孔板流场的二维激光测速试验研究
才君眉 马 俊 张子冀 冯金铭
清华大学 北京 100084
一、前 言
黄河小浪底水库工程在我国首次采用孔板型内消能泄洪洞，围绕这一新型设计，国内开展了多方面的研究工作，其中关于孔板体形对消能系数及流速场分布特性的影响是研究的重要内容。
本试验所采用的二维激光测速技术已多次用于孔板流速场的量测，例如孔板泄洪洞流场测试［1］，多级孔板不同间距流场研究［2］，管嘴型流场研究［3］等，量测成果与数值分析成果规律性一致［4，5］，试验结果稳定，数据可信，试验技术比较成熟。本项研究着重于孔板内缘流速场分析，试验模型分别为10.3cm圆形有压管道和10.3cm×3cm矩形有压管道，后者孔板设于矩形管道断面上下边壁上。设置多种内缘型式，量测二维时均流速、脉动流速、雷诺切应力等，研究孔板内缘型式对流速场的影响，分析消能系数变化规律和机理。圆形管道模型由于孔板环厚度较大，目前的激光技术尚无法使信号穿过，因此以往的试验都只能观测孔板之间的流速场分布，而未测得孔板环内流速场情况。采用表现局部孔板的矩形管道模型，可以使激光信号从侧壁方向发射和接收，以便观测孔板环内分离流发展过程，从而取得较为完整的孔板流场内部信息。
为了便于对比，矩形管道模型试验沿用了柱坐标系统，以管道中心线为轴向坐标x，孔板上游端面中心点为原点，垂向中心线称为径向坐标y，其他符号规定如下：
 —轴向时均流速 u′—轴向脉动流速
 —径向时均流速 v′—径向脉动流速
 m—流场中最大轴向时均流速 w′—切向脉动流速
U—管道断面平均流速 U0—孔板孔口平均流速
ω—平均角转速
二、孔板流场的基本形态
孔板流场的基本形态及其时均和紊动特性已有多篇研究报导，如文献［1］～［3］。二维激光测速试验及数值分析成果均说明，孔板流动是一个近似轴对称的分离流动，其流场具有分区特性，见图1。
图1 圆形有压管道孔板流场测试图
(孔板孔径比 厚径比t/D=0.138 内缘坡角α=30°内缘弧径比r/D=0.0014)
从时均意义上可以认为，在水股中心附近存在一个势流核(图1中的Ⅰ)，角转速ω=0。该区从孔口开始，向下游逐渐收缩，至一定距离后消失。势流核的长度与孔板孔径收缩比有关。
在孔板下游侧边壁附近，存在狭长的回流区(图1中的Ⅲ)。回流区与主流分界面即为孔板分离流界面，这是一个不稳定的跃动面。回流区末端水流再附区也在不停的摆动。主流与周围水体形成不连续面，在该面上形成一系列旋涡，并产生强烈的紊动。
在势流核与回流区之间的混合区包含强剪切层(图1中的Ⅱ)，具有很高的流速梯度、紊动强度和角转速，是紊动能量的主要产生区和消耗区，它从孔板内缘开始生成，向下游逐渐扩散，直至势流核的末端，占据整个管道。其高紊动部分基本位于流体内部，边壁附近和轴线附近的雷诺切应力相对剪切层内小2个数量级，因而构成孔板消能工主要在水流内部消能的特点。
孔板后流场与来流相比，发生了很大变化(图1)，有以下几个特点：
1. 流速场分布的极不均匀性
孔板之后的轴向时均流速分布急剧变化，其断面动能修正系数α，来流为1.06，孔板后0.5D处达9.7，至2.5D处α仍有2.0之大，直至4.5D处才与来流相近，达到1.02(D为管道直径)。回流区内的负流速其绝对值最高可达最大正流速的1/5左右。径向、切向时均流速相对较小，一般小于轴向时均流速的10%。断面动能修正系数表示如下：
其中R为径向坐标，φ为角坐标，s为圆管断面积，Q为流量。
2. 高紊动性
实测资料表明，孔板后的最大紊动强度超过来流的6倍，直至4.5D处，仍保持来流的3倍之多。脉动动能与紊动强度密切相关，图1中实测孔板流场的断面总脉动动能，在孔板后2D处达最高值，约为来流的27倍，为时均动能的44%。脉动动能的增长和衰减过程正是消能的主要过程，因此孔板具有很高的消能率。
孔板流场的高度不均匀性、高紊动特性是各种孔板的共同特征。多次试验证实，孔板体形和孔径比的变化不改变流场的基本形态，仅仅改变流场结构的分区尺度和不均匀程度以及紊动程度，从而影响消能量值的变化。而内缘型式对其影响相当敏感。本次二维激光测速试验，得出了内缘体形对流速场的影响规律。
三、孔板内缘型式对流场的影响
孔板内缘型式的参数，主要为内缘斜坡坡角和内缘小圆弧半径r，取三种孔板断面型式进行研究，如图2所示。其中a型半径很小，r/D=0.0014，称为锐缘孔板，内缘坡角为30°。以往的试验多针对这种孔板进行，如图1。b型将半径加大，r/D=0.0276，以使流场尺度有明显的变化，内缘坡角亦为30°。c型为平头，即内缘坡角为0，无圆弧。a与b型试验比较内缘顶弧半径的影响；a与c型试验比较内缘坡角的影响。b、c型测试结果见图3。三种型式比较，有如下特点：
图2 孔板内缘对比试验的型式
(β=0.69 t/D=0.138 r/D=0.0276)
图3 圆形有压管道b型、c型孔板流场测试图
1. 孔板的回流区长度，以b型最短，为1.65D，c型次之，为1.71D，a型最长，为1.87D。
