出水口有多种形式，常见的有一字式、八字式和门字式。排水管渠出水口的位置、形式和出口流速，应根据排水水质、下游用水情况，水体的流量和水位变化幅度、稀释和自净能力、水流方向、波浪情况、地形变迁和气象等因素确定，并要取得当地卫生主管部门和航运管理部门的同意出水口与水体岸边连接处应采取防冲、消能、加固等措施，一般用浆砌块石做护墙和铺底。在受冻胀影响的地区，出水口应考虑应耐冻胀材料砌筑，其基础必须设置在冰冻线下。

随着我国国民经济的飞速发展, 全国各地电网容量不断增大, 电网的用电不均匀性问题不断突出, 解决电网的调峰容量已成为当前电力生产中的紧迫问题之一, 开发大型抽水蓄能电站是缓解这一问题的途径之一.抽水蓄能电站进水口和出水口合一,简称进/出水口.上库的进/出水口在发电时为进水口, 在抽水时为出水口;下库的进/出水口在发电时为出水口, 在抽水时为进水口.根据其进/出水口的形式, 可分为侧式与竖井式两种.竖井式根据其结构又可分为开敞式与盖板式两大类.我国一般采用侧式进/ 出水口,盖板竖井式进/出水口较少, 因此很多工程技术人员对盖板竖井式进/出水口水力特性不熟悉, 并且可供参考的工程实例也少,建成的仅有西龙池.现有的相关论文或针对发电工况, 或针对抽水工况进行研究, 对试验的尺寸和方法进行描述,或给出水头损失或者流态是否好的结论,等等,而缺乏对此类水利工程结构的水流流态进行系统地分析与整理.本研究结合无锡马山抽水蓄能电站上库进/出水口的体形优化项目,对盖板竖井式进/出水口水力特征进行初步研究.由于每个工程的运行设计参数均有一定的差异,特定的试验和计算结果只对特定的工程项目有意义, 因此, 笔者仅针对进/出水口的水力共性特征进行研究.

对进/出水口水力特性的分析方法有两种:一种是模型试验, 另一种是数值模拟.在本次研究过程中,结合模型试验与数值模拟,对竖井式进/出水口的水力特征进行分析,其具体分析方法如下:

(1)三维模型试验.本研究中, 以马山抽水蓄能电站上库的盖板竖井式进/出水口为基础进行试验. 模型按重力相似准则(佛汝德准则)进行设计, 采用正态模型.在漩涡和水流环流的试验中, 原型的雷诺数Re和韦伯数We都很大;在模型试验中,因粘性力和表面张力对水流漩涡和环流的作用相对较大, 不能忽略其影响.为了尽量减小粘性力和表面张力的影响,必须提高模型雷诺数Re和韦伯数We.模型试验中常用的方法是加大模型流量至2.0 ～3.0倍设计流量,以提高模型雷诺数Re和韦伯数We, 便于观察漩涡运动.

(2)二元切片水流模型试验.三维的水力物理模型试验在可视性方面存在不足, 为了弥补这方面的缺陷, 可补充二元切片水流模型试验.可以比较直观地了解进/出水口的流态特征, 以便优化进/出水口体型并判别优化后的效果, 为进一步的物理模型试验和数值计算提供依据.二元切片水流模型按重力相似准则设计,可以选取较大的模型比尺 .马山切片模型试验与试验略有区别,为了模拟轴对称水流扩散的特征,在平面的垂直面钻孔,同时控制两端出流,强迫水流通过垂直面的小孔扩散.流量按重量法标定, 误差在8%以内.在水泵吸入口掺气, 以观察流动状态.二元切片水流的不足较多, 因此主要用于观察抽水工况下的主流方向,进行定性描述.

(3)数值模拟.据文献[ 4]的介绍, 西龙池竖井三维模型,网格数达到8×10个以上.如果模型稍微复杂一点,例如增加防涡梁等细部结构,网格数将增加较多.个人机上能够承受的三维模型规模在(2～3)×10个网格, 而10个网格以上的模型需要在并行机上运行,模型调试及计算周期也较长.

缺乏足够的资料证明三维模型精度可替代物理模型,笔者也尚未看到有关三维模型成功地模拟出水流中的漩涡现象的报道.通过数值模拟与模型试验比较,笔者发现轴对称模型的结果能够初步反映竖井式进/出水口水流的一些主要特征, 模型的网格数可以控制在10个以下.无论是建模的难度和计算效率, 三维模型远高于二维模型.虽然二维轴对称多模型描述比三维模型要粗糙,但是,综合效率、精度等方面因素,建议采用二维轴对称RNGk-ε模型对抽水工况下的水流进行数值模拟,而在时间和经费许可的情况下进行三维模拟.

