前、后的平均水深沿水流方向变化规律不同，该断面的封堵前、后水面线有两个交叉点，在距堤脚线y=110m前，立堵封堵后的水深要低于原决口水深，在距堤脚线y=110m之后，封堵后决口处的水深逐渐增大，比原决口处水面更高，随后又降低，小于封堵前的决口处水面；封堵前、后的决口中轴线断面A-A和决口中轴线右侧断面A2-A2的平均水深变化规律一致，且该两个断面封堵后的平均水深要低于封堵前的平均水深，采用立堵法封堵时，决口截面水深更趋于均匀化。断面A1-A1平均流速7.576.565.5V(m/s)5立堵封堵后决口流速原决口流速4.543.53100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.2.1.4封堵前、后断面A1-A1平均流速61 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面A-A平均流速7.5立堵封堵后决口流速7原决口流速6.565.5V(m/s)54.543.5100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.2.1.5封堵前、后断面A-A平均流速断面A2-A2平均流速7.5立堵封堵后决口流速7原决口流速6.565.5）V(m/s54.543.53100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.2.1.6封堵前、后断面A2-A2平均流速图4.3.2.1.4~图4.3.2.1.6是封堵前、后决口处A-A、A1-A1和A2-A2三个不同断面的平均流速。从这三个图中可以看到，决口中轴线左侧A1-A1断面封堵前、后的平均流速沿水流方向变化规律不一样，封堵前的决口断面流速沿水流方向逐渐增大，封堵后的决口断面流速变化更复杂，沿水流方向起伏增大，且该断面封堵后的平均流速要小于原决口断面平均流速；而封堵前、后的决口中轴线断面A-A和决口中轴线右侧断面A2-A2的平均流速沿水流方向的变化规律一致，都是随距堤脚线距离越远，流速呈线性增长的趋势，但这两个断面封堵后的平均流速要大于封堵前的平均流速。62 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究4.3.2.2B截面（B-B、B1-B1、B2-B2）水深和流速分布断面B1-B1平均水深7.2立堵封堵后决口水深7原决口水深6.86.66.46.2H(m)65.85.65.45.2470475480485490495500X(m)图4.3.2.2.1封堵前、后断面B1-B1（y=100m）平均水深图4.3.2.2.1~图4.3.2.2.3是封堵前、后决口处B-B、B1-B1、B2-B2三个不同断面的平均水深。从这三个图中可以看到，决口进口B1-B1断面封堵前、后的平均水深在横向上都是先减小后增大，该断面的封堵前、后水面线有部分交叉，其分别在x=486m和x=483m处达到最小水深；B-B、B2-B2断面封堵前、后的平均水深在横向上的变化规律大致相似，且总体来说，在断面的左右两侧，封堵后的平均水深要高于封堵前的平均水深，但在断面中间部位，封堵后的平均水深要小于封堵前的平均水深。断面B2-B2平均水深4.5立堵封堵后决口水深4原决口水深3.532.5H(m)21.510.50470475480485490495500X(m)图4.3.2.2.2封堵前、后断面B2-B2（y=105m）平均水深63 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面B-B平均水深4立堵封堵后决口水深3.5原决口水深32.52H(m)1.510.50470475480485490495500X(m)图4.3.2.2.3封堵前、后断面B-B（y=110m）平均水深图4.3.2.2.4~图4.3.2.2.6是封堵前、后决口处B-B、B1-B1、B2-B2三个不同断面的平均流速。从这三个图中可以看到，决口进口B1-B1断面封堵前、后的平均流速整体变化趋势在横向上都是先增大后减小，该断面的封堵前、后流速有两个交叉点，其分别在x=475m和x=479m处达到最大流速5.37m/s和5.27m/s，在x=480m左侧，封堵后的流速要小于封堵前的平均流速，在x=480m右侧，封堵后的流速要大于封堵前的平均流速；B2-B2断面封堵前、后的平均流速整体上在横向上呈两边低、左侧及中间高的不对称高拱形分布，但封堵后的平均流速在横向上有一些起伏变化，其都在x=475.5m处达到最大流速7.19m/s和6.57m/s，在x=484m左侧，封堵后的流速要小于封堵前的平均流速，在x=484m右侧，封堵后的流速要大于封堵前的平均流速。