張 睿，徐 輝，陳毓陵，馮建剛，周春天，王曉升

（河海大學 水利水電學院，江蘇 南京 210098）

1 研究背景

雨水泵站主要用于排除城市低洼地帶以及雨水管道系統(tǒng)中的積水，對于防止城市內澇災害發(fā)揮著關鍵作用。由于受到城市規(guī)劃、地形以及管網布置等條件限制，城市雨水泵站占地面積偏小且其進水建筑物結構較為緊湊，往往難以按照泵站設計規(guī)范中水力條件良好的要求進行布置，由此容易造成泵站進水建筑物內產生旋渦、回流、偏流等不良流態(tài)，嚴重影響泵站的安全穩(wěn)定運行［1］。因此，改善城市雨水泵站進水建筑物內的不良流態(tài)，對于保障其運行的安全可靠性具有重要意義。

泵站進水流態(tài)改善的研究方法主要包括物理模型試驗和數(shù)值模擬計算，其中，與物理模型試驗相比，數(shù)值模擬計算的成本低、周期短，并且可以獲得更為豐富的流場信息，特別是近年來隨著計算機技術的飛速發(fā)展和計算流體動力學（CFD）方法的不斷完善，CFD數(shù)值模擬被越來越多的學者所認可，成為泵站工程水力流動特性分析及整流措施研究的重要手段［2-5］。高傳昌等［6］針對田山一級泵站前池和進水池擬選的不同整流方案進行了數(shù)值模擬研究，比選出了適合于該泵站前池與進水池的整流措施；劉梅清等［7］對某泵站前池進行了湍流模型適用性分析，采用Realizable k-ε模型開展了導流墩消渦最佳布置方案的數(shù)值模擬研究；成立等［8］對加Y形導流墩的正向進水泵站前池流態(tài)進行數(shù)值模擬，分析了Y形導流墩幾何參數(shù)對前池流態(tài)改善的影響；資丹等［9-10］采用CFD技術與現(xiàn)場測試相結合的手段，開展了大型泵站進水流場組合式導流墩整流優(yōu)化研究，分析了組合式導流墩在大型泵站進水流場改善流態(tài)的作用和效果；周濟人等［11］應用CFX軟件分析了側向進水泵站的前池流態(tài)，并分別對Y型導流墩、底坎及導流墻等措施的整流特點進行了數(shù)值研究。

目前關于泵站進水流態(tài)的改善主要集中于前池、進水池內的整流措施研究，而對于城市雨水泵站，因受管線布置約束需要采用斜向管涵進流形式，容易導致箱涵內流態(tài)不良且各孔流量分配不均。由于城市雨水泵站前池、進水池的結構尺寸偏緊，整流措施布置空間有限，再加之不良進水條件會顯著增大前池、進水池內流態(tài)改善的難度，將不利于泵站高效穩(wěn)定運行。因此，本文以某典型斜向管涵進流城市雨水泵站為例，采用CFD方法深入開展箱涵水力流態(tài)特性分析，研究存在的不良流態(tài)，提出并分析優(yōu)化整流方案，再通過物理模型試驗加以驗證。

2 計算模型與數(shù)值方法

2.1 幾何模型和計算區(qū)域 圖1所示的是本文所研究的斜向管涵進流城市雨水泵站平面和立面布置示意圖，該泵站的進水系統(tǒng)主要包括：進水總管、閘門井、箱涵、前池、進水池以及水泵機組。進水總管與泵站箱涵的中心線夾角為20°，箱涵采用4孔進流且正對泵站前池；泵站水泵機組采用的是6臺大小搭配的潛水軸流泵，其中位于中間位置的3#、4#泵的設計流量為2.04 m3/s，剩余4臺泵的設計流量為4.08 m3/s，泵站設計總流量為20.4 m3/s。根據圖1建立泵站進水系統(tǒng)的三維幾何模型，如圖2所示。

圖1 城市雨水泵站平面和立面布置（單位：m）

2.2 控制方程與湍流模型 泵站內的水流通常處于湍流狀態(tài)，并且泵站進水建筑物內往往存在旋渦、回流以及邊壁脫流等不良流態(tài)。因此，本文的數(shù)值計算基于雷諾時均方法（Reynolds Averaged Navier-Stokes Equations，RANS），選用RNG（Renormalization Group，重整化群）k-ε湍流模型對泵站內的三維不可壓縮湍流進行求解。采用基于有限元的有限體積法對控制方程進行離散，對流項采用高分辨率格式，其他項采用中心差分格式，流場的求解采用全隱式多重網格耦合方法。

2.3 邊界條件及計算網格 對于邊界條件，泵站進水總管入口采用總壓進口邊界，水泵出口分別給定其各自的設計流量，固壁采用無滑移邊界條件；由于閘門井及前池水面波動較小，為簡化計算，基于剛蓋假定將自由水面設定為對稱面進行處理；應用能自動調節(jié)以適應滿足計算要求的可伸縮壁面函數(shù)處理近壁區(qū)流動。對于結構復雜的泵站模型，計算網格采用自適性較強的非結構化網格［12］，參見圖3。