2.1 主要体形

主要集中在底板形态上,以控制出口的反向流速区为重要目标, 做了大量的试验与数值仿真.对双向水流进行了模型试,也取得了一定的成果.本研究重点介绍上部结构,其主要的形式有无防涡梁、水平防涡梁、阶梯防涡梁以及防涡板等4 种结构.

2.2 抽水工况下水流的几个基本特征

(1)抽水工况下, 水流出流转弯后,一般情况下有明显的主流区, 非常类似射流.针对水平防涡梁进/出水口进行了抽水工况的模型试验和轴对称数值模拟.底板到防涡梁高度为5m时,水平防涡梁结构的试验与数值仿真结果(计算过程中采用的轴对称平面模型, 并没有考虑导流墩挤占的空间;修正流速为计算后流速乘以断面面积比).L为离底板距离, h为水深.由试验和计算结果可见,一般情况下,在底板附件处有明显的回流区, 主流区与回流区的流速梯度较大, 主流区流速分布呈楔形, 且有比较明显的核心区.三维仿真结果和本研究的二维轴对称数值仿真结果,都可以观察到明显的主流区.本研究中的入口平均流速更大, 为4.02m/s, 主流区更明显.

采用轴对称的水力模拟,按照防涡梁不直接接触主流的原则, 调整防涡梁高度,再按照调整的水力数值优化结果进行切片试验与模型试验.切片试验显示, 示踪气泡不再通过防涡梁间隙上升, 死水位时,模型试验显示出流会形成面流, 但不会出现涌浪现象, 水面比较平稳.笔者初步认为, 采用阶梯防涡梁破坏了出流过程中形成的大尺度涡,从而抑制了可能出现的涌浪. 试验结果表明, 沿着主流方向采用阶梯防涡梁结构进行水流约束, 对维持水流稳定是有利的;以主流不直接碰撞到防涡梁为原则是合理的, 根据轴对称数值模拟确定的防涡梁高度布置可作为设计参考.

针对4种不同工程结构的水力试验发现,无防涡梁结构的水头损失最小, 而采用防涡板结构是最不利的.所采用的防涡板结构, 将强制压缩水流向水平四周扩散;而采用的其他几种方法,相当于有一定的松弛,逐步调整水流方向,因此能量的损失也相对要小.模型试验中,各种体形的水头损失系数进/出水口水头损失计量以在管道扩散端起始断面和水库较远处为参考.

(2)竖管扩散段扩散角度宜控制在9°以内. 一般情况下,竖井式进/出水口附近可采用扩散管增加过流断面面积,降低流速.一些工程技术人员为了缩短扩散段的长度,而增加扩散段角度.这种方法是不可取的.在竖井出口处,往往存在弯管段, 通常认为要通过10 ～20倍管径距离后才能基本达到均匀.但是在实际情况下,二次流出现的距离远远大于这个数值.当竖井扩散段扩散角过大,水流出现分离后,极易出现偏流现象,其引起的局部流速增加所带来的副作用远远超过扩大过流断面以降低流速的作用.在马山模型试验与文献[ 1]中, 所选择的扩散角均小于9°,其配水效果均较好.部分结构设计人员对流体的这种非显性特性不了解,片面考虑结构经济性,往往加大扩散角, 缩短扩散段长度, 这是极为危险的.

(1)数值模拟和模型试验都是水力研究的重要工具.笔者认为,从精度和效率来讲,采用二维轴对称数值模型进行数值模拟,可为竖井式进/出水口设计初步定型提供比较好的参考;在数值试验的基础上再进行模型试验,有利于提高效率.

(2)抽水工况下,水流出流转弯后, 一般情况下有明显的主流区, 非常类似射流,在底部有回流区.主流的摆向可能随水位变化,低水位时摆向水面,高水位时摆向库底.建议在出口处采用阶梯形防涡梁,沿主流边界排列,能量损失小,可以起到稳定和约束水流的作用,同时可以降低出现吸气漩涡的风险.

(3)为保证配水均匀, 竖管扩散段扩散角宜控制在9°以内.忌为强制扩散而加大扩散角,否则可能适得其反.

(4)竖井式进/出水口的涡流随着水深变化有两种典型的漩涡形式:当水位较高时,在进/出水口顶盖上部形成单一的漩涡;当水位降低到一定程度后,大环流转化为若干个漩涡.多个竖井式进/出水口同上运行时, 环流相互干扰.在两个进/出水口情况下, 可能形成一顺一逆环流.

