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Energy dissipation characteristics of the open ditch located in a large-scale ship lock chamber with an extreme high water head
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摘要: 为研究超高水头、大尺度船闸闸底廊道侧支孔输水系统闸室明沟消能特性，以单级水头60 m、有效尺度为280 m×40 m（长×宽）的闸室为研究对象，采用三维紊流数值模拟方法，针对流速、紊动能、剩余比能及流速分布均匀度等参数进行分析，阐明了双层侧支孔单明沟和单层侧支孔双明沟的消能特性，并对比了两种明沟消能工的消能效果。结果表明：对于双层侧支孔单明沟布置型式，垂向间距d与支孔面积平方根D之比由d/D=2.29增加至5.71的过程中，消能效果先变优后变差，当d/D=3.43时可达到较佳的消能效果；双明沟型式考虑合理的宽度（单个明沟宽度b与支孔面积平方根D之比b/D=2.71）后，相比双层侧支孔单明沟型式，消能效果更佳。研究结果可为类似船闸的消能工设计提供技术支撑。Abstract: In order to study the energy dissipation characteristics of open ditch combined with the side ports located in an in-chamber culvert designed for a large-scale lock chamber with an extreme high water head, in case of the water head 60 m and the useful dimension of the lock chamber 280 m×40 m (length×width), the three-dimensional turbulent numerical simulation method was used to analyze the parameters such as velocity, turbulent energy distribution, remaining specific energy and flow velocity distribution uniformity, and present the energy dissipation characteristics of the single open ditch with double-layer side ports and the double open ditches with single-layer side ports. Moreover, the corresponding energy dissipation results between them were compared. The results show that for the case of the single open ditch with the double-layer side ports, when the ratio of vertical spacing d between ports to square root of side ports area D, d/D, increases from 2.29 to 5.71, the energy dissipation results become better firstly and then worse. When d/D reaches 3.43, the corresponding energy dissipation results become the best. In addition, the widening type of the double open ditches (the ratio of one open ditch width b to square root of side ports area D, b/D=2.71) has better energy dissipation effect than that of the type of the single open ditch with the double-layer side ports. The research results can provide a technical support for the design of energy dissipators in similar ship locks.
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Keywords:
- ship lock /
- extreme high water head /
- large scale /
- open ditch /
- energy dissipation characteristics
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随着西部大开发和“一带一路”倡议的实施，高坝通航成为未来发展趋势。为保障高坝通航，建设超高水头、大尺度船闸具有广阔的应用前景。苏联有单级水头达42 m的乌斯基-卡米诺阿尔斯基船闸[1-2]；美国修建了多座水头超过30 m的高水头船闸[3]。我国也修建了多座设计水头接近或超过40 m的高水头船闸，如长江三峡船闸[4]、黔江大藤峡船闸[5]、乌江银盘船闸[6]、沅水五强溪船闸[7]、赣江万安船闸[8]等。已建的三峡船闸是国内外多级船闸之最，闸室尺寸为280 m×34 m，总水头113.0 m；基本建成的大藤峡船闸是国内单级船闸之最，闸室有效尺寸280 m×34 m，最大水头40.25 m。超高水头、大尺度情况下，如何在有限时间和有限水深内快速高效地消杀能量，以确保闸室内船舶停泊安全，是当下研究的重点。
