陳 明，陳沿吉，苗健康，黃海津

(1. 重慶交通大學(xué) 水利水運(yùn)工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400074； 2. 湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院有限公司，湖南 長沙 410200)

隨著西部大開發(fā)和“一帶一路”倡議的實(shí)施，高壩通航成為未來發(fā)展趨勢。為保障高壩通航，建設(shè)超高水頭、大尺度船閘具有廣闊的應(yīng)用前景。蘇聯(lián)有單級水頭達(dá)42 m的烏斯基-卡米諾阿爾斯基船閘[1-2]；美國修建了多座水頭超過30 m的高水頭船閘[3]。我國也修建了多座設(shè)計(jì)水頭接近或超過40 m的高水頭船閘，如長江三峽船閘[4]、黔江大藤峽船閘[5]、烏江銀盤船閘[6]、沅水五強(qiáng)溪船閘[7]、贛江萬安船閘[8]等。已建的三峽船閘是國內(nèi)外多級船閘之最，閘室尺寸為280 m×34 m，總水頭113.0 m；基本建成的大藤峽船閘是國內(nèi)單級船閘之最，閘室有效尺寸280 m×34 m，最大水頭40.25 m。超高水頭、大尺度情況下，如何在有限時間和有限水深內(nèi)快速高效地消殺能量，以確保閘室內(nèi)船舶停泊安全，是當(dāng)下研究的重點(diǎn)。

明溝消能工是國內(nèi)外常采用的消能型式之一，其消能途徑為側(cè)支孔高速射流沖擊明溝邊壁，水流反射摻混。陳明等[9]結(jié)合廣西左江山秀二線船閘工程，針對船閘閘底長廊道單明溝消能問題，對閘室充水過程進(jìn)行三維數(shù)值模擬，研究認(rèn)為在明溝內(nèi)增設(shè)一道消力檻可顯著提高消能效果。然而超高水頭、大尺度情況下，單位時間內(nèi)進(jìn)入閘室的能量迅猛增加，單明溝消能工因閘室橫向水流分配不均，能量耗散不充分等劣勢，已不能滿足高水頭大尺度船閘的消能要求。鑒于此，我國研究人員基于單明溝提出了雙明溝和三明溝型式。宣國祥等[10]針對桂平二線船閘閘底長廊道輸水系統(tǒng)，開展了閘室水流條件和船舶系纜力試驗(yàn)研究，提出了調(diào)整水流橫向分配更好的雙明溝型式。呂偉東等[11]針對側(cè)墻長廊道單明溝、雙明溝及三明溝消能工，對比分析了3種明溝型式的消能效果，結(jié)果表明三明溝消能效果最佳，雙明溝和單明溝消能效果較為接近。楊艷紅等[12]針對設(shè)計(jì)水頭為40.25 m、閘室尺度265 m×34 m×5.8 m（長×寬×檻上最小水深）、閘底縱支廊道明溝消能四區(qū)段出水的輸水系統(tǒng)，分析了閘室三維水力特性，并揭示了支孔流量分布規(guī)律和明溝消能機(jī)理。綜上研究，對單級水頭達(dá)40 m級的閘室明溝消能研究相對較少，對60 m級超高水頭大尺度船閘的明溝消能的研究更少。李靜嫻[13]在恒定流量的前提下，采用三維數(shù)值模擬方法對60 m級超大輸水功率船閘閘室明溝消能的水力特性和消能效果展開研究，分析不同出水孔層數(shù)、垂向孔間距及開孔角度下明溝的消能特性，然而，該研究重點(diǎn)針對單明溝型式，且其邊界條件為恒定流，這與船閘實(shí)際輸水過程存在差異。

本文在前人研究基礎(chǔ)上，研究大尺度超高水頭船閘閘底廊道雙層側(cè)支孔單明溝和雙明溝的消能特性，并對比分析兩種明溝消能工布置型式的消能效果，同時針對雙層側(cè)支孔單明溝布置型式（側(cè)支孔為平行錯開布置，錯孔距離為2.5 m），分析垂向支孔間距對消能效果的影響規(guī)律。

