高傳昌，曾新樂，解克宇，唐林鈞

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泵站進水池超低水位下組合整流方案與驗證

高傳昌1，曾新樂1，解克宇2，唐林鈞1

（1. 華北水利水電大學電力學院，鄭州 471100；2. 國網新源水電有限公司富春江水力發(fā)電廠，杭州 311500）

泵站在超低水位下運行時，將引起泵站進水水流流態(tài)惡化，危及泵站的安全穩(wěn)定運行。為了解決這一問題，該文通過對黃河下游田山一級泵站在進水池超低水位下運行時存在的嚴重不良流態(tài)及其對機組造成的危害進行了分析，提出了在進水池設置導流臺、水下消渦板和W型后墻導流墩的組合整流措施，應用三維數值計算方法對進水池的水流流態(tài)和該組合整流措施下的整流效果進行了數值模擬，并采用透明的進水池模型對數值模擬結果進行了檢驗。數值計算和模型試驗結果表明：組合整流措施消除了進水池表面、池底、邊壁的漩渦、回流以及死水區(qū)，進水池的水流流態(tài)和進水喇叭口的軸向速度分布得到了有效的改善。研究成果可為超低水位下運行的泵站提供參考。

泵；計算機仿真；模型；進水池；超低水位；水流流態(tài)；整流措施；試驗

0 引 言

泵站是農業(yè)水利工程的重要組成部分，在農業(yè)灌溉、抵御洪水、城鎮(zhèn)供水、流域調水等方面發(fā)揮著極其重要的作用。2002年以來，黃河小浪底調水調沙，實現了黃河下游主槽全面沖刷，主河槽河底高程平均降低1.85 m[1]，導致同等流量下的黃河水位顯著下降，造成黃河下游部分提水泵站的引水條件發(fā)生了變化，使泵站進水池水位不滿足水泵進水管口的最小淹沒深度或臨界水深的要求，水泵處于超低水位（進水池水位低于設計低水位）下運行，引起進水池水流流態(tài)惡化，誘發(fā)水泵汽蝕、機組振動和水泵效能下降等一系列問題的發(fā)生，嚴重時機組將無法工作。故研究泵站在進水池超低水位下運行時的進水池水流流動狀況，分析影響進水水流流態(tài)的主要因素，提出一種能夠使泵站在進水池超低水位下安全穩(wěn)定運行的進水池組合整流措施，迫在眉睫。

泵站進水池的主要作用是為水泵提供良好的吸水條件，要求進水池中的水流流速分布均勻、無漩渦和無回流。為此，學者們對進水池水流流態(tài)及其影響因素進行了大量的研究。Denny[2]對進水池內的進氣漩渦進行了系統的試驗研究，何耘[3]就進水池的漩渦類型、影響因素和漩渦控制等進行了研究，并根據表面漩渦的強弱程度將其分成6種類型，文獻[4-11]就進水池的懸空高度、淹沒深度、后墻距、池體形狀、池寬、池長和進水管的相對位置等對進水池流態(tài)的影響進行了研究，并給出了相應幾何尺寸的取值范圍。Constantinescu等[12]發(fā)展了三維數值計算方法，并制作軟件用于進水池流動模擬，國內外學者運用CFD和PIV技術對進水池內的水流流場、漩渦產生的狀況及喇叭管進口流態(tài)進行了數值計算和測試分析[13-25]。許多學者基于進水池水流流動規(guī)律，在進水池采用了導水錐[26-29]、導流墩[30]和立柱、底坎、壓水板[31-32]等不同的整流措施，有效的改善進水池水流流態(tài)。資丹等[33]在改善大型泵站進水池流態(tài)方面采用了組合式導流墩，取得了良好的效果。這些整流措施主要是針對泵站進水池設計或運行不合理形成的各種不良流態(tài)而設置的，實際應用已證明能夠有效地改善進水池水流流態(tài)。在進水池超低水位運行的泵站中，采用某種整流措施或者組合整流措施能否改善進水池流態(tài)尚未研究，所以必須尋求一種有效的組合整流方法以改善進水池流態(tài)，提高進水池內水流的均勻度，滿足水泵平穩(wěn)均勻的吸水要求。

本文以黃河下游田山引黃一級泵站為研究對象，采用數值模擬和試驗研究相結合的方法，開展泵站進水池超低水位組合整流方法的研究，分析組合整流技術在改善進水池超低水位水流流態(tài)的作用與效果，以及為同類泵站的設計改造提供參考。