明沟消能工是国内外常采用的消能型式之一，其消能途径为侧支孔高速射流冲击明沟边壁，水流反射掺混。陈明等[9]结合广西左江山秀二线船闸工程，针对船闸闸底长廊道单明沟消能问题，对闸室充水过程进行三维数值模拟，研究认为在明沟内增设一道消力槛可显著提高消能效果。然而超高水头、大尺度情况下，单位时间内进入闸室的能量迅猛增加，单明沟消能工因闸室横向水流分配不均，能量耗散不充分等劣势，已不能满足高水头大尺度船闸的消能要求。鉴于此，我国研究人员基于单明沟提出了双明沟和三明沟型式。宣国祥等[10]针对桂平二线船闸闸底长廊道输水系统，开展了闸室水流条件和船舶系缆力试验研究，提出了调整水流横向分配更好的双明沟型式。吕伟东等[11]针对侧墙长廊道单明沟、双明沟及三明沟消能工，对比分析了3种明沟型式的消能效果，结果表明三明沟消能效果最佳，双明沟和单明沟消能效果较为接近。杨艳红等[12]针对设计水头为40.25 m、闸室尺度265 m×34 m×5.8 m（长×宽×槛上最小水深）、闸底纵支廊道明沟消能四区段出水的输水系统，分析了闸室三维水力特性，并揭示了支孔流量分布规律和明沟消能机理。综上研究，对单级水头达40 m级的闸室明沟消能研究相对较少，对60 m级超高水头大尺度船闸的明沟消能的研究更少。李静娴[13]在恒定流量的前提下，采用三维数值模拟方法对60 m级超大输水功率船闸闸室明沟消能的水力特性和消能效果展开研究，分析不同出水孔层数、垂向孔间距及开孔角度下明沟的消能特性，然而，该研究重点针对单明沟型式，且其边界条件为恒定流，这与船闸实际输水过程存在差异。
本文在前人研究基础上，研究大尺度超高水头船闸闸底廊道双层侧支孔单明沟和双明沟的消能特性，并对比分析两种明沟消能工布置型式的消能效果，同时针对双层侧支孔单明沟布置型式（侧支孔为平行错开布置，错孔距离为2.5 m），分析垂向支孔间距对消能效果的影响规律。
1. 模型建立
1.1 研究对象及计算内容
本文研究对象为设计水头60 m，有效尺度为280 m×40 m（长×宽）的闸室。参照已建大尺度高水头船闸建设和运行经验，计算模型的输水时间选取14 min，阀门开启时间为8 min。根据《船闸输水系统设计规范》计算得m'<2.5（m'为判别系数，当m' >3.5时，采用集中输水系统；当m'<2.5时，采用分散输水系统），拟采用垂直分流闸底纵支廊道二区段输水系统型式。本文主要对比双层侧支孔单明沟型式及双明沟型式的消能效果，如图1和2所示（图1中d代表侧支孔垂向间距，图2中b代表单个明沟宽度），其中侧支孔宽度为0.45 m，详细工况组合见表1。
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图 1 双层侧支孔单明沟型式（单位：cm）Figure 1. Single open ditch with double-layer side ports (unit: cm)表 1 计算工况组合Table 1. Combination of calculation conditions工况 垂向支孔间距/m 明沟宽度/m 支孔高度/m 备注 SC1 2 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SC2 3 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SC3 4 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SC4 5 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SMG1 \ 2×1.750 1.70 双明沟 SMG2 \ 2×1.750 1.70 双明沟+消能槛 SMG3 \ 2×2.375 1.70 双明沟+明沟加宽 1.2 计算区域及网格剖分
根据输水系统和闸室布置的对称性，计算区域选取了整个闸室区域的1/4进行模拟研究，计算区域长155 m，宽20 m，沿闸室纵向布置22个侧支孔，侧支孔纵向错位间距为5 m。采用结构化网格对其进行剖分，同时对明沟、侧支孔及附近区域进行网格加密，各工况条件下的最小网格尺寸控制为0.3 m。双层侧支孔单明沟型式网格单元总数约为157万个，节点总数约为165万个；双明沟型式网格单元总数约为74万个，节点总数约为79万个。
本文选取整个闸室区域的1/4建立三维数学模型，对称面上设置对称边界条件，闸室出口为空气压力出口边界，廊道进口为质量流进口边界，其余均为无滑移的壁面边界（图3），流量过程线见图4。
1.3 计算原理和方法
考虑到侧支孔出流均具有高速射流特性，而高速射流各向异性较强，因此本文采用RNG k-ε紊流模型进行模拟。具体模型见文献[14-15]。采用SIMPLEC算法对离散的控制方程组进行迭代求解，采用VOF法对闸室自由水面进行捕捉。其连续方程、动量方程和k、ε方程分别表示如下：
$$ 连续方程： \qquad\qquad\qquad \qquad\qquad\qquad\qquad\qquad \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + \frac{{\partial \rho {{\boldsymbol{u}}_i}}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_i}}} = 0 $$ (1) $$ 动量方程：\qquad\qquad\qquad\qquad \frac{{\partial (\rho {{\boldsymbol{u}}_i})}}{{\partial t}} + \frac{{\partial (\rho {{\boldsymbol{u}}_i}{{\boldsymbol{u}}_j})}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}} = - \frac{{\partial