摘要： 為了改善偏心漸縮式出水壓力箱涵內(nèi)存在的偏流、回流、脫流等不良流態(tài)，采用物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究其水力特性，對(duì)比了偏心漸縮式出水壓力箱涵各方案的特征斷面流態(tài)、橫向流速分配比以及壓強(qiáng)分布.研究表明：初步設(shè)計(jì)方案中，偏心漸縮式出水壓力箱涵內(nèi)存在偏流、回流、脫流等不良流態(tài)，其特征斷面的橫向流速分配比最大達(dá)到了-62.50%，長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)壓強(qiáng)差最大達(dá)到了1 679.51 Pa；采用優(yōu)化“導(dǎo)流墩位置+迎水角度+挑流底板結(jié)構(gòu)”的組合方案后，消除了箱涵內(nèi)存在的不良流態(tài)，其特征斷面的橫向流速分配比最小減到-5.19%，長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)壓強(qiáng)差最小僅21.21 Pa.在開啟2#，3#，4#機(jī)組的典型運(yùn)行工況下，應(yīng)用該組合方案同樣可以對(duì)流態(tài)進(jìn)行優(yōu)化.研究成果可以為類似出水壓力箱涵的設(shè)計(jì)提供參考.

關(guān)鍵詞： 偏心漸縮式出水壓力箱涵；水力特性；物理模型；數(shù)值模擬；優(yōu)化方案

中圖分類號(hào)： S277.1；TV131.4 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A 文章編號(hào)： 1674-8530（2024）12-1229-07

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.23.0054

奚斌，陳葉欣，陳志剛，等. 泵站偏心漸縮式出水壓力箱涵水力特性[J]. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2024，42（12）：1229-1235.

XI Bin， CHEN Yexin， CHEN Zhigang，et al. Hydraulic characteristics of eccentric tapered outlet pressure box culvert of pumping station[J]. Journal of drainage and irrigation machinery engineering（JDIME）， 2024， 42（12）： 1229-1235. （in Chinese）

Hydraulic characteristics of eccentric tapered outlet pressure

box culvert of pumping station

XI Bin¹， CHEN Yexin^1*， CHEN Zhigang¹， SHEN Shixuan¹， CHEN Wei²，

ZOU Yan³， ZHANG Xiongwei¹， WANG Xinyu¹， XU Jian¹

（1. College of Hydraulic Science and Engineering， Yangzhou University， Yangzhou， Jiangsu 225009， China; 2. Water Project Management Division of the Jiangdu District of Jiangsu Province， Yangzhou， Jiangsu 225200， China; 3. River and Lake Management Station of the Jinhu District， Huaian， Jiangsu 211600， China）

Abstract： In order to improve the undesirable flow patterns such as deviation， backflow， and flow se-paration in the eccentric tapering outlet pressure box culvert， its hydraulic characteristics were studied by combining physical model test and numerical simulation. The flow pattern， transverse velocity distribution ratio， and pressure distribution of the characteristic sections of the eccentric tapering outlet pressure box culvert were compared. The research shows that the preliminary design scheme has bad flow patterns such as bias flow， reflux， and flow separation in the eccentric tapering outlet pressure box culvert. The maximum transverse velocity distribution ratio of its characteristic section reaches -62.50%， and the maximum pressure difference on both sides of the long diversion pier reaches 1 679.51 Pa. By adopting the combined scheme of optimizing ″diversion pier position + water-facing angle + deflecting flow baseplate structure″， the unfavorable flow pattern in the box culvert is eliminated， the transverse velocity distribution ratio of the characteristic section is reduced to a minimum of -5.19%， and the minimum pressure difference on both sides of the long diversion pier is only 21.21 Pa. Under the typical operating conditions of 2#， 3#， and 4# units， applying this combination scheme can also optimize the flow pattern. The research results can provide a reference for the design of similar outlet pressure box culverts.