1 模型建立

1.1 研究對象及計(jì)算內(nèi)容

本文研究對象為設(shè)計(jì)水頭60 m，有效尺度為280 m×40 m（長×寬）的閘室。參照已建大尺度高水頭船閘建設(shè)和運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)，計(jì)算模型的輸水時間選取14 min，閥門開啟時間為8 min。根據(jù)《船閘輸水系統(tǒng)設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算得m′＜2.5（m′為判別系數(shù)，當(dāng)m′＞3.5時，采用集中輸水系統(tǒng)；當(dāng)m′＜2.5時，采用分散輸水系統(tǒng)），擬采用垂直分流閘底縱支廊道二區(qū)段輸水系統(tǒng)型式。本文主要對比雙層側(cè)支孔單明溝型式及雙明溝型式的消能效果，如圖1和2所示（圖1中d代表側(cè)支孔垂向間距，圖2中b代表單個明溝寬度），其中側(cè)支孔寬度為0.45 m，詳細(xì)工況組合見表1。

圖1 雙層側(cè)支孔單明溝型式（單位：cm）Fig. 1 Single open ditch with double-layer side ports (unit: cm)

圖2 雙明溝型式（單位：cm）Fig. 2 Double open ditches (unit: cm)

表1 計(jì)算工況組合Tab. 1 Combination of calculation conditions

1.2 計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格剖分

根據(jù)輸水系統(tǒng)和閘室布置的對稱性，計(jì)算區(qū)域選取了整個閘室區(qū)域的1/4進(jìn)行模擬研究，計(jì)算區(qū)域長155 m，寬20 m，沿閘室縱向布置22個側(cè)支孔，側(cè)支孔縱向錯位間距為5 m。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對其進(jìn)行剖分，同時對明溝、側(cè)支孔及附近區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，各工況條件下的最小網(wǎng)格尺寸控制為0.3 m。雙層側(cè)支孔單明溝型式網(wǎng)格單元總數(shù)約為157萬個，節(jié)點(diǎn)總數(shù)約為165萬個；雙明溝型式網(wǎng)格單元總數(shù)約為74萬個，節(jié)點(diǎn)總數(shù)約為79萬個。

本文選取整個閘室區(qū)域的1/4建立三維數(shù)學(xué)模型，對稱面上設(shè)置對稱邊界條件，閘室出口為空氣壓力出口邊界，廊道進(jìn)口為質(zhì)量流進(jìn)口邊界，其余均為無滑移的壁面邊界（圖3），流量過程線見圖4。

圖3 模型邊界條件Fig. 3 Boundary conditions

圖4 流量過程線Fig. 4 Time-history of the flow rate

1.3 計(jì)算原理和方法

考慮到側(cè)支孔出流均具有高速射流特性，而高速射流各向異性較強(qiáng)，因此本文采用RNGk-ε紊流模型進(jìn)行模擬。具體模型見文獻(xiàn)[14-15]。采用SIMPLEC算法對離散的控制方程組進(jìn)行迭代求解，采用VOF法對閘室自由水面進(jìn)行捕捉。其連續(xù)方程、動量方程和k、ε方程分別表示如下：

式中：ρ和p分 別為體積分?jǐn)?shù)加權(quán)平均密度和修正壓力；μ 為 體積分?jǐn)?shù)加權(quán)平均的分子黏性系數(shù)；μt為紊流黏性系數(shù)，由紊動動能k和紊動動能耗散 ε求 出，即 μt=ρCμk2/ε；g為重力加速度； μeff為有效黏性系數(shù)，μeff=μ+μt；Gk為平均速度梯度引起的紊動能產(chǎn)生項(xiàng)：上述各張量表達(dá)式中：ui為xi方向的速度分量，i、j取值為1、2、3；方程中通用模型常數(shù)取值分別為Cμ=0.084 5，αk=αε=1.39，C1ε=1.42，C2ε=1.68 ，η0=4.377， β=0.012。