p}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_i}}} + \frac{\partial }{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}}\left[ {(\mu + {\mu _{\text{t}}})\Bigg(\frac{{\partial {{\boldsymbol{u}}_i}}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}} + \frac{{\partial {{\boldsymbol{u}}_j}}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_i}}}\Bigg)} \right] + \rho {{{g}}} $$ (2) $$ k 方程： \qquad \qquad\qquad\qquad \frac{{\partial (\rho k)}}{{\partial t}} + \frac{{\partial (\rho {{\boldsymbol{u}}_i}k)}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_i}}} = \frac{\partial }{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}}\left( {{\alpha _k}{\mu _{{\text{eff}}}}\frac{{\partial k}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}}} \right) + {G_k} - \rho \varepsilon $$ (3) $$ \varepsilon 方程： \qquad\qquad\qquad\qquad \frac{{\partial (\rho \varepsilon )}}{{\partial t}} + \frac{{\partial (\rho {{\boldsymbol{u}}_i}\varepsilon )}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_i}}} = \frac{\partial }{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}}\left( {{\alpha _\varepsilon }{\mu _{{\text{eff}}}}\frac{{\partial \varepsilon }}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}}} \right) + \frac{{C_{1\varepsilon }^*\varepsilon {G_k}}}{k} - {C_{2\varepsilon }}\rho \frac{{{\varepsilon ^2}}}{k} $$ (4) 式中：
$ \;\rho $ 和$p$ 分别为体积分数加权平均密度和修正压力；$ \;\mu $ 为体积分数加权平均的分子黏性系数；$\;{\mu _{\text{t}}}$ 为紊流黏性系数，由紊动动能$ k $ 和紊动动能耗散$ \varepsilon $ 求出，即$\;{\mu _{\text{t}}} = \rho {C_\mu }{{{k^2}}}/{\varepsilon }$ ；g 为重力加速度；$\;{\mu _{{\text{eff}}}}$ 为有效黏性系数，$\;{\mu _{{\text{eff}}}} = \mu + {\mu _{\text{t}}}$ ；${G_k}$ 为平均速度梯度引起的紊动能产生项：$C_{1\varepsilon }^* = {C_{1\varepsilon }} - \dfrac{{\eta (1 - \eta /{\eta _0})}}{{1 + \beta {\eta ^3}}},$ $\eta = \dfrac{k}{\varepsilon }\sqrt {\left( {2{{\boldsymbol{E}}_{ij}} \cdot {{\boldsymbol{E}}_{ij}}} \right)} $ ，${{\boldsymbol{E}}_{ij}} = \dfrac{1}{2}\left( {\dfrac{{\partial {{\boldsymbol{u}}_i}}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_j}}} + \dfrac{{\partial {{\boldsymbol{u}}_j}}}{{\partial {{\boldsymbol{x}}_i}}}} \right)$ 。上述各张量表达式中：${{\boldsymbol{u}}_i}$ 为${{\boldsymbol{x}}_i}$ 方向的速度分量，i、j取值为1、2、3；方程中通用模型常数取值分别为${C_\mu } = 0.084\;5$ ，${\alpha _k} = {\alpha _\varepsilon } = 1.39$ ，${C_{1\varepsilon }} = 1.42$ ，${C_{2\varepsilon }} = 1.68$ ，${\eta _0} = 4.377$ ，$\;\beta = 0.012$ 。2. 模型验证
以双明沟布置型式为基础，开展测点流速的对比分析，双明沟物理模型试验数据引自文献[16]。本文选取最小网格尺寸0.3 m，并将闸室中部距闸底10.4 m断面处流速与物理模型进行验证对比，结果见图5。
由图5可见，最小网格尺寸0.3 m时的数学模型计算结果与物理模型实测结果变化趋势整体上吻合良好，除个别边墙测点以外，其余测点流速误差均在±0.05 m/s之内。