Key words： eccentric tapering outlet pressure box culvert;hydraulic characteristic;physical model;numerical simulation;optimization scheme

當(dāng)工程用地受到限制時(shí)，泵站常采用偏心漸縮式出水壓力箱涵作為出水結(jié)構(gòu)，相較于出水壓力箱涵，其具有占地面積小、工程造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn).偏心漸縮式出水壓力箱涵內(nèi)部結(jié)構(gòu)布置較為緊湊，難以按照水力條件良好的要求進(jìn)行布置，會(huì)產(chǎn)生較大的橫向流速，在壓力箱涵內(nèi)會(huì)產(chǎn)生偏流、回流、脫流等不良流態(tài)，不利于泵站出流.因此，分析偏心漸縮式出水壓力箱涵的水力特性，采取合適的優(yōu)化方案，消除不良流態(tài)，對(duì)提高泵站出流效率具有重大意義.

研究出水壓力箱涵水力特性的方法主要有物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬計(jì)算^[1-3].近年來計(jì)算流體力學(xué)（CFD）方法不斷完善，CFD數(shù)值模擬成為分析泵站出水結(jié)構(gòu)水力特性的重要方法^[4-7].張春輝等^[8]通過在出水箱涵內(nèi)部隔墩開孔并對(duì)開孔處優(yōu)化，平衡了各流道的流量，有效改善了出水口處的流態(tài).徐輝等^[9]提出組合式的整流措施，有效提高了出水箱涵的出流均勻度.張睿等^[10]提出了“分流墩、組合梁以及相背式”組合式整流措施，顯著改善箱涵以及前池進(jìn)口處的不良流態(tài).目前，研究多集中于對(duì)泵站進(jìn)、出水系統(tǒng)水力特性的分析和優(yōu)化，而對(duì)偏心漸縮式出水壓力箱涵的水力特性卻鮮有研究.

為此，文中以偏心漸縮式出水壓力箱涵為研究對(duì)象，采用CFD方法開展水力特性研究，提出并分析各優(yōu)化方案，再結(jié)合物理模型試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證.以期為類似出水箱涵的設(shè)計(jì)提供參考.

1 物理模型試驗(yàn)

1.1 工程概況

以某泵站工程為研究背景，由于該工程現(xiàn)狀泵站抽排能力不足，為滿足抽排的需求，在現(xiàn)狀泵站右側(cè)進(jìn)行擴(kuò)建改造.擴(kuò)建泵站共有4臺(tái)機(jī)組，編號(hào)依次為1#—4#，各機(jī)組設(shè)計(jì)流量均為12.25 m3/s，擴(kuò)建泵站總設(shè)計(jì)流量為49.00 m3/s.現(xiàn)狀泵站和擴(kuò)建泵站均采用壓力箱涵作為出水結(jié)構(gòu)，由于工程用地受到限制，擴(kuò)建泵站側(cè)的出水結(jié)構(gòu)采用偏心漸縮式出水壓力箱涵.偏心漸縮式出水壓力箱涵順?biāo)鞣较蜷L(zhǎng)為28.20 m，壓力涵道順?biāo)鞣较蜷L(zhǎng)為18.80 m，其中箱涵頂高程由14.60 m斜降至11.00 m，挑流底板布置高程為9.50 m，箱涵底板高程為6.00 m.圖1所示為工程平面布置示意圖和偏心漸縮式出水壓力箱涵剖面布置示意圖.

1.2 物理模型試驗(yàn)研究

按照重力相似準(zhǔn)則制作了研究對(duì)象的物理模型.物理模型的幾何比尺分別為40，則對(duì)應(yīng)的流速比尺、流量比尺和糙率比尺分別為6.32，10 119.29，1.85.試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶ㄇ俺亍⑵臐u縮式出水壓力箱涵、循環(huán)泵、電磁流量計(jì)、出水池等.原型中不同部分材料的糙率不同^[11]，為保證模型與原型各部分糙率相似，應(yīng)選用不同的模型材料進(jìn)行制作.原型出水壓力箱涵采用鋼筋混凝土澆筑而成，其糙率為0.016 0，則對(duì)應(yīng)的模型糙率應(yīng)為0.008 6.模型出水壓力箱涵采用透明有機(jī)玻璃板制作，滿足糙率要求的同時(shí)可以方便觀測(cè)壓力箱涵內(nèi)水流流態(tài).