B-B断面封堵前、后的平均流速在横向上的变化规律大致相似，平均流速整体上在横向上呈两边低、左侧及中间高的不对称高拱形分布，且总体来说，在x=485m左侧，封堵后的流速要小于封堵前的平均流速，在x=485m右侧，封堵后的流速要大于封堵前的平均流速。总体上，对于B截面而言，封堵后流速分布更为均匀，最大流速较封堵前有所降低。64 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面B1-B1平均流速6立堵封堵后决口流速5.5原决口流速54.543.5V(m/s)32.521.51470475480485490495500X(m)图4.3.2.2.4封堵前、后断面B1-B1（y=100m）平均流速断面B2-B2平均流速7立堵封堵后决口流速原决口流速654V(m/s)3210470475480485490495500X(m)图4.3.2.2.5封堵前、后断面B2-B2（y=105m）平均流速断面B-B平均流速7立堵封堵后决口流速原决口流速654V(m/s)3210470475480485490495500X(m)图4.3.2.2.6封堵前、后断面B-B（y=110m）平均流速65 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究4.3.3平堵法决口封堵的水力学特性数值模拟本节拟采用平堵法对前面计算的7m水头下T2形决口水流稳定后的模型进行封堵模拟，得到其水力学特性，并将其结果与前面未封堵的原决口的水力学特性进行对比分析。模型选用长直河道下的7m水头下T2形决口模型，封堵材料选用与3立堵法相同的8个2m×2m×2m密度为1800kg/m的方块石，在决口中轴线左右两侧叠两层放置，封堵平面图及其在模型中的具体布置见图4.3.3.1所示。模拟边界条件及FLOW-3D初始条件设置、网格的具体划分等皆与立堵法一致。在模拟过程中，当决口处水流趋于稳定后，初步选取前不同口门形状决口选取的截面的结果进行封堵前和封堵后的堤防决口水力学特性对比分析。图4.3.3.1块石布置模型图4.3.3.1A截面（A-A、A1-A1、A2-A2）水深和流速分布图4.3.3.1.1~图4.3.3.1.3是封堵前、后决口处A-A、A1-A1和A2-A2三个不同断面的平均水深。从这三个图中可以看到，决口中轴线左侧A1-A1断面封堵前、后的平均水深沿水流方向变化规律大致相同，都是沿水流方向随距堤脚线越远，水深减小，且在距堤脚线y=109m前，平堵封堵后的水深要高于原决口水深，在距堤脚线y=109m之后，封堵后决口处的水深小于封堵前的决口处水面；决口中轴线断面A-A和决口中轴线右侧断面A2-A2封堵前、后的平均水深变化规律不同，封堵前的决口水面线沿水流方向随距堤脚线越远呈线性减小趋势，封堵后的水面线在沿水流方向上是先减小后增大而后再减小的变化过程，且总体来说，这两个断面封堵后的平均水深要低于封堵前的平均水深。66 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面A1-A1平均水深4.5平堵封堵后决口水深原决口水深43.53H(m)2.521.5100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.3.1.1封堵前、后断面A1-A1平均水深断面A-A平均水深4.5平堵封堵后决口水深原决口水深43.5H(m)32.52100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.3.1.2封堵前、后断面A-A平均水深断面A2-A2平均水深4.5平堵封堵后决口水深原决口水深43.5H(m)32.52100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.3.1.3封堵前、后断面A2-A2平均水深67 