2. 孔板后流场的断面动能修正系数α分布曲线(图4)，a型最高，b型最低，c型居中。断面平均轴向脉动动能Cu分布曲线(图5)，a与c型接近，b型最低。
图4 断面动能修正系数分布图
图5 断面平均轴向脉动动能分布
由此可见，孔板内缘型式对水流扰动程度影响很大，当内缘较锐时，回流区很长，水流的紊动强度和脉动动能均较大，而当内缘顶弧半径加大较多时，回流区缩短很多，紊动程度显著下降，从而降低能量耗损，减小了消能系数。当孔板的内缘坡度减缓时，对时均流速分布影响较为明显，而对紊动量值影响不很大。由于试验采用的孔板较薄,t/D=0.14(t为孔板厚度)，因此内缘对流场的扰动，主要发生在前缘，孔板的坡度对流场影响的量值有限。
四、孔板环内流动形态的探讨
孔板内缘型式对流场的影响首先应表现在孔板环内流场的变化，但是由于圆形管道环状孔板模型对激光束发射和接收都有很大影响，难以测得环内的流场。迄今为止，还只有数值模拟随体网格方法可以对环内流场进行计算［3］，尚未见到直接的探测资料。
本试验在矩形管道断面的上下两边设置孔板(图6)，由侧壁向内发射和接收激光信号，从而可以清楚的了解孔板内缘处的流动形态，以便研究内缘及其附近体形变化对流动的影响。
图6 矩形有压管道孔板模型图
4.1 孔板内缘顶弧半径的影响
在圆管模型中已经测得内缘顶弧半径加大对流场结构的影响趋势，本试验设置四种孔板模型，r/D分别为0.0014、0.0069、0.0207、0.0276，进一步揭示了这一规律。
图7为轴向时均流速量测结果，各模型水流分离点明显不同，随着r/D加大而下移，在孔板内缘中部量测断面上，只有r/D=0.0014、0.0069两组出现负流速，且前者负值范围高于后者。在孔板下游端面上，各模型均出现负流速，其负值范围随r/D加大而递减。这些现象说明，锐缘孔板的水流分离点在孔板的前缘顶部，当内缘顶弧半径加大时，分离点下移，r/D=0.0207～0.0276的水流分离点已经移至内缘的后半部，内缘表面的旋涡区缩小，以至几乎消失。其次，四组试验的孔板下游水流再附点也有一定规律，显然，随r/D加大，该点移向上游。回流区起点和终点随r/D加大而相互靠拢，因此，其长度将随r/D加大而缩短。
图7 矩形管道模型轴向时均流速分布量测值
(a)～(g)：β=0.724 (a)～(h)：t/d=0.138
分析各个模型孔板内缘的三个量测断面上最大轴向时均流速(/m)max以及最大紊动强度
( 可以发现均已接近或等于管内流场最大值。最大紊动强度出现在孔板环内的中断面和下游断面，并且环内出现较大的雷诺切应力，说明强剪切层在孔板环内已经开始。以r/D=0.0014，β=0.724，a/h=0.6模型试验为例，列于图8，图中脚标im为测量断面最大值，m为管道流场内的最大值，图中5＃、6＃、7＃孔板环内量测断面编号分别为孔板环的上游端面，中断面和下游端面。
径向时均流速在孔板内缘进口附近较大，这是由于水流分离引起的，在管中心线处为零，说明流动基本对称。
图8 孔板环内时均流速和紊动强度最大值与管道最大值的比较
(r/D=0.207 β=0.724 a/h=0.6)
4.2 孔板前缘加设贴角对流场的影响
孔板前缘加设贴角后，在贴角段内轴向时均流速未出现负值，而在不设贴角的一组模型上(图7g a/h=0，h为孔板断面高度，r/D=0.0014，孔板孔径比β=0.724)，在孔板上游角隅测得时均负流速，说明存在角隅旋涡区。
贴角尺寸不同，所测时均流速、脉动流速及雷诺应力差别都不很大，各组量级基本相同。但孔板内缘流场的水流分离点略有差别，图7中c、e、f三种贴角尺寸，其r/D均为0.0207，孔径比β均为0.724，在a/h=0(图7e)的孔板内缘中断面斜坡附近未发现负流速，而在a/h=0.3和0.6(图7f、c)模型上相同位置测得负流速，说明f、c两组水流分离点上移，内缘斜坡面上出现小的旋涡区，从而揭示了贴角对消能系数影响的机理，即当贴角尺寸在a/h＜0.6范围时，加大贴角使消能略有增加［6］，这是由于适当的贴角尺寸可以向上游调整水流分离点，使消能系数不下降，又可消除角隅旋涡。
4.3 孔板矩形模型试验与圆形模型试验的对比分析
孔板流动是轴对称的有压流，圆形管道模型能真实反映其流场规律，而矩形管道模型与实际孔板流场是有差别的。图9是一组矩形管道模型试验结果，与图1圆形管道模型孔板断面参数相同，图1圆形模型孔径比β=0.69，图9矩形模型孔口垂向收缩比亦为β=0.69，内缘坡角均为α=30°，内缘顶弧半径均为r/D=0.0014，D分别为管道直径或高度。由于孔板处形成的面积收缩比不同，因此两种模型压力分布差别很大，对孔板后整个流场尺度都有影响。主要表现在以下方面：
图9 矩形管道孔板模型试验资料
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