為了研究機(jī)組出流在長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端的分流情況，在箱涵內(nèi)均勻施放示蹤液進(jìn)行表征.如圖2所示，可以清晰地看到3#機(jī)組出流在長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端發(fā)生分流.這是因?yàn)殚L(zhǎng)導(dǎo)流墩的布置不合理，3#機(jī)組出流不能完全順直進(jìn)入2號(hào)壓力涵道內(nèi)，會(huì)在長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端發(fā)生分流，致使部分水流進(jìn)入1號(hào)壓力涵道.這導(dǎo)致了長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)的分流量不同，在兩側(cè)形成壓強(qiáng)差.

2 數(shù)值模型建立

物理模型試驗(yàn)中觀察到水流在壓力箱涵內(nèi)流動(dòng)變化較大，且存在回流現(xiàn)象，選用Realizable k-ε湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬與實(shí)際更接近^[12].在求解器中選取Realizable k-ε湍流模型和SIMPLEC算法作為數(shù)值模擬的湍流模型和基本算法.將1#—4#這4臺(tái)機(jī)組的出水口斷面作為進(jìn)口邊界，采用速度進(jìn)口條件.出口邊界設(shè)置在壓力涵道出口斷面，設(shè)置為自由出流條件.出水壓力箱涵頂部、邊壁及底部設(shè)置為無(wú)滑移壁面條件，按照標(biāo)準(zhǔn)壁面條件對(duì)壁面糙率進(jìn)行設(shè)置.

2.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

根據(jù)偏心漸縮式出水壓力箱涵的布置，基于UG NX軟件建立三維模型，如圖3所示.

計(jì)算網(wǎng)格采用自適應(yīng)性較強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.選用總水力損失hf作為衡量網(wǎng)格數(shù)量N對(duì)計(jì)算結(jié)果影響的評(píng)價(jià)指標(biāo)，總水力損失采用式（1）進(jìn)行計(jì)算^[13-14].由圖4可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過162萬(wàn)時(shí)，總水力損失隨著網(wǎng)格數(shù)量增加變化不大，可以滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢查的要求，所以本次計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量確定為162萬(wàn).

hf=pin－poutρg，（1）

式中：pin為進(jìn)口總壓力，Pa;pout為出口總壓力，Pa;ρ為水流密度，kg/m3;g為重力加速度，m/s².

2.2 特征斷面選取

為進(jìn)一步研究偏心漸縮式出水壓力箱涵的水力特性，選取如圖5所示的特征斷面進(jìn)行分析^[15].選取Z=3 m處作為水平截面A，用于分析箱涵中部的水力特性.選取X=3 m處作為軸向截面B，分析箱涵軸向的水力特性.為研究4臺(tái)機(jī)組出流在箱涵漸縮段的橫向偏流情況，在Y=19 m處選取4個(gè)垂直截面C，D，E，F(xiàn)，通過計(jì)算進(jìn)行定量分析.為了研究壓強(qiáng)在長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)的分布，在水平截面A上布置了5條測(cè)線，測(cè)線距離泵機(jī)組出水口斷面距離Y分別為21，26，31，36，41 m.