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面A1-A1平均流速7.576.5平堵封堵后决口流速6原决口流速5.5V(m/s)54.543.53100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.3.1.4封堵前、后断面A1-A1平均流速断面A-A平均流速7平堵封堵后决口流速原决口流速6.565.5V(m/s)54.543.5100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.3.1.5封堵前、后断面A-A平均流速断面A2-A2平均流速7平堵封堵后决口流速6.5原决口流速65.55V(m/s)4.543.53100102104106108110112114116118120Y(m)图4.3.3.1.6封堵前、后断面A2-A2平均流速68 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究图4.3.3.1.4~图4.3.3.1.6是封堵前、后决口处A-A、A1-A1和A2-A2三个不同断面的平均流速。从这三个图中可以看到，决口中轴线左侧A1-A1断面封堵前、后的平均流速沿水流方向变化规律大致相似，封堵前、后决口断面流速都是沿水流方向逐渐增大，该断面封堵后的平均流速基本上要大于封堵前的平均流速；而封堵前、后的决口中轴线断面A-A和决口中轴线右侧断面A2-A2的平均流速沿水流方向的变化规律有部分区别，封堵前的决口流速随距堤脚线距离越远呈线性增长的趋势，封堵后在堤防中轴线（y=110m）左侧决口流速沿水流方向起伏增大，在堤防中轴线（y=110m）右流速变化规律与封堵前决口流速的变化规律一致，总体上，这两个断面封堵后的平均流速大部分要小于原决口断面平均流速。4.3.3.2B截面（B-B、B1-B1、B2-B2）水深和流速分布图4.3.3.2.1~图4.3.3.2.3是封堵前、后决口处B-B、B1-B1、B2-B2三个不同断面的平均水深。从这三个图中可以看到，决口进口B1-B1断面封堵前、后的平均水深在横向上变化有部分区别，封堵前水深是先减小后增大，封堵后的水深是先减小后增大再减小再增大的起伏变化过程，该断面的封堵前、后水面线有两个交叉点，其最小水深都在x=476.5m处达到；B-B、B2-B2断面封堵前、后的平均水深在横向上的变化规律大致相似，其水面线在横向上呈两边低、中间及右侧偏高的不对称高拱形分布，且总体来说，断面中间部位，封堵后的平均水深要小于封堵前的平均水深。断面B1-B1平均水深7.2平堵封堵后决口水深7原决口水深6.86.66.46.2H(m)65.85.65.45.2470475480485490495500X(m)图4.3.3.2.1封堵前、后断面B1-B1（y=100m）平均水深69 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面B2-B2平均水深4.5平堵封堵后决口水深4原决口水深3.532.5H(m)21.510.50470475480485490495500X(m)图4.3.3.2.2封堵前、后断面B2-B2（y=105m）平均水深断面B-B平均水深4平堵封堵后决口水深3.5原决口水深32.52H(m)1.510.50470475480485490495500X(m)图4.3.3.2.3封堵前、后断面B-B（y=110m）平均水深断面B1-B1平均流速6平堵封堵后决口流速5.5原决口流速54.543.5V(m/s)32.521.51470475480485490495500X(m)图4.3.3.2.4封堵前、后断面B1-B1（y=100m）平均流速70 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究断面B2-B2平均流速7平堵封堵后决口流速原决口流速654V(m/s)3210470475480485490495500X(m)图4.3.3.2.5封堵前、后断面B2-B2（y=105m）平均流速断面B-B平均流速平堵封堵后决口流速7原决口流速654V(m/s)3210470475480485490495500X(m)图4.3.3.2.6封堵前、后断面B-B（y=110m）平均流速图4.3.3.2.4~图4.3.3.2.6是封堵前、后决口处B-B、B1-B1、B2-B2三个不同断面的平均流速。从这三个图中可以看到，决口进口B1-B1断面，在决口中轴线（x=485m）左侧封堵前、后的平均流速变化规律在横向上都是先增大后减小，在决口中轴线（x=485m）右侧，封堵后的决口流速变化是先减小后增大，而原决口流速变化是一直减小，封堵前、后的都在x=474.5m处达到最大流速，分别为5.37m/s和4.82m/s；对于B2-B2和B-B断面，在x=488m左侧，封堵前、后的平均流速变化规律在横向上都是先增大后减小，在x=488m右侧，封堵后的决口流速变化是先增大后减小，而原决口流速变化是一直减小，B2-B2断面封堵前、后都在x=477m处达到最大流速，分别为7.19m/s和7.07m/s，B-B断面封堵前、后都在x=478m处达到最大流速，分别为7.16m/s和7.47m/s。