(5)由于受条件约束, 本试验没有对扩散段长度和上盖板高度作对比试验.部分水工结构设计人员根据断面面积确定上盖板高度, 没有考虑水流转向的影响, 存在一定的不足,今后的试验中可考虑对上盖板高度优化.

抽水蓄能电站侧式进/出水口各孔口流量分配均匀与否直接影响电站运行的安全与效益，流量分配不均是侧式进/出水口普遍存在的一大问题。《抽水蓄能电站设计导则》（DLT 5208—2005）规定：侧式进/出水口体型设计应使各孔流道的过流量基本均匀，相邻中边孔道的流量不均匀程度以不超过10%为宜。进/出水口相邻中边孔流量不均匀程度，是指相邻的中孔与边孔流量相差的百分比，即中孔与边孔过流流量之差与两者中较小值相比所得的百分比。纵观国内外文献，对侧式进/出水口流量分配,均未提出有效的解决方案，只是尽可能使相邻中边孔流量分配更接近，但达不到相邻中、边孔道流量不均匀程度不超过 10%的要求。所列出的侧式进/出水口相邻中边孔的流量不均匀程度都远大于 10%。表中同时列出了各进出水口扩散段参数，分流墩中边孔宽度比是指扩散段内中孔流道和边孔流道的宽度之比，中墩墩头缩进距离是指扩散段内中墩墩头较边墩墩头缩进距离。

关于抽水蓄能电站侧式进/出水口水力学特性的研究已取得了较多的成果，但是尚未见专门研究流量分配的成果。杨小亭等通过分析国内抽水蓄能电站侧式进/出水口设计和试验成果资料，总结出侧式进/出水口模型设计、流速分配与流量分配、拦污栅模拟和水头损失规律，并提出改善库盆流态和防止漩涡的工程和非工程措施；高学平等利用数值模拟方法研究了体型对侧式进/出水口水头损失和孔口附近流态的影响，指出了进水口开始出现吸气漩涡的淹没深度；章军军等利用水力模型试验与数值模拟的方法，通过对侧式短进/出水口分流墩、顶板和边墙等流道结构的体型优化，解决了出流流态分布不均与水头损失偏大等难题；孙双科等通过水工模型试验方法，研究了侧式进/出水口拦污栅断面的流速分布规律，着重分析了扩散段隔墩布置形式与过渡段体型对拦污栅断面流速分布的影响；沙海飞等采用雷诺应力紊流模型（RSM）对侧式三孔进/出水口分流墩间距进行了优化，对来流不均匀性对分流的影响进行了定量描述；蔡倩雯等对某抽水蓄能电站侧式进/出水口水力特性进行数值模拟，数值模拟结果与物理模型试验结果具有较好的一致性,可实现对侧式进/出水口水力特性的预测；蔡付林等通过物理模型试验，研究比较分流墩形状及其布置方式对进/出水口各孔流道中流量分配、流速分布和水头损失系数的影响，指出分流墩的形状和位置会很大程度上影响侧式进/出水口的水力特性；张兰丁对某侧式进/出水口进行了模型试验研究，提出了判断侧式进/出水口外上方漩涡流态是否会危及工程安全运行的方法；张从联等对已有的部分抽水蓄能电站侧式进/出水口的设计和试验研究资料进行了综合和分析研究；刘际军等结合某抽水蓄能电站侧式进/出水口模型试验，通过模型试验和数值模拟，对进/出水口前明渠水力特性进行研究分析，阐述了明渠环流产生的原因，提出了解决明渠不利环流问题的有效可行方案；叶飞等利用数值模拟方法研究了侧式三孔进/出水口的水头损失、流量分配、漩涡等水利特性，并对抽水工况水库自由液面的变化规律进行了模拟研究，模拟结果与物理模型试验结果相一致；张正楼等采用Realizable k-ε 紊流模型对侧式双进/出水口进流水流特性进行了数值模拟，并将计算结果与物理模型试验的测量结果进行了比较，验证了三维数值模拟计算的准确可靠性。

本文结合某抽水蓄能电站上水库侧式进/出水口，通过调整进/出水口的各体型参数，包括扩散段分流墩中边孔道宽度比、扩散段分流墩中墩墩头位置、扩散段长度、圆变方渐变段长度等，利用三维数值模拟方法，研究各体型参数对进/出水口流量分配的影响。