以单明沟布置型式为基础，从有限空间中三维壁面射流展向、垂向速度分布两方面开展物理模型数据和数学模型计算结果的对比分析（坐标原点O位于射孔底部的中心，纵向为X轴、垂向为Y轴、横向为Z轴，展向为XOZ面，垂向为XOY面），试验数据引自文献[17]。单明沟型式中，侧支孔尺寸为0.45 m×1.70 m（宽×高），以支孔面积平方根D作为长度比尺（D=0.875 m）。明沟宽度为4 m，提取轴向距离4D（3.5 m）处的速度分布为验证断面，无量纲速度分布如图6所示（其中Z' 展向速度分布半宽值，y' 为垂向速度分布半宽值，U为轴向射流速度，Umax为统计断面上的最大轴向射流速度）。
由图6（a）可知，展向速度分布曲线与物理模型试验数据吻合较好。由图6（b）可知，垂向速度分布曲线与物理模型试验数据整体吻合较好，但在y/y' >1.2区域存在一定差异，这与约束条件不一致有关。总体而言，射孔展向和垂向速度分布与物理模型试验数据吻合较好，故认为采用RNG k-ε紊流模型可较好地模拟船闸输水系统水力特性。
3. 计算结果分析
3.1 双层侧支孔单明沟消能特性
衡量船闸输水系统的消能效果，通常采用的重要参数为剩余比能
${E_{{\text{pt}}}}$ 和流速分布均匀度m。对某一水平剖面，可按下式[9]计算：$$ {E_{{\text{pt}}}} = \frac{\rho }{2}m{{\overline{v}}^3_{t}} $$ (5) $$ m = {{\displaystyle\int \limits_{{c_t}} {v^3_t}{\text{d}}{c_t}}}/({{{c_t}{{\overline{v}}^3_{t}}}}) \approx \frac{1}{n}{{\displaystyle\sum\limits_{i = 1}^n {{v^3_{ti}}} }}/({{{\overline{v}}^3_{t}}} )$$ (6) 式中：
$\;\rho$ 为水的密度；${\overline{v}}_{t}$ 为时刻t的断面平均流速；$ {v_{t}} $ 为$t $ 时刻断面的点流速；$c_t$ 为$ t$ 时刻闸室断面面积。根据上述计算式，分别计算4种布置型式在典型时刻下典型断面上的剩余比能和流速分布均匀度。所选的闸室水平断面距闸底越近，越能反映消能工的消能效果。因此，本文重点关注距闸底0.1h处（h代表某一典型时刻的闸室水深）的剩余比能和流速分布均匀度，计算结果见表2。
表 2 双层侧支孔单明沟型式闸室剩余比能和流速分布均匀度对比Table 2. Comparison of remaining specific energy and flow velocity distribution uniformity of ship lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)时刻 剩余比能/(W·m － )2 流速分布均匀度 d/D=2.29 d/D=3.43 d/D=4.57 d/D=5.71 d/D=2.29 d/D=3.43 d/D=4.57 d/D=5.71 t=100 s 0.30 0.26 0.34 0.39 22.19 19.64 21.42 21.72 t=410 s 17.83 11.33 17.63 21.31 23.09 15.10 25.14 34.47 由表2可知，灌水初期（t
=100 s）支孔间距比d/D由2.29增加至3.43，剩余比能逐渐减小；之后，剩余比能转而递增。随着灌水流量的增加，各支孔间剩余比能变化幅度更加显著，如最大流量时刻（t =410 s），支孔间距比d/D由2.29增加至3.43，剩余比能显著减小；随后，剩余比能随支孔间距增加而增大。流速分布均匀度随支孔间距的变化规律与剩余比能一致，说明支孔间距比d/D达到3.43时，可取得较好的消能效果。 图7给出了最大流量时刻（t=410 s）闸室水平剖面的速度等值线（其中水平剖面取距闸底3 m处），图中红线标识了一侧明沟范围。由图7可知，集中出流区域主要分布于两侧明沟上方，且随垂向间距比d/D的变化，最大出流速度和流速分布均匀程度与上述结果一致，如d/D分别为2.29、3.43、4.57和5.71时，最大流速值分别为1.03、0.91、1.13和1.21 m/s。
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图 7 闸室水平剖面流速等值线（双层侧支孔单明沟）Figure 7. Velocity contours of the typical horizontal sections of the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)产生上述变化规律，其主要原因在于双层侧支孔布置型式相比单层侧支孔布置型式额外增加了消能级数，即双层支孔间形成了消能垫层。图8给出了最大流量时刻（t=410 s）闸室纵剖面的流线，其中纵剖面取明沟中轴线处。当d/D分别为2.29、3.43、4.57和5.71时，上下支孔平均出流速度分别为8.15、7.70、7.51和7.55 m/s。当垂向间距比d/D为2.29时，消能垫层内流线呈圆形，支孔出流水体因消能空间较小未得到充分掺混消能；d/D增加至3.43时，消能垫层内流线呈方形，双层出流水体相互挤压、掺混消能较充分；而后，随支孔间距的增加，因消能空间过大，造成在消能垫层上方形成不同范围的漩涡，从而导致上下两股射流掺混力度逐渐减弱。