1 田山一級泵站概況

田山一級泵站位于濟南市平陰縣內，直接從黃河提水。泵站自1971年運行以來，主要為田山灌區(qū)（設計灌區(qū)面積2.11萬hm2）供水。近些年隨著濟南市經濟社會的發(fā)展，田山一級泵站已由原來單一的農業(yè)供水模式轉變?yōu)楝F在的工業(yè)、農業(yè)、居民生活、生態(tài)和區(qū)域補水等多元化供水模式，供水量大幅度提升，2012年以前年均提水約700萬m3，增加到現在年均提水5 000多萬m3。

田山一級泵站包括進水閘、前池、進水池、泵房、出水池等?？傮w布置為沿黃河兩岸布置6孔進水閘，進水角度90°即垂直進水，進水閘后接前池，前池為濕室型泵房，泵房后壓力出水管與進水池連接。泵站共安裝12臺軸流泵，其中型號為900ZLB2.4-4的3臺，36ZLB-100的8臺和36ZLB-85的1臺，泵站設計揚程7.7 m，設計流量30 m3/s，裝機容量2 670 kW，水泵安裝高程32.6 m。該泵站的進水池位于泵房下部，且為開敞式矩形進水池，中間用隔墩分成左右對稱的單泵進水池，2臺水泵合用一孔進水閘。進水池池長為6.72 m，單泵進水池池寬為3.3 m，池底高程30.4 m，進水池設計水位34.3 m，最低水位33.7 m；懸空高度為1.2 m，后墻距為1.26 m；進水管直徑900 mm，進水喇叭口直徑1 280 mm，如圖1所示。

注：P為喇叭口懸空高度；T為進水池后墻距；Y為相應截面的高程，m。

2 泵站存在的問題

田山一級泵站直接引取黃河水，因此黃河主河道的河底高程降低后，造成相同黃河流量下的黃河水位降低，泵站進水池水位也隨之下降。2012年以來，每當田山一級泵站進水池水位低于進水池最低設計水位（33.7 m）時，機組會產生振動和噪聲，而隨著黃河水位（進水池水位）進一步降低，機組的振動和噪聲越來越大，最后迫使機組停機。經工作人員檢查發(fā)現，在水泵的葉輪與葉片上均出現了氣蝕現象，氣蝕部位表面出現蜂窩狀凹坑，如圖2所示。氣蝕最嚴重時，機組運行20 d左右就導致葉片斷裂，嚴重影響機組的正常運行。

圖2 葉輪葉片汽蝕情況

3 數值計算模型及計算工況

3.1 數學模型

數值計算時，將計算區(qū)域分為引渠、前池和進水池三部分，并進行網格剖分，所有規(guī)則區(qū)域均采用六面體網格。其中，引渠部分網格數量為66萬，前池為99萬，進水池部分由于進水喇叭口與進水管附近流速較大，網格局部進行加密，確定為128萬，最終計算區(qū)域網格數量為293萬。如圖3所示。

圖3 田山一級泵站計算區(qū)域網格示意圖

3.2 計算工況

田山一級泵站的正常設計水位為34.3 m，設計最低水位為33.7 m。而目前其進水池運行水位在33.5 m左右，為了保證機組能夠在進水池能夠在低于設計低水位（超低水位下）下安全穩(wěn)定的運行，數值模擬選擇33.2、33.0和32.8 m共3個進水池超低水位，相應的揚程分別為8.8、9.0和9.2 m，采用單泵和雙泵2種運行工況，單泵的流量為水泵設計流量=2.98 m3/s，共6種模擬計算工況。

4 整流方案和計算結果分析

4.1 整流方案

田山一級泵站在超低水位下運行時，進水池出現了表面進氣漩渦、池底漩渦、邊壁漩渦和回流等現象。針對進水池中這些不良流態(tài)，采用在喇叭口正下方池底設置導流臺，消除池底漩渦和回流；在進水管布置水下消渦板，消除了表面進氣漩渦和減少凹陷漩渦的產生；通過W型后墻導流墩有效抑制了邊壁漩渦和回流的產生。由此提出的一種導流臺-水下消渦板-W型后墻導流墩組成的整流方案（如圖4所示），改善了進水水流流態(tài)，使進水池水流均勻平穩(wěn)的流向進水喇叭口[35]。具體布置如下：導流臺位于喇叭口正下方的池底，其底部直徑為1.5（為喇叭口直徑），頂部直徑為0.45，高度為0.5，邊線近似為半圓弧形；水下消渦板分為前后兩部分，前水下消渦板長度設置為1.2，后水下消渦板長度為1.0，水下消渦板的安裝高度（距喇叭口進口邊緣的距離）為0.5；W型后墻導流墩由一個中墩和2個邊墩構成，中墩為等腰三角形，底邊為100 mm，兩腰邊長為70 mm，邊墩為直角三角形，兩直角邊分別為50和70 mm，中墩和邊墩均與水下消渦板相抵，使后墻呈W型。