2.3 初步設(shè)計(jì)方案研究

圖6a為水平截面A上初步設(shè)計(jì)方案的平面流場(chǎng)云圖，由圖可以清晰地看到機(jī)組出流會(huì)在壓力涵道邊壁和短導(dǎo)流墩旁發(fā)生脫流.這是因?yàn)槎虒?dǎo)流墩的布置不合理，漸縮角與水流流線要求的邊線不相一致，會(huì)在邊壁發(fā)生脫流，增加橫向流速，致使出水流態(tài)紊亂，影響泵站出流效率.由流線圖可知，機(jī)組出流會(huì)在3#機(jī)組和4#機(jī)組之間的隔墩前端形成回流區(qū)，增加了水力損失.3#機(jī)組出流在長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端發(fā)生分流，無(wú)法完全順直進(jìn)入2號(hào)壓力涵道內(nèi)，會(huì)向右側(cè)分流進(jìn)入1號(hào)壓力涵道內(nèi)，致使2個(gè)壓力涵道的分流量失衡，在長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)形成壓強(qiáng)差.結(jié)合水平截面A上的壓強(qiáng)p分布云圖6b，發(fā)現(xiàn)長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端兩側(cè)及壓力涵道兩側(cè)均存在有較大的壓強(qiáng)差.圖6c為初步設(shè)計(jì)方案下壓力箱涵的軸向流場(chǎng)云圖，由圖可知，機(jī)組出流不能完全順直流向下游，會(huì)在箱涵底部與挑流底板下層形成回流區(qū)，產(chǎn)生較大的水頭損失.這是因?yàn)樘袅鞯装褰Y(jié)構(gòu)的不合理布置，機(jī)組出流在挑流底板下層形成回流區(qū)，同時(shí)機(jī)組出流會(huì)受到箱涵的斜降頂板阻擋而發(fā)生偏折，進(jìn)一步加劇回流區(qū)在箱涵底部的形成.

3 優(yōu)化方案研究

導(dǎo)流墩可以調(diào)整來流流向，使2個(gè)壓力涵道內(nèi)流量分布更加均勻.特別是導(dǎo)流墩進(jìn)口端的位置和布置角度會(huì)對(duì)壓力箱涵內(nèi)的流態(tài)產(chǎn)生重大影響.對(duì)長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，使其墩頭位置順?biāo)鞣较驖M足流線要求進(jìn)行布置，這樣可以改善箱涵內(nèi)的流態(tài).在箱涵的設(shè)計(jì)中，出水流道的布置高程較高會(huì)導(dǎo)致出流在箱涵內(nèi)發(fā)生旋滾，增加水流的紊動(dòng)度，在挑流底板下層和箱涵底部形成旋渦回流區(qū)，進(jìn)而擠占主流空間，降低出流效率.對(duì)挑流底板進(jìn)行優(yōu)化，使得出流在進(jìn)入箱涵內(nèi)時(shí)，不會(huì)在挑流底板下方形成旋渦回流區(qū)，可以減小水頭損失.同時(shí)，可以從立面上對(duì)旋滾區(qū)進(jìn)行壓縮，減小旋滾區(qū)的范圍，使得出流可以順直流向箱涵出口處.因此，擬通過優(yōu)化箱涵結(jié)構(gòu)布置的方法消除不良流態(tài)，以實(shí)現(xiàn)提高泵站出流效率的目的.文中提出2種優(yōu)化方案，優(yōu)化方案如圖7所示.

優(yōu)化方案1提出了一種新型組合式的整流措施，如圖7a所示，其對(duì)導(dǎo)流墩的位置和迎水角度進(jìn)行優(yōu)化，將長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端順?biāo)鞣较驖M足流線要求布置，出于箱涵結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的考慮在長(zhǎng)導(dǎo)流進(jìn)口端兩側(cè)布置長(zhǎng)度為2.3D和2.4D的短導(dǎo)流墩，其中D為出水管管徑.如圖7b所示，優(yōu)化方案2在優(yōu)化方案1的基礎(chǔ)上，對(duì)挑流底板進(jìn)行了優(yōu)化，使其斜降至箱涵底板.

3.1 水力特性分析

3.1.1 優(yōu)化方案1

優(yōu)化方案1的水力特性云圖如圖8所示.由圖可知，通過對(duì)導(dǎo)流墩位置和迎水角度優(yōu)化后，水流在壓力涵道邊壁和短導(dǎo)流墩旁的脫流現(xiàn)象得到改善.初步設(shè)計(jì)方案中出現(xiàn)在3#機(jī)組與4#機(jī)組隔墩前端的回流區(qū)消失.3#機(jī)組出流在長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端不發(fā)生分流，可以沿導(dǎo)流墩流入2號(hào)壓力涵道內(nèi)，改善了壓力箱涵兩側(cè)過流量不均的現(xiàn)象.結(jié)合8b壓強(qiáng)分布云圖，可以清晰地看到長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)的壓強(qiáng)基本相等，但1號(hào)壓力涵道內(nèi)的壓強(qiáng)分布不均勻.由8c軸向流場(chǎng)云圖可發(fā)現(xiàn)，相較于初步設(shè)計(jì)方案，在挑流底板下方仍存在回流區(qū)，同時(shí)機(jī)組出流在箱涵底板會(huì)形成更大范圍的回流區(qū)，帶來更大的水頭損失.