2 模型驗(yàn)證

以雙明溝布置型式為基礎(chǔ)，開展測點(diǎn)流速的對比分析，雙明溝物理模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)引自文獻(xiàn)[16]。本文選取最小網(wǎng)格尺寸0.3 m，并將閘室中部距閘底10.4 m斷面處流速與物理模型進(jìn)行驗(yàn)證對比，結(jié)果見圖5。

由圖5可見，最小網(wǎng)格尺寸0.3 m時的數(shù)學(xué)模型計(jì)算結(jié)果與物理模型實(shí)測結(jié)果變化趨勢整體上吻合良好，除個別邊墻測點(diǎn)以外，其余測點(diǎn)流速誤差均在±0.05 m/s之內(nèi)。

圖5 斷面測點(diǎn)流速Fig. 5 Velocity profiles of typical section points

以單明溝布置型式為基礎(chǔ)，從有限空間中三維壁面射流展向、垂向速度分布兩方面開展物理模型數(shù)據(jù)和數(shù)學(xué)模型計(jì)算結(jié)果的對比分析（坐標(biāo)原點(diǎn)O位于射孔底部的中心，縱向?yàn)閄軸、垂向?yàn)閅軸、橫向?yàn)閆軸，展向?yàn)閄OZ面，垂向?yàn)閄OY面），試驗(yàn)數(shù)據(jù)引自文獻(xiàn)[17]。單明溝型式中，側(cè)支孔尺寸為0.45 m×1.70 m（寬×高），以支孔面積平方根D作為長度比尺（D=0.875 m）。明溝寬度為4 m，提取軸向距離4D（3.5 m）處的速度分布為驗(yàn)證斷面，無量綱速度分布如圖6所示（其中Z′展向速度分布半寬值，y′為垂向速度分布半寬值，U為軸向射流速度，Umax為統(tǒng)計(jì)斷面上的最大軸向射流速度）。

由圖6（a）可知，展向速度分布曲線與物理模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。由圖6（b）可知，垂向速度分布曲線與物理模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)整體吻合較好，但在y/y′＞1.2區(qū)域存在一定差異，這與約束條件不一致有關(guān)。總體而言，射孔展向和垂向速度分布與物理模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，故認(rèn)為采用RNGk-ε紊流模型可較好地模擬船閘輸水系統(tǒng)水力特性。

圖6 斷面流速分布Fig. 6 Velocity profiles on typical sections

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 雙層側(cè)支孔單明溝消能特性

衡量船閘輸水系統(tǒng)的消能效果，通常采用的重要參數(shù)為剩余比能Ept和流速分布均勻度m。對某一水平剖面，可按下式[9]計(jì)算：

式中：ρ為水的密度；vt為 時刻t的斷面平均流速；vt為t時 刻斷面的點(diǎn)流速；ct為t時刻閘室斷面面積。

根據(jù)上述計(jì)算式，分別計(jì)算4種布置型式在典型時刻下典型斷面上的剩余比能和流速分布均勻度。所選的閘室水平斷面距閘底越近，越能反映消能工的消能效果。因此，本文重點(diǎn)關(guān)注距閘底0.1h處（h代表某一典型時刻的閘室水深）的剩余比能和流速分布均勻度，計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 雙層側(cè)支孔單明溝型式閘室剩余比能和流速分布均勻度對比Tab. 2 Comparison of remaining specific energy and flow velocity distribution uniformity of ship lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)

由表2可知，灌水初期（t=100 s）支孔間距比d/D由2.29增加至3.43，剩余比能逐漸減??；之后，剩余比能轉(zhuǎn)而遞增。隨著灌水流量的增加，各支孔間剩余比能變化幅度更加顯著，如最大流量時刻（t=410 s），支孔間距比d/D由2.29增加至3.43，剩余比能顯著減?。浑S后，剩余比能隨支孔間距增加而增大。流速分布均勻度隨支孔間距的變化規(guī)律與剩余比能一致，說明支孔間距比d/D達(dá)到3.43時，可取得較好的消能效果。