总体上，平堵法在71 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究B截面上的流速分布更趋于均匀，最大流速有所降低。4.3.4决口封堵技术方案探讨图4.3.4.1决口封堵的作业流程图表4.3.4.1决口封堵作业人员编组及设备人员编组作业内容主要机械（仪器）装备道路保障、封堵料路桥器材、舟艇器材、流速仪、先遣作业分队体装备保障测距仪等工程标定、测量及决口封堵准备工程勘察分队舟艇器材、流速仪、测距仪等险情监测与评估阶段堤头裹护分队堤口裹护舟艇、土袋运输车等封堵料体准备块石料准备及块各类工程机械等分队石料装袋或装笼运输分队封堵料的运输物料运输车、卡车等决口封堵作业阶段封堵料的抛投、决封堵作业分队自卸卡车、推土、碾压车等口封堵进占后续作业阶段后续作业分队防渗闭气物料运输车辆等封堵堤坝溃口是一项紧迫性和艰巨性的任务，汛前制定详细作业方案可为抢险演练和实际堵口作业提供指导，确保堤坝溃决险情发生后，堵口作业即可72 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究快速、有条不紊地展开。图4.3.4.1为决口封堵的作业流程图，表4.3.4.1为该方案的作业人员编组及主要设备。实际作业中，应根据险情大小确定人员及器材数量，并制定相应征调与运输方案。本文第四章及第4.3节计算并分析了不同口门形状、不同口门宽度的堤防决口流速的空间分布情况以及采取平堵、立堵封堵后的决口流速分布情况，本节根据计算结果对决口封堵方案进行初步探讨，实际作业时，仍需根据决口现场实际情况合理制定。从不同决口口门形状（矩形、T1形、T2形、U形，口门宽度30m）水力学特性数值模拟结果来看，水流在进入决口后发生侧向收缩及纵向跌落，决口左侧（相应于河道上游侧）水位低，而右侧（相应于河道下游侧）发生了水位雍高；最大流速位于决口左侧附近，决口右侧流速相应较小；此种模拟情况类似于堤防决口封堵后期（合龙），因此在最后封堵时，建议决口左侧做好裹头处理，采取从决口口门右侧沿堤防上堤脚线单边进占进行封堵，以避免左侧流速高而导致抛投块体被冲走。对于V形决口而言，从流速分布来看，V形决口最大流速位于口门中部，因此看采取双边进占方式进行封堵。进占封堵材料可选择块石群体抛投，相应块石群体抛投代表粒径可根据当地自然条件所选封堵材料的容重，并按图4.2.2.3.1确定；若口门流速较高，可先采用大粒径块石单体抛投，单体抛投粒径可根据块石容重按图4.2.2.2.1确定，以降低流速，流速降低后可采取群体抛投方式进占合龙。从不同决口口门宽度水力学特性数值模拟结果来看，决口口门越宽，沿决口口门宽度方向的流速相比窄口门的流速分布越趋于均匀，最大流速出现部位由决口左侧向中间转移，此类情况类似于决口封堵的初期（决口口门较宽），封堵时可对决口左、右侧沿上堤脚线双边进占封堵，封堵材料可采用块石群体抛投，相应块石群体抛投代表粒径可根据当地自然条件所选封堵材料的容重，并按图4.2.2.3.1确定。随着决口口门的缩窄，决口宽度方向的流速分布及其大小发生改变，最大流速位置向决口左侧转移，且流速增大，此时可对决口左侧进行裹头处理，改由决口右侧单边进占封堵，并根据实测流速情况增大抛投材料粒径，直至合龙。在决口口门形状及口门宽度一定条件下，不同作用水头决口水力学特性数值模拟来看，不同水头下决口流速分布特性及最大流速数值基本相似，封堵方法仍根据决口宽度确定。对于封堵方法而言，无论立堵法还是平堵法，在封堵过程中，决口处的平73 第四章堤防决口封堵的水力学特性与封堵料粒径研究均水深及流速都趋于均匀化，断面平均流速有所降低；从施工难易程度上分析，平堵法适合单体大块石封堵，在合龙期（口门宽度较小）可以采用；对于决口封堵的初期（宽口门），采用群体块石立堵法抛投更加快捷高效。4.4本章小结本章主要分析了决口封堵材料的粒径要求，并利用FLOW-3D对立堵、平堵法决口封堵的水力学特性进行了数值模拟，从而得到封堵过程中决口的水位、水位场分布、流速及流速场分布等水力学特性的变化特征，根据决口处流速分布特点，对封堵技术方案进行了探讨，为堤防抢险及制定堤防决口封堵方案提供依据，得到以下结论：（1）决口封堵抛石稳定标准以止动流速作为计算所需块体重量或粒径，不同抛石料体粒径选择可参考本章所绘制的粒径~流速关系图，根据实测决口最大流速和所选定的抛石材料，确定抛石粒径或代表粒径。