3.1.2 優(yōu)化方案2

圖9為優(yōu)化方案2的水力特性云圖.

由圖9c軸向流場(chǎng)云圖可知，優(yōu)化方案2消除了初步設(shè)計(jì)方案中挑流底板下存在的回流區(qū)，使箱涵底部存在的回流區(qū)進(jìn)一步減小，則減小了水頭損失.由圖9a所示，相較于初步設(shè)計(jì)方案，3#機(jī)組與4#機(jī)組隔墩前端的回流區(qū)消失.從流線圖可以清晰地看到出流在壓力涵道邊壁和短導(dǎo)流墩旁不發(fā)生脫流，不會(huì)產(chǎn)生較大的橫向偏流，進(jìn)而提高了泵站出流效率.3#機(jī)組出流在長(zhǎng)導(dǎo)流墩進(jìn)口端不發(fā)生明顯分流，改善了2個(gè)壓力涵道內(nèi)過流量不均的現(xiàn)象.結(jié)合圖9b可知，相較于其余方案，壓強(qiáng)在2個(gè)壓力涵道的分布相對(duì)均勻.

3.2 橫向流速分配比

為定量評(píng)估各方案下機(jī)組出流的橫向偏流情況，共取4個(gè)特征斷面進(jìn)行分析，特征斷面位置如圖5所示.采用橫向流速分配比S對(duì)特征斷面進(jìn)行比較分析，該值越小則相對(duì)橫向流速越小，進(jìn)而引起的橫向偏流也越小.其中橫向流速分配比定義為

S=vxv×100%，（2）

式中：vx為橫向流速，m/s.

圖10為各方案下特征斷面的橫向流速分配比情況.由圖可知，初步設(shè)計(jì)方案的橫向流速分配比在斷面D上達(dá)到了最大，達(dá)到了-62.50%.優(yōu)化方案2使斷面D的橫向流速分配比減少為-18.82%，減少了43.68%，優(yōu)化效果明顯.由此可見，優(yōu)化方案對(duì)于特征斷面的橫向偏流情況起到優(yōu)化效果，優(yōu)化方案2具有明顯的優(yōu)越性.

3.3 壓強(qiáng)分布

為定量描述壓強(qiáng)在長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)的分布情況，在其兩側(cè)共取10個(gè)測(cè)量點(diǎn)進(jìn)行分析，測(cè)量點(diǎn)為1—5號(hào)測(cè)線與長(zhǎng)導(dǎo)流墩的交點(diǎn)，為了方便區(qū)分測(cè)量點(diǎn)位置，用1號(hào)壓力涵道側(cè)和2號(hào)壓力涵道側(cè)在圖11中進(jìn)行表示.由圖可知，初步設(shè)計(jì)方案中長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)的壓強(qiáng)差在測(cè)線1處達(dá)到最大，為1 679.51 Pa.而2號(hào)壓力涵道側(cè)壓強(qiáng)均遠(yuǎn)小于1號(hào)壓力涵道側(cè)，在長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)會(huì)形成壓強(qiáng)差.優(yōu)化方案2可以使長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)的壓強(qiáng)差最小減少為21.21 Pa，同時(shí)讓兩側(cè)壓強(qiáng)的分布更為均勻.由此可見，優(yōu)化方案2對(duì)于長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)壓強(qiáng)分布的優(yōu)化效果最佳.