圖4 整流方案示意圖

4.2 計算結果分析

通過對田山一級泵站3個水位和單雙泵兩種開機組合下6種工況進行了數值計算，得到了各工況下進水池水流流態(tài)分布圖。由數值模擬結果分析可知，雙泵運行下的進水池流態(tài)要優(yōu)于單泵運行，而且3種水位下采取整流方案后，進水池中的水流流態(tài)均得到了較大的改善，達到了預期的整流效果。因此本文僅對33.0 m水位下單泵運行的進水池流態(tài)的數值計算結果進行分析。

由于左右單泵進水池對稱布置，以引渠始截面的中心線和海平面的交點為原心，設置坐標，如圖1所示。選擇單泵運行右側進水池的水表面（=33.0 m，即水位33.0 m）、進水管中心剖面（=2 150 mm）、進水池右側邊壁（=3 800 mm）、進水喇叭口水平剖面（=31.6 m）、進水池池底（=30.4m）和距喇叭口中心1.5倍喇叭口直徑橫剖面（=15 580 mm），以及整個進水池水流流態(tài)圖進行分析。

4.2.1 自由水面

圖5為單泵運行時泵站水表面的流速分布圖。對比整流前后可以發(fā)現，增加整流裝置后，進水池表面的低速滯水區(qū)面積明顯減小，進水池進水管后側的兩個對稱的漩渦已被消除，僅在后墻中的導流墩處存在微小的漩渦。

圖5 單泵運行時進水池表面的流速分布

4.2.2 進水池縱剖面

圖6為進水池進水管中心（=2 150 mm）和進水池右側池壁（=3 800 mm）處縱剖面水流速度分布圖。由圖6a可以看出，整流前進水管中心所在縱剖面存在較大面積的滯水區(qū)，喇叭口下方流線出現較大的彎折。同時，靠近邊壁的縱剖面中，在后墻附近的低速滯水區(qū)出現了一大一小2個漩渦。這是喇叭口到后墻的距離較大的原因造成的，其/約為1，較通常設計最優(yōu)值0.5超出一倍。而整流后的進水管中心剖面的流速分布更加合理，低速滯水區(qū)的面積明顯減小，流線更為平順；在邊壁剖面，原有靠近后墻的2個漩渦已被消除，但在水下消渦板下方的低速區(qū)與高速區(qū)交界處又生成一個漩渦。

圖6 進水池進水管中心和進水池右側池壁處縱剖面流速分布

4.2.3 進水池水平剖面

圖7為喇叭口所在平面（=1 200 mm）和進水池池底（=0 mm）處水平剖面的流速分布圖。由圖可知，整流前喇叭口所在平面流態(tài)較好，但進水池池底水流流態(tài)較為紊亂，出現了大大小小的附底漩渦，其中以進水管正下方的漩渦最為嚴重。主要是因為進水池中機組的懸空高度較高，池底流速低，與喇叭口下方的高速區(qū)形成較大流速梯度。增加整流措施后，喇叭口所在剖面喇叭口前的流速有所增加，導流墩附近出現了小漩渦。但進水池池底的流態(tài)改善明顯，附底漩渦基本消除，滯水區(qū)面積大大減小，在邊壁處有2個對稱的微弱漩渦。

圖7 進水池喇叭口和池底處水平剖面流速分布

4.2.4 進水池橫剖面

圖8為單泵運行時距進水管中心1.5倍喇叭口直徑處（=15 580 mm）的進水橫剖面的流速分布圖。由圖8a中可以看出該進水剖面流速分布不均，右側流速大，左側流速小，左側出現了較大的漩渦。這是由于單泵運行時，該進水池右側的水流直接從前池引入，水流速度較高，而進水池左側的水流一部分是從相鄰的進水池引入，該部分水流速度低，兩部分水流在單泵運行進水池左側邊壁處混合后形成流速較低的水流，該進水池水流右側流速大于左側流速，存在較大流速梯度，因此在流速較低的進水池左側形成了漩渦。但增加整流措施后，可以明顯看到，該剖面上的漩渦已消失，整個斷面上的流速分布更加合理，整流效果明顯。