（2）决口口门越宽，沿决口口门宽度方向的流速相比窄口门的流速分布越趋于均匀，最大流速出现部位由决口左侧向中间转移，此类情况类似于决口封堵的初期（决口口门较宽），封堵时可对决口左、右侧沿上堤脚线双边进占封堵，封堵材料可采用块石群体抛投；随着决口口门的封堵缩窄，决口宽度方向的流速分布及其大小发生改变，最大流速位置向决口左侧转移，且流速增大，此时可对决口左侧进行裹头处理，改由决口右侧单边进占封堵，并根据实测流速情况增大抛投材料粒径，直至合龙。（3）从立堵法、平堵法封堵决口的水力学数值模拟结果来看，无论立堵法还是平堵法，在封堵过程中，决口处的平均水深及流速都趋于均匀化，断面平均流速有所降低决口宽度方向流速分布更加均匀，更加有利于后续的封堵直至合龙；从施工难易程度上分析，平堵法适合单体大块石封堵，在合龙期（口门宽度较小）可以采用；对于决口封堵的初期（宽口门），采用群体块石立堵法抛投更加快捷高效。74 第五章结论第五章结论本文对堤防常见的决口类型、决口机理进行了大量资料调研和分析，对当前堤防溃决水流的数值模拟方法的研究进展进行了总结和分析，并基于FLOW-3D数值模拟软件对不同堤防决口类型、不同决口宽度下决口的水力学特性进行了数值模拟，分析了不同抛投材料粒径与流速之间的关系，同时对立堵和平堵法封堵决口的水力学特性进行了数值模拟，本文主要得到以下结论：（1）基于FLOW-3D三维数值模拟软件对文献中局部瞬间溃坝、矩形障碍物溃坝及三角形障碍溃坝三个广泛采用的算例进行数值模拟，并将FLOW-3D的计算结果与SoaresFrazao、Wang、C.Biscarini等代表性的文献结果作了对比进行模型验证，基于FLOW-3D计算结果和文献的结果基本一致，验证了数值模型的准确性，明确了基于FLOW-3D对堤防决口水力学特性的模拟是可行的。（2）堤防决口后，河道水流在进入溃口后发生急速的侧向收缩和纵向跌落，沿水流方向距离堤脚处越远，水位越低；水流在溃口两侧堤角处产生了水跌，形成卷吸，并在下游形成水流折射，溃口水面线在横向上呈两边低、中间高的拱形；在决口进口处，不同决口口门形状的水面线从高到低依次为V形、T1形、U形、T2形和矩形决口；除V形决口的断面最大流速出现在决口中轴线附近外，其他口门形状的决口断面最大流速都出现在靠近决口左侧边界处，断面最大流速从大到小依次为矩形、U形、T2形、V形、T1形决口。（3）随着决口口门宽度的增加，决口进口处水位逐渐减小，水流溃口水面线在横向上呈两边低、中间高的拱形，各不同口门宽度的水位在横向上是溃口左右两侧边界处小、中间大，且各不同口门宽度的最大水位出现在x=499.5m处；随口门宽度增加，决口断面流速减小，各不同口门宽度的决口较大的流速主要分布在决口进口左侧发生水跌处及决口出口右侧边界处，且各不同口门宽度的决口的最大流速随口门宽度的增加而减小。（4）在决口口门范围内，由于受河道水流纵向（水流向）流速的影响，决口口门范围内最大流速出现在靠近决口左侧边界处，极易造成堤防决口堤脚的冲刷而扩大决口宽度，因此建议在决口封堵时，对左侧决口堤脚及时进行裹头处理，以防扩大。75 第五章结论（5）决口封堵抛石稳定标准以止动流速作为计算所需块体重量或粒径，不同抛石料体粒径选择可参考本文所绘制的粒径~流速关系图，根据实测决口最大流速和所选定的抛石材料，确定抛石粒径或代表粒径。（6）决口口门越宽，沿决口口门宽度方向的流速相比窄口门的流速分布越趋于均匀，最大流速出现部位由决口左侧向中间转移，此类情况类似于决口封堵的初期（决口口门较宽），封堵时可对决口左、右侧沿上堤脚线双边进占封堵，封堵材料可采用块石群体抛投；随着决口口门的封堵缩窄，决口宽度方向的流速分布及其大小发生改变，最大流速位置向决口左侧转移，且流速增大，此时可对决口左侧进行裹头处理，改由决口右侧单边进占封堵，并根据实测流速情况增大抛投材料粒径，直至合龙。（7）从立堵法、平堵法封堵决口的水力学数值模拟结果来看，无论立堵法还是平堵法，在封堵过程中，决口处的平均水深及流速都趋于均匀化，断面平均流速有所降低决口宽度方向流速分布更加均匀，更加有利于后续的封堵直至合龙；从施工难易程度上分析，平堵法适合单体大块石封堵，在合龙期（口门宽度较小）可以采用；对于决口封堵的初期（宽口门），采用群体块石立堵法抛投更加快捷高效。76 致谢致谢首先感谢我的导师陈合爱教授、李火坤副教授，衷心感谢他们对我的悉心教导，让我能顺利完成本次毕业设计。从论文的选题、资料的收集、相关软件的培训学习、论文工作中难题的解决都离不开老师的指导和帮助。