圖7給出了最大流量時刻（t=410 s）閘室水平剖面的速度等值線（其中水平剖面取距閘底3 m處），圖中紅線標(biāo)識了一側(cè)明溝范圍。由圖7可知，集中出流區(qū)域主要分布于兩側(cè)明溝上方，且隨垂向間距比d/D的變化，最大出流速度和流速分布均勻程度與上述結(jié)果一致，如d/D分別為2.29、3.43、4.57和5.71時，最大流速值分別為1.03、0.91、1.13和1.21 m/s。

圖7 閘室水平剖面流速等值線（雙層側(cè)支孔單明溝）Fig. 7 Velocity contours of the typical horizontal sections of the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)

產(chǎn)生上述變化規(guī)律，其主要原因在于雙層側(cè)支孔布置型式相比單層側(cè)支孔布置型式額外增加了消能級數(shù)，即雙層支孔間形成了消能墊層。圖8給出了最大流量時刻（t=410 s）閘室縱剖面的流線，其中縱剖面取明溝中軸線處。當(dāng)d/D分別為2.29、3.43、4.57和5.71時，上下支孔平均出流速度分別為8.15、7.70、7.51和7.55 m/s。當(dāng)垂向間距比d/D為2.29時，消能墊層內(nèi)流線呈圓形，支孔出流水體因消能空間較小未得到充分摻混消能；d/D增加至3.43時，消能墊層內(nèi)流線呈方形，雙層出流水體相互擠壓、摻混消能較充分；而后，隨支孔間距的增加，因消能空間過大，造成在消能墊層上方形成不同范圍的漩渦，從而導(dǎo)致上下兩股射流摻混力度逐漸減弱。

圖8 閘室縱剖面流線（雙層側(cè)支孔單明溝）Fig. 8 Stream lines of the typical longitudinal section of the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)

圖9給出了4種布置型式下最大流量時刻（t=410 s）橫剖面紊動能分布（其中橫剖面取中間支孔中軸線處）。由圖9可知，垂向支孔間距不同的情況下，紊動能主要分布在明溝范圍內(nèi)且規(guī)律基本相似。當(dāng)d/D分別為2.29、3.43、4.57時，最大紊動能分別為2.06、0.75、0.68 m2/s2，其中心逐漸由明溝中央位置向明溝邊壁位置移動，當(dāng)d/D增加至5.71時，最大紊動能為0.7 m2/s2并緊靠明溝邊壁位置，主廊道最大紊動能為0.22 m2/s2，位于主廊道頂部中心位置。

圖9 橫剖面紊動能分布（雙層側(cè)支孔單明溝）Fig. 9 Turbulent energy distribution on the cross sections within the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)

3.2 雙明溝消能特性

3種雙明溝布置型式的剩余比能和流速分布均勻度比較見表3?？梢?，灌水初期（t=100 s）雙明溝型式與雙明溝+消能檻型式（b/D=2.00）相差不大，而當(dāng)明溝寬度增加后（b/D=2.71），剩余比能和流速分布均勻度均明顯減?。浑S著輸水流量的增加，各型式的差值愈加明顯，如最大流量時刻（t=410 s），基于雙明溝型式，在閘墻上增設(shè)消能檻后，剩余比能和流速分布均勻度均增加，而拓寬明溝后（b/D=2.71），剩余比能和流速分布均勻度均明顯減小。

表3 雙明溝型式閘室剩余比能和流速分布均勻度對比Tab. 3 Comparison of remaining specific energy and flow velocity distribution uniformity of ship lock chamber (double open ditches)

圖10給出了雙明溝條件下最大流量時刻（t=410 s）閘室水平剖面的流速等值線（其中水平剖面取距閘底3 m處）。雙明溝型式下，支孔出流速度為7.89 m/s，出流水體經(jīng)摻混消能后在明溝中央附近出流，第一道明溝出流最大速度為0.48 m/s，第二道明溝出流最大速度為0.72 m/s。雙明溝+消能檻型式下，支孔出流速度為8.16 m/s，消能檻減小了出流面積而使得明溝出流流速增大，且偏向閘室中央出流，第一道明溝出流最大速度為0.88 m/s，第二道明溝出流最大速度為0.52 m/s。雙明溝加寬型式下，支孔出流速度為7.93 m/s，第一道明溝出流最大速度為0.51 m/s，第二道明溝出流最大速度為0.39 m/s。綜上所述，雙明溝加寬后因明溝內(nèi)有充足的水體摻混消能，從而加速了明溝內(nèi)水流能量的轉(zhuǎn)化與耗散，消能效果相對較佳。