3.4 水力損失

為定量評(píng)估各方案的水力損失，現(xiàn)根據(jù)式（1）對(duì)各方案的水力損失hf進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算得出初步設(shè)計(jì)方案、優(yōu)化方案1、優(yōu)化方案2的hf分別為0.628，0.619，0.601.由此可知，優(yōu)化方案2下的水力損失較初步設(shè)計(jì)方案減小了4.30%，優(yōu)化效果顯著.通過對(duì)挑流底板的優(yōu)化，消除了挑流底板下方的回流區(qū)，其中優(yōu)化方案2的水力損失相較于優(yōu)化方案1減小了2.91%.

3.5 優(yōu)化方案驗(yàn)證

根據(jù)上述數(shù)值模擬的結(jié)果，可知整流方案2的整流效果最佳.為定量驗(yàn)證數(shù)值模擬的可靠度，在數(shù)值模型中選取與模型試驗(yàn)相同的截面，通過對(duì)比該截面上測(cè)量點(diǎn)的軸向流速來對(duì)數(shù)值模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行分析.測(cè)量點(diǎn)位于壓力涵道出口斷面中心位置的0.5倍水深處，1號(hào)壓力涵道對(duì)應(yīng)的測(cè)量點(diǎn)為G，2號(hào)壓力涵道的測(cè)量點(diǎn)為H.在模型試驗(yàn)中，采用LGY-Ⅲ型多功能智能流速儀對(duì)特征點(diǎn)的流速進(jìn)行測(cè)量.該儀器可以同時(shí)測(cè)量多點(diǎn)流速，進(jìn)而減小了測(cè)量誤差.對(duì)測(cè)量點(diǎn)的軸向流速進(jìn)行多次測(cè)量，并將模型流速換算得到原型流速，如表1所示.

由表１可知，模型試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的相對(duì)誤差δ最大達(dá)到了4.318%.物理模型試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果一致，可以看出數(shù)值模擬結(jié)果可靠.

4 典型運(yùn)行工況研究

為了驗(yàn)證優(yōu)化方案2在不同運(yùn)行工況下的優(yōu)化效果，選取實(shí)際工程中開啟2#，3#，4#機(jī)組的典型工況進(jìn)行研究，獲得初步設(shè)計(jì)方案和優(yōu)化方案2下水平截面A的平面流場(chǎng)云圖，如圖12所示.由圖12a可知，箱涵右側(cè)邊壁處存在大面積的低速旋渦區(qū).3#機(jī)組的出流會(huì)在長(zhǎng)導(dǎo)流墩前端發(fā)生分流進(jìn)入1號(hào)壓力涵道側(cè).機(jī)組出流會(huì)產(chǎn)生較大的橫向流速進(jìn)而在箱涵的左側(cè)邊壁發(fā)生脫流，對(duì)出水流態(tài)產(chǎn)生影響.在2#，3#，4#機(jī)組運(yùn)行工況下，采用優(yōu)化方案2時(shí)，箱涵內(nèi)流態(tài)得到了優(yōu)化.其中箱涵右側(cè)邊壁的旋渦區(qū)面積減小，在箱涵左側(cè)邊壁不發(fā)生脫流現(xiàn)象，3#機(jī)組出流可以順直進(jìn)入2號(hào)壓力涵道內(nèi)，不發(fā)生明顯偏流.

5 結(jié) 論

1） 偏心漸縮式出水壓力箱涵內(nèi)長(zhǎng)、短導(dǎo)流墩等結(jié)構(gòu)不合理的布置，會(huì)引起較大的橫向流速，在箱涵內(nèi)會(huì)出現(xiàn)偏流、回流、脫流等不良流態(tài)，機(jī)組出流不能順直進(jìn)入對(duì)應(yīng)的壓力涵道，導(dǎo)致壓力涵道內(nèi)過流量不平衡，在長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)形成壓強(qiáng)差.

2） 偏心漸縮式出水壓力箱涵內(nèi)采用“導(dǎo)流墩位置+迎水角度+挑流底板結(jié)構(gòu)”的優(yōu)化方案后，箱涵內(nèi)存在的不良流態(tài)消失，消除了橫向偏流現(xiàn)象，長(zhǎng)導(dǎo)流墩兩側(cè)壓強(qiáng)分布更為均勻，壓強(qiáng)差由最大的1 679.51 Pa降低為21.21 Pa.

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