在毕业论文设计期间，导师渊博的知识、开拓的思维、严谨的治学态度和诲人不倦的教学态度都给我留下了深刻的印象，尤其是模型研究过程中相关难题的解决，老师提出的每个办法都让我深受启发，在论文的撰写过程中，老师也提出了很多宝贵的意见，在此，我再次向我的导师表示衷心的感谢。在论文工作期间也得到了实验室其他师兄弟的帮助，在此一并表示感谢。最后，向所有鼓励、支持、关心和帮助过我的所有老师、同学、亲人、朋友致以诚挚的谢意，谢谢你们！77 参考文献参考文献[1]王运辉.防汛抢险技术[M].武汉：武汉水利电力大学出版社,1999.[2]张大伟.堤坝溃决水流数学模型及其应用研究[D].清华大学,2008.[3]H.K.Versteeg,W.Malalasekera.AnIntroductiontoComputationalFluidDynamics:TheFiniteVolumeMethod[M].PrenticeHall,NewYork,2007.[4]王福军.计算流体动力学分析[M].北京：清华大学出版社,2004.[5]许唯临,杨永全,吴持恭.具有起伏表面的紊流数值模拟[J].水利学报，1990，10：16-22.[6]许唯临.紊流代数应力模型在水力学中的应用研究[D].成都科技大学,1991,05.[7]艾海峰.三维水流数值模拟及其在水利工程中的应用[D].天津大学,2005.[8]韩国其.天然水流三维数值模拟[D].南京；河海大学，1989.[9]ChanR.K.Acomputerstudyoffinite-amplitudewaterwavesJcompuPhys,1970.06.[10]金忠青，戴会超.坝下效能工局部水流的数值模拟[J].水动力学研究与进展,1994，9(4)：163~169.[11]HirtCWandNicholsBD,Volumeoffluid(VOF)fortheDynamicsofFreeBoundaries,JournalofComputationalPhysics,1981,39:201-225.[12]程永光.计算流体动力学[M].北京:中国水利水电出版社,2014.[13]P.Moin,Progressinlargeeddysimulationofturbulenceflows.AIAApaper,97-157,1997.[14]张健,方杰,范波芹.VOF方法理论与应用综述[J].水利水电科技进展,2005，25(2):67-70.[15]李家星,赵振兴.水力学(下)[M].南京:河海大学出版社,2001:204-206.[16]StokerJJ.WaterWave[M].NewYork:IntersciencePublishers,1957:334-341.[17]Shih-TunSu,AlbertHBames.GeometricandfrictionalEffectsonsuddenReleases[J].JHydraulEng,1970.96(HY11):2185-2200.[18]ChenC,AmbrusterJT.Dam-Breakwavemodel:formulationandverification[J].JHydraulEng,1980,106(5):747-767.[19]林秉南,龚振滋,王连祥.突泄坝址过程线简化分析[J].清华大学学抵1980,(2)l:17-31.[20]HuntB.Dam-breakSolution[J].JHydraulEng,1984,1l0(6):675-686.[21]HuntB.Aninvisciddam-breaksolution[J].JHydraulRes,1987,25(3):313-327.[22]HuntB.Asymptoticsolutionfordam-breakproblem[J].JHydraulDiv,1982,108(HY1):115-126.[23]谭振宏.平底棱柱形水库溃坝波分析[J].水利学报,1992,37-47.[24]谢任之.溃坝水力学四.济南:山东科学技术出版社,1993.[25]谢任之.平底无阻力河床溃坝波的瞬间全溃解[J].水力学报,1984,49-56.[26]MenendezAN,NavarroF.Anexperimentalstudyonthecontinuousbreakingofdam[J].JHydraulRes.1990,28(6):753-77178 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