某抽水蓄能电站上水库侧式进/出水口。沿发电水流方向依次为：防涡梁段、调整段、扩散段，全长64 m。防涡梁段长11 m，顶部共设4 道防涡梁，断面尺寸1.2 m × 2.0 m，梁间距1.2 m。每个进/出水口设3 个分流墩，将进/出水口分成4 孔，孔口尺寸5 m × 10 m（宽×高），每孔净宽5 m，分流墩宽度1.4 m，分流墩墩头迎水面为圆弧曲线。调整段长15 m，调整段内由3 个分流墩分成4 孔流道，每孔流道净空5.0 m × 10.0 m（宽×高）。扩散段长38.0 m，平面为双向对称扩散，总水平扩散角25.5°，立面为单向扩散，顶板扩散角4.51°。扩散段分流墩中墩墩头较边墩墩头缩进3 m。扩散段分流墩中孔宽度1.54 m，边孔宽1.96 m，中边孔宽度比为0.22:0.28。衔接进/出水口扩散段与隧洞段的圆变方渐变段长10 m。隧洞段长35 m，洞径7 m。单机抽水流量71.4 m/s，单机发电流量76.9 m/s；双机抽水流量142.8 m/s，双机发电流量153.8 m/s。计算区域包括部分引水隧洞、进/出水口、引水明渠及部分水库。对于上水库而言，抽水工况时，水体由隧洞段流向水库；以距事故闸门井上游渐变段末端20 倍洞径（20D）的隧洞断面为入流边界，给定入流流速；以自引水明渠外边界向库内取200 m 为出流边界，边界按静水压强给出；固壁边界采用无滑移条件；液面为自由表面。发电工况时，水体由水库流向隧洞；以自引水明渠外边界向库内取200 m 为入流边界，边界按静水压强给出；距事故闸门井下游渐变段末端20倍洞径（20D）的隧洞断面为出流边界，给定出流流速；固壁边界和液面与抽水工况的设置相同。进/出水口采用矩形网格，孔口附近网格尺寸0.3 m，其余部位网格尺寸0.3 ~1.5 m，随着进/出水口体型变化网格总数195~240 万。同时，为比较不同中/边孔宽度，对隔墩墩头部位进行了网络加密处理，墩头处网格尺寸为0.05 m。

对于侧式进/出水口，通常防涡梁段和调整段的各孔流道是等宽的，因此影响进/出水口流量分配的体型参数应为：扩散段分流墩中边孔道宽度比、扩散段分流墩中墩墩头位置、扩散段长度以及圆变方渐变段长度。所示侧式进/出水口，调整段长15 m，4孔流道的每孔流道净空5.0 m × 10.0 m（宽×高）。扩散段长38.0 m，扩散段分流墩中墩墩头较边墩墩头缩进3 m；扩散段分流墩中边孔宽度比为0.22:0.28（中孔1.54 m、边孔1.96 m）。衔接进/出水口扩散段与隧洞段的圆变方渐变段长10 m。隧洞段长35 m，洞径7 m。下面研究扩散段分流墩中边孔道宽度比、扩散段分流墩中墩墩头位置、扩散段长度以及圆变方渐变段长度对进/出水口流量分配的影响。

2.1 分流墩尾部宽度比对流量分配的影响

在 进/出水口体型基础上，改变扩散段分流墩中边孔宽度比，分别为0.22:0.28、0.23:0.27、0.24:0.26 和0.25:0.25。分流墩中边孔宽度比对各孔流量分配影响显著。分流墩中边孔宽度比为0.22:0.28 时，相邻中边孔流量不均匀程度较大，流量分配不均匀。当分流墩中边孔宽度比为0.24:0.26 时，中边孔流量不均匀程度较小，相邻中边孔流量不均匀程度13% 左右，但不满足小于10%的要求。分流墩中边孔宽度比为0.25:0.25 时，中边孔流量不均匀程度又开始增大。

2.2 扩散段长度对流量分配的影响

基于上述研究结果，在 进/出水口体型基础上，扩散段分流墩中边孔宽度比改为0.24:0.26，然后改变扩散段长度，分别为36 m、38 m、40 m和42 m。扩散段长度对流量分配有一定影响，长度过短或过长均不利于流量均匀分配。扩散段长度为40 m 时，相邻孔道流量不均匀程度为12%左右，但不满足小于10%的要求。