圖10 閘室水平剖面流速等值線（雙明溝）Fig. 10 Velocity contours of the typical horizontal sections of the lock chamber (double open ditches)

3.3 消能效果對比

通過流場圖、剩余比能及流速分布均勻度的綜合對比分析，選出了各個方案中的最優(yōu)布置型式，分別為雙層側(cè)支孔單明溝型式（d/D=3.43）及雙明溝加寬型式（b/D=2.71）。

比較表2和表3可知，灌水初期（t=100 s）雙明溝加寬型式相比雙層側(cè)支孔單明溝型式，前者的剩余比能小于后者，兩種布置型式剩余比能差值為0.19 W/m2；隨著流量的增加，各型式剩余比能逐漸增大，最大流量時刻（t=410 s），兩種布置型式剩余比能差值為5.29 W/m2。流速分布均勻度方面，灌水初期（t=100 s）雙明溝加寬型式相比雙層側(cè)支孔單明溝型式，流速分布均勻度顯著減小，兩種布置型式流速分布均勻度差值達(dá)到15.54；隨著輸水流量的增加，雙層側(cè)支孔單明溝型式流速分布均勻度有所下降，雙明溝加寬型式流速分布均勻度有所增加。

由圖9（b）和圖11對比可知，雙層側(cè)支孔單明溝型式（d/D=3.43）情況下，上支孔紊動能大于下支孔，最大紊動能為0.75 m2/s2；雙明溝加寬型式（b/D=2.71）情況下，紊動能分布主要區(qū)域在擋坎和第二道明溝邊壁附近，擋坎附近最大紊動能為0.64 m2/s2，第二道明溝邊壁附近最大紊動能為1.12 m2/s2?？傮w而言，明溝加寬后摻混消能更為充分，閘室水平面流速較小，水流分布較為均勻，消能效果明顯優(yōu)于雙層側(cè)支孔單明溝型式。

圖11 橫剖面紊動能分布（雙明溝）Fig. 11 Turbulent energy distribution on the cross sections within the lock chamber (double open ditches)

4 結(jié) 語

（1）對于單明溝雙層平行錯開側(cè)支孔方案，雙層側(cè)支孔間形成消能墊層后，雙層側(cè)支孔垂向間距直接影響消能墊層的消能效果。研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)垂向間距比d/D由2.29增加至5.71時，消能效果先變優(yōu)而后逐漸變差，d/D=3.43時消能效果相對較佳。

（2）為進(jìn)一步提高消能效果，在常規(guī)雙明溝布置型式的基礎(chǔ)上提出雙明溝+消能檻方案及雙明溝加寬方案。結(jié)果表明，增加明溝寬度可有效提高消能效果，當(dāng)明溝加寬至閘室邊壁位置，即單個明溝寬度比b/D由2.00增加至2.71，消能效果相對較優(yōu)。

（3）比較各方案最優(yōu)布置型式的消能效果可見，雙明溝加寬型式消能效果優(yōu)于雙層側(cè)支孔單明溝型式。因此，在超高水頭、大尺度情況下，可選擇船閘明溝消能工布置型式，同時應(yīng)設(shè)計(jì)合理的明溝型式。

本文對特定邊界條件下的閘室消能特性進(jìn)行三維數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果可為類似船閘的消能工設(shè)計(jì)提供技術(shù)支撐，但本研究中尚未考慮慣性影響造成的支孔出流不均等因素，也尚未涉及船舶停泊條件的評判。因此，可通過構(gòu)建船閘輸水系統(tǒng)的全域動態(tài)仿真模型，研究船閘三維水力特性和船舶泊穩(wěn)條件。