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图 8 闸室纵剖面流线（双层侧支孔单明沟）Figure 8. Stream lines of the typical longitudinal section of the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)图9给出了4种布置型式下最大流量时刻（t=410 s）横剖面紊动能分布（其中横剖面取中间支孔中轴线处）。由图9可知，垂向支孔间距不同的情况下，紊动能主要分布在明沟范围内且规律基本相似。当d/D分别为2.29、3.43、4.57时，最大紊动能分别为2.06、0.75、0.68 m2/s2，其中心逐渐由明沟中央位置向明沟边壁位置移动，当d/D增加至5.71时，最大紊动能为0.7 m2/s2并紧靠明沟边壁位置，主廊道最大紊动能为0.22 m2/s2，位于主廊道顶部中心位置。
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图 9 横剖面紊动能分布（双层侧支孔单明沟）Figure 9. Turbulent energy distribution on the cross sections within the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)3.2 双明沟消能特性
3种双明沟布置型式的剩余比能和流速分布均匀度比较见表3。可见，灌水初期（t=100 s）双明沟型式与双明沟+消能槛型式（b/D=2.00）相差不大，而当明沟宽度增加后（b/D=2.71），剩余比能和流速分布均匀度均明显减小；随着输水流量的增加，各型式的差值愈加明显，如最大流量时刻（t=410 s），基于双明沟型式，在闸墙上增设消能槛后，剩余比能和流速分布均匀度均增加，而拓宽明沟后（b/D=2.71），剩余比能和流速分布均匀度均明显减小。
表 3 双明沟型式闸室剩余比能和流速分布均匀度对比Table 3. Comparison of remaining specific energy and flow velocity distribution uniformity of ship lock chamber (double open ditches)时刻 剩余比能/(W·m－2) 流速分布均匀度 d/D=2.00
（双明沟）d/D=2.00
（消能槛双明沟）d/D=2.71
（双明沟加宽）d/D=2.00
（双明沟）d/D=2.00
（消能槛双明沟）d/D=2.71
（双明沟加宽）t=100 s 0.18 0.19 0.07 10.18 11.82 5.88 t=410 s 11.81 19.19 6.04 19.22 26.00 15.55 图10给出了双明沟条件下最大流量时刻（t=410 s）闸室水平剖面的流速等值线（其中水平剖面取距闸底3 m处）。双明沟型式下，支孔出流速度为7.89 m/s，出流水体经掺混消能后在明沟中央附近出流，第一道明沟出流最大速度为0.48 m/s，第二道明沟出流最大速度为0.72 m/s。双明沟+消能槛型式下，支孔出流速度为8.16 m/s，消能槛减小了出流面积而使得明沟出流流速增大，且偏向闸室中央出流，第一道明沟出流最大速度为0.88 m/s，第二道明沟出流最大速度为0.52 m/s。双明沟加宽型式下，支孔出流速度为7.93 m/s，第一道明沟出流最大速度为0.51 m/s，第二道明沟出流最大速度为0.39 m/s。综上所述，双明沟加宽后因明沟内有充足的水体掺混消能，从而加速了明沟内水流能量的转化与耗散，消能效果相对较佳。
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图 10 闸室水平剖面流速等值线（双明沟）Figure 10. Velocity contours of the typical horizontal sections of the lock chamber (double open ditches)3.3 消能效果对比
通过流场图、剩余比能及流速分布均匀度的综合对比分析，选出了各个方案中的最优布置型式，分别为双层侧支孔单明沟型式（d/D=3.43）及双明沟加宽型式（b/D=2.71）。
比较表2和表3可知，灌水初期（t=100 s）双明沟加宽型式相比双层侧支孔单明沟型式，前者的剩余比能小于后者，两种布置型式剩余比能差值为0.19 W/m2；随着流量的增加，各型式剩余比能逐渐增大，最大流量时刻（t=410 s），两种布置型式剩余比能差值为5.29 W/m2。流速分布均匀度方面，灌水初期（t=100 s）双明沟加宽型式相比双层侧支孔单明沟型式，流速分布均匀度显著减小，两种布置型式流速分布均匀度差值达到15.54；随着输水流量的增加，双层侧支孔单明沟型式流速分布均匀度有所下降，双明沟加宽型式流速分布均匀度有所增加。
由图9（b）和图11对比可知，双层侧支孔单明沟型式（d/D=3.43）情况下，上支孔紊动能大于下支孔，最大紊动能为0.75 m2/s2；双明沟加宽型式（b/D=2.71）情况下，紊动能分布主要区域在挡坎和第二道明沟边壁附近，挡坎附近最大紊动能为0.64 m2/s2，第二道明沟边壁附近最大紊动能为1.12 m2/s2。总体而言，明沟加宽后掺混消能更为充分，闸室水平面流速较小，水流分布较为均匀，消能效果明显优于双层侧支孔单明沟型式。
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图 11 横剖面紊动能分布（双明沟）Figure 11. Turbulent energy distribution on the cross sections within the lock chamber (double open ditches)4. 结 语
（1）对于单明沟双层平行错开侧支孔方案，双层侧支孔间形成消能垫层后，双层侧支孔垂向间距直接影响消能垫层的消能效果。研究发现，当垂向间距比d/D由2.29增加至5.71时，消能效果先变优而后逐渐变差，d/D=3.43时消能效果相对较佳。
（2）为进一步提高消能效果，在常规双明沟布置型式的基础上提出双明沟+消能槛方案及双明沟加宽方案。结果表明，增加明沟宽度可有效提高消能效果，当明沟加宽至闸室边壁位置，即单个明沟宽度比b/D由2.00增加至2.71，消能效果相对较优。