2.3 分流墩中墩墩头位置对流量分配的影响

基于上述研究结果，调整扩散段分流墩中边孔宽度比为0.24:0.26，调整扩散段长度为40 m，然后改变扩散段分流墩中墩墩头位置，即中墩墩头较边墩墩头缩进距离分别为0 m（中墩与边墩齐平）、1 m、2 m、2.5 m、3 m、3.5 m 和4 m。随着中墩墩头缩进距离增加，抽水工况下相邻中边孔流量不均匀程度先增大后减小，发电工况下相邻中边孔流量不均匀程度先逐渐减小，到中墩墩头距扩散段起始断面距离为3 m 时会有所增大然后继续减小。中墩墩头的位置变化对抽水工况和发电工况的流量分配产生不同的影响，因此，中墩墩头缩进适中才能保证两工况流量分配均衡。本文体型，中墩墩头缩进距离为3 m 时抽水与发电工况下相邻中边孔流量不均匀程度都较小且接近10%。

2.4 圆变方渐变段长度对流量分配的影响

基于上述研究结果，扩散段分流墩中边孔宽度比改为0.24:0.26，中墩墩头缩进仍为3 m，扩散段长度改为40 m，然后改变圆变方渐变段长度，分别为8.0 m、10.0 m、12.0 m 和13 m。随着圆变方段长度的增加，相邻中边孔流量不均匀程度虽有改善但变化不大，说明圆变方渐变段对流量分配影响不大。

2.5 较优各体型参数

分析上述几种体型参数的结果，扩散段分流墩宽度比、分流墩中墩墩头位置以及扩散段长度三个体型参数对相邻中边孔流量不均匀程度具有重要影响，而圆变方渐变段长度变化的影响较小。侧式进/出水口各体型参数对相邻中边孔流量不均匀程度的影响是相互作用的，各体型参数的不同组合对流量分配有不同影响。除上述体型参数组合，本文还研究了诸如：宽度比为0.23:0.27、扩散段长度为40 m 及分流墩中墩墩头缩进2.5 m 等其他各体型参数组合时流量分配的变化情况并与宽度比为0.24:0.26、扩散段长度为40 m 及分流墩中墩墩头缩进3 m 时的参数组合进行对比，结果表明宽度比为0.24:0.26、扩散段长度为40 m 及分流墩中墩墩头缩进3 m 时各孔流量分配最为均匀。由于篇幅有限，其他体型参数组合的计算结果不再赘述。

对于本文研究的4 孔流道的侧式进/出水口（隧洞洞径7 m、孔道宽高5 m × 10 m），扩散段分流墩中边孔宽度比0.24:0.26，中墩墩头较边墩墩头缩进3 m，扩散段长度40 m 时，抽水工况与发电工况下相邻中边孔流量不均匀程度均为11.5% 左右，流量分配比较均匀，但不满足小于10%的规范要求。

侧式进/出水口相邻中边孔不均匀程度很难达到小于10%的规范要求，但调整扩散段分流墩中边孔宽度比、扩散段长度以及扩散段分流墩中墩墩头缩进距离，相邻中边孔流量不均匀程度将得到改善且接近10%。鉴于隧洞洞径D基于抽水和发电流量确定，代表了进/出水口的规模，为便于类似进/出水口设计参考，对于4 孔流道的侧式进/出水口，基于本文研究结果，扩散段分流墩中孔宽为0.24D、边孔宽为0.26D，分流墩中边孔宽度比为0.24:0.26；扩散段长为5.7D；扩散段分流墩中墩墩头缩进距离为0.43D，相邻中边孔流量不均匀程度将得到改善且接近10%。当然，这一结果还有待进一步检验。

以某抽水蓄能电站上水库侧式进/出水口为例，对其各孔流量分配进行了数值模拟，研究了调整扩散段分流墩中边孔宽度比、分流墩中墩墩头位置、扩散段长度以及圆变方渐变段长度的情况下流量分配变化规律。

（1）对于4 孔道的侧式进/出水口而言，通过调整进出水口体型参数，可以有效改善进出水口流量分配，但较难满足规范规定进/出水口相邻中边孔道的流量不均匀程度不超过10%的要求。

（2）扩散段分流墩宽度比、分流墩中墩墩头位置以及扩散段长度三个体型参数对相邻中边孔流量不均匀程度具有重要影响，而圆变方渐变段长度变化的影响较小。

（3）对于类似本文的4 孔流道的侧式进/出水口，扩散段分流墩中孔宽为0.24D、边孔宽为0.26D，分流墩中边孔宽度比为0.24:0.26，中墩墩头较边墩墩头缩进0.43D，扩散段长度为5.7D，相邻中边孔流量不均匀程度将得到改善且接近10%。