圖8 距進水管中心1.5倍喇叭口直徑處進水池橫剖面流速分布

4.2.5 進水池水流流態(tài)分布

圖9給出整流前后進水池的速度云圖以及流線圖。由圖9a可知，在無整流措施條件下，進水池后墻附近有較大范圍的滯水區(qū)，且在邊壁附近出現了2個漩渦，喇叭口正下方也出現了一個附底漩渦。整個進水池水流較為紊亂，流速分布不均勻。圖9b是實施整流措施后進水池的速度云圖以及流線圖。原位于池底的附底漩渦已被消除，喇叭口下方的水流均勻穩(wěn)定。進水池中的低速滯水區(qū)面積明顯減小，喇叭口邊壁附近滯水區(qū)近乎完全消失。靠近喇叭口邊壁附近水流流態(tài)改善明顯。

圖9 不同整流措施下的速度云圖和流線圖

4.2.6 進水喇叭口軸向流速分布

整流前受進水池漩渦的影響，喇叭口的流速分布均勻度較差，為62.3%。而經組合整流后，喇叭口軸向速度分布均勻度為87.5%，較整流前提高了25.2%，有效地改善了水泵的進水條件。

5 試驗驗證

5.1 模型試驗及方法

模型試驗僅對田山一級泵站原型進水池流態(tài)數值模擬結果進行校驗，模型試驗不帶泵運行。田山一級泵站進水池為開敞式，水流主要受重力的支配，水力模型試驗按F相似準則進行。并通過技術經濟比較，選擇模型比例尺為1∶10。整個模型系統包括循環(huán)水池、水位模擬裝置、進水池模型、動力系統和管路組成，如圖10所示。

圖10 模型試驗系統示意圖

試驗中的水位通過標尺控制，流量由電磁流量計記錄。重點觀測記錄進水池中水面漩渦和水中漩渦、喇叭口進口和池底的預旋以及池中特征斷面的流速分布，其中流速分布利用PIV系統進行測量，漩渦利用攝像機記錄，預旋通過在喇叭口邊緣及其正下方的池底各布置8條紅紗線的方法觀測，觀測和記錄時間不少于10 min。為使試驗現象更加直觀，水中漩渦采用注射稀釋染料的方法處理。

5.2 進水池水流流態(tài)

根據文獻[3]的研究，將漩渦分為六類，其中Ⅰ、Ⅱ型漩渦近于無漩渦，允許存在；Ⅴ、Ⅵ漩渦屬于進氣漩渦，容易引發(fā)空化空蝕，運行時嚴禁出現。

整流前，進水池流態(tài)較差，試驗記錄如表1，水流流態(tài)如圖11a所示。其自由水面出現Ⅵ型漩渦，進水管連續(xù)大量進氣；喇叭口附近的邊壁出現劇烈漩渦，嚴重影響喇叭口附近的水流流態(tài)；喇叭口下方的池底也出現了劇烈的漩渦。試驗中發(fā)現隨著水位的繼續(xù)下降，池底漩渦中心壓力進一步降低，甚至出現空化渦帶?？梢姡髑氨谜具M水池在超低水位下運行時會出現嚴重漩渦問題，與數值模擬情況基本吻合。

整流后后，表面渦經由水下消渦板的消渦、整流作用，從連續(xù)長時間進氣的Ⅵ型渦逐漸減弱為Ⅰ型渦直至消失。邊壁渦在水下消渦板和W型后墻導流墩的共同作用也基本消失，僅是在邊壁附近出現水流紊亂現象。而底渦由于導流臺的占據作用，則完全消失，水流沿導流臺平穩(wěn)的進入喇叭口中，如圖11b所示。綜上所述，整流后泵站能夠超低水位下穩(wěn)定運行，達到了預期的效果。

表1 設計流量為33.91 m3·h-1時進水池漩渦流態(tài)記錄

5.3 進水池流速分布

試驗采用德國LaVision公司生產的PIV粒子成像流速測試系統，對整流前后進水池特征斷面進行二維PIV技術的流場測試，對其流速分布、水流流態(tài)進行分析。測試區(qū)域如圖12所示。

圖13是整流前后測試斷面的流速分布。對比改造前后的PIV試驗結果可以發(fā)現，改造前的1、2、3斷面雖水流整體向喇叭口方向流動，但局部水流方向比較紊亂，出現了回流、漩渦。而增加導流臺+水下消渦板+W型后墻導流墩的組合整流措施后，斷面2、3水流流態(tài)得到明顯的改善，測試區(qū)域流速分布更加均勻，水流流動更加平穩(wěn)，回流和漩渦得到明顯的減少；僅斷面1受邊壁的影響，水流出現小的波動，但相比改造前，其水流流態(tài)仍有明顯改善。進一步說明組合整流方案是一種有效的技術改造方案。田山一級泵站采用導流臺+水下消渦板+W型后墻導流墩的組合整流措施技術改造后，經泵站數月在超低水位試運行，效果良好，機組汽蝕、振動和噪聲大幅度降低，提高了機組運行效率，改善了工作人員的工作環(huán)境。