（3）比较各方案最优布置型式的消能效果可见，双明沟加宽型式消能效果优于双层侧支孔单明沟型式。因此，在超高水头、大尺度情况下，可选择船闸明沟消能工布置型式，同时应设计合理的明沟型式。
本文对特定边界条件下的闸室消能特性进行三维数值模拟研究，研究结果可为类似船闸的消能工设计提供技术支撑，但本研究中尚未考虑惯性影响造成的支孔出流不均等因素，也尚未涉及船舶停泊条件的评判。因此，可通过构建船闸输水系统的全域动态仿真模型，研究船闸三维水力特性和船舶泊稳条件。
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图 1 双层侧支孔单明沟型式（单位：cm）
Figure 1. Single open ditch with double-layer side ports (unit: cm)
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图 7 闸室水平剖面流速等值线（双层侧支孔单明沟）
Figure 7. Velocity contours of the typical horizontal sections of the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)
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图 8 闸室纵剖面流线（双层侧支孔单明沟）
Figure 8. Stream lines of the typical longitudinal section of the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)
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图 9 横剖面紊动能分布（双层侧支孔单明沟）
Figure 9. Turbulent energy distribution on the cross sections within the lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)
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图 10 闸室水平剖面流速等值线（双明沟）
Figure 10. Velocity contours of the typical horizontal sections of the lock chamber (double open ditches)
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图 11 横剖面紊动能分布（双明沟）
Figure 11. Turbulent energy distribution on the cross sections within the lock chamber (double open ditches)
表 1 计算工况组合
Table 1 Combination of calculation conditions
工况 垂向支孔间距/m 明沟宽度/m 支孔高度/m 备注 SC1 2 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SC2 3 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SC3 4 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SC4 5 4.000 2×0.85 双层侧支孔单明沟 SMG1 \ 2×1.750 1.70 双明沟 SMG2 \ 2×1.750 1.70 双明沟+消能槛 SMG3 \ 2×2.375 1.70 双明沟+明沟加宽 
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表 2 双层侧支孔单明沟型式闸室剩余比能和流速分布均匀度对比
Table 2 Comparison of remaining specific energy and flow velocity distribution uniformity of ship lock chamber (single open ditch with double-layer side ports)
时刻 剩余比能/(W·m － )2 流速分布均匀度 d/D=2.29 d/D=3.43 d/D=4.57 d/D=5.71 d/D=2.29 d/D=3.43 d/D=4.57 d/D=5.71 t=100 s 0.30 0.26 0.34 0.39 22.19 19.64 21.42 21.72 t=410 s 17.83 11.33 17.63 21.31 23.09 15.10 25.14 34.47
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表 3 双明沟型式闸室剩余比能和流速分布均匀度对比
Table 3 Comparison of remaining specific energy and flow velocity distribution uniformity of ship lock chamber (double open ditches)
时刻 剩余比能/(W·m－2) 流速分布均匀度 d/D=2.00
（双明沟）d/D=2.00
（消能槛双明沟）d/D=2.71
（双明沟加宽）d/D=2.00
（双明沟）d/D=2.00
（消能槛双明沟）d/D=2.71
（双明沟加宽）t=100 s 0.18 0.19 0.07 10.18 11.82 5.88 t=410 s 11.81 19.19 6.04 19.22 26.00 15.55
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