圖11 整流前后33.0 m水位進水池流態(tài)

注：1、2、3代表斷面。

注：箭頭的方向代表水流方向；箭頭的長短代表水流速度的大小。

6 結 論

通過對田山一級泵站進水池超低水位下水流流態(tài)和整流效果的數值和試驗研究，可得出以下結論。

1）泵站在超低水位下運行時，進水池中水流存在較大的流速梯度，導致池中水流速度分布不均，出現了連續(xù)進氣的表面漩渦、附壁漩渦和池底漩渦，以及死水區(qū)和回流區(qū)，引起進水池中水流流態(tài)嚴重惡化，造成機組汽蝕、振動和運行工況不穩(wěn)。

2）泵站進水池設置的導流臺消除了進水池池底漩渦和死水區(qū)、水下消渦板有效控制了進水池表面漩渦的產生、和W型后墻導流墩基本消除了后墻附近的漩渦、回流與死水區(qū)，使進水池中的水流流態(tài)和進水喇叭口的流速分布得到了較大改善，水流平穩(wěn)地流進進水喇叭口，振動和噪聲大幅度降低，保證了泵站在進水池超低水位下安全穩(wěn)定的運行。

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Combined rectification scheme of pump intake sump in ultra-low water level and its verification

Gao Chuanchang1, Zeng Xinle1, Xie Keyu2, Tang Linjun1

(1.471100;2.311500)

In order to ensure the safe and stable operation of pump station when the suction sump is under the ultra-low water level (the ultra-low water level is higher than the pump installation elevation yet lower than the designed low level of the suction sump), the Tianshan first-grade pump station is taken as study object in this paper. Site research shows that when the pump station runs under the ultra-low water level in long time, the noise and vibration of the pump unit are increased, the impeller and blade are severely caved and the normal operation of pump station is affected. In order to solve these adverse effects, the combined rectification scheme is proposed, which consists of diversion platform, underwater vortex suppression plate and W type diversion pier near the back wall. The flow pattern, the velocity distribution and the axial velocity uniformity of bell-mouth inlet under the original scheme and rectified scheme were analyzed through numerical simulation and experimental research respectively. The numerical simulation results showed that violent vortexes appeared on side wall, bottom and surface of the suction sump due to the ultra-low water level and large velocity gradient in suction sump. These vortexes deteriorated the flow pattern in suction sump, and this situation was exacerbated by excessive hanging height and the distance between back wall and water inlet. But a vortex at the bottom and 2 surface vortexes of the suction sump were completely removed, and the side wall vortex of the suction sump was controlled; the area of backflow and stagnant water shrank dramatically after the combined rectifier scheme was adopted. In addition, the uniformity of axial velocity distribution of bell-mouth inlet was increased from 62.3% to 87.5%, 25.2% higher than before, which greatly improved the water flow pattern in suction sump. In the combined rectifier scheme, the diversion platform eliminated the whirlpool at the bottom of the suction sump, and improved the flow pattern between the bell-mouth and the bottom of the suction sump. The underwater vortex suppression plate effectively suppressed the intake swirl at the surface of the suction sump and weakened the vortex on the side wall. The W type diversion pier near the back wall made the back wall W type, which gave better hydraulic characteristics to the back wall and weakened the backflow and stagnant water near the back wall. It was also observed in the model test and PIV (particle image velocimetry) test that some adverse phenomena such as sixth types intake swirl on the suction sump surface and other serious vortexes on the side wall and bottom of the suction sump disappeared and the velocity distribution of specific area of the suction sump was more reasonable than the suction sump before rectification. In summary, the combined rectification scheme proposed in this paper can provide good water inlet condition for water pump unit under ultra-low water level of suction sump, and provide technical transformation basis for pumping station running under other low water level.

pumps; computer simulation; models; intake sump; ultra-low water; water flow regime; rectification measure; test

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.23.013

TV675

A

1002-6819(2017)-23-0101-08

2017-05-08

2017-09-23

水利部公益性行業(yè)科研專項（201201085）

高傳昌，教授，博士生導師，主要從事流體機械以及高效輸送技術等方面的研究。Email：gcc@ncwu.edu.cn