為減小計算網格對數(shù)值模擬結果的影響，利用基于Richardson外推法的網格收斂指數(shù)法（GCI）［13］對計算網格引起的截斷誤差和計算精度進行評估，分別建立了3套網格方案：方案1的網格單元數(shù)為4 010 078、y+范圍為11.7～983.6，方案2的網格單元數(shù)為1 781 084、y+范圍為18.6～1378.2，方案3的網格單元數(shù)為800 706、y+范圍為28.3～2075.8，則網格方案1相對方案2、方案2相對方案3的網格加密因子r21和r32分別約為1.311和1.305。根據GCI方法，選擇以進水總管進口至前池進口的水力損失?h為特征參數(shù)進行分析，具體結果參見表1，其中，數(shù)值計算得到的網格方案1～3的水力損失?h1、?h2、?h3分別為0.11、0.108和0.102 m，顯然隨著網格的加密均呈單調變化，表明在目前網格上的數(shù)值計算結果是單調收斂的；同時，分析求得水力損失?h的外推相對誤差eext和相對誤差ea分別為0.9%和1.8%、網格收斂指數(shù)值GCIf為1.12%，均小于5%，表明密網格（方案1）的網格離散誤差較小、計算精度較好，可作為數(shù)值計算用網格。

表1 計算網格離散誤差估計［14］

圖2 城市雨水泵站進水系統(tǒng)的三維幾何模型

圖3 計算網格

3 初步方案的流態(tài)分析

圖4所示的是泵站初步方案閘門井、箱涵以及前池進口區(qū)域的三維流線圖。由圖4可知，水流從進水總管斜向流入閘門井內，因其為圓管突擴入流使得進入閘門井的水流未能充分擴散，表現(xiàn)為主流集中且在其兩側形成大尺度的旋渦區(qū)。對于斜向集中水流在撞擊到箱涵進口中隔墩后分別向左右兩側分流：對于左側水流（沿主流方向看），因受箱涵中隔墩阻擋而向左偏折的大部分水流進入到孔2內，僅少量水流能夠進入到孔1中；對于右側水流，由于閘門井入流本身偏向右側，而箱涵中隔墩的阻擋則加劇了其向右偏斜的程度，使得右側大部分水流順勢進入到孔4中。由此可見，斜向管涵進流容易造成泵站箱涵各孔的流量分配出現(xiàn)不均問題，經統(tǒng)計，箱涵孔2和4的過流流量分別占總流量的42.52%和38.41%，而箱涵孔1和3的過流流量分別占總流量的13.96%和5.11%。為進一步了解閘門井、箱涵及前池進口處的流場特性，選取如圖5所示的典型斷面進行分析，其中水平截面P為箱涵的中截面，垂直截面A、B、C、D分別為距離箱涵4孔出口0.5 m處的過流斷面。

圖4 初步方案的三維流線圖

圖5 選取的典型斷面

圖6所示的是水平截面P上的速度分布云圖及矢量圖，從圖中可以明顯看出，閘門井內斜向進流存在主流集中且其兩側存在旋渦區(qū)，箱涵各孔內的流量分配存在顯著差異。此外，由圖6還可以看出，箱涵各孔內的流速分布不均，其中孔1內水流流速偏低且在其末端水流存在一定的偏流，孔2內流速較高且在箱涵孔擴散段末端區(qū)域存在邊壁脫流現(xiàn)象，孔4內存在明顯偏流且沿流向右側水流流速較高，而流量分配最低的孔3內水流流速明顯偏低，并存在旋渦、回流等不良流態(tài)。結合圖7所示的箱涵4孔臨近出口截面上沿主流方向的速度分布云圖可以發(fā)現(xiàn)，箱涵的流量分配不均導致其各孔出口截面的流速分布存在顯著差異，引起前池進口處產生橫向流動，進而造成不良的進流條件。

圖6 水平截面P上的速度分布云圖及矢量圖

圖7 箱涵4孔出口截面的速度分布云圖

4 箱涵進水整流措施研究

4.1 整流措施方案設計 由于斜向管涵進流在閘門井內未能充分擴散而表現(xiàn)為主流集中，繼而導致箱涵各孔流量分配不均，并引起閘門井、箱涵以及前池內出現(xiàn)不良流態(tài)。因此，擬通過在閘門井內設置整流措施從而對水流進行均化，以實現(xiàn)提高箱涵各孔的流量分配均勻性和改善流態(tài)的目的。作為一種新型整流措施，組合梁結構形式簡單且引起的水力損失較小，常被用于均化城市泵站前池進流。本文將組合梁措施應用于閘門井內并分析其整流效果，同時為了獲得更為理想的改善效果，設計了結合導流墩的另外兩種組合式整流方案進行比較分析，各整流方案的結構布置示意圖如圖8所示。

對于整流方案1，如圖8（a）所示，它是由沿垂向布置的正對箱涵且過閘門井圓心的3根橫梁組成；對于整流方案2，參見圖8（b），它是在方案1的基礎上增設了正對進水總管中心線的分流墩；而整流方案3是基于方案2，在分流墩兩側相背布置了短導流墩，其具體的結構尺寸如圖8（c）所示。

圖9所示的是建立的上述3種整流方案的三維幾何模型，下面將基于CFD數(shù)值模擬方法對比分析3種整流措施的改善效果。

圖8 在閘門井中設計的3種整流方案的結構布置（單位：mm）

圖9 泵站閘門井中的三種整流措施的三維幾何模型

4.2 整流效果分析 分別采用上述3種整流方案后的泵站閘門井、箱涵及前池進口處的進水流態(tài)如圖10所示，與初步方案相比（參見圖4和圖6），各整流方案對泵站進水流態(tài)的整流效果存在明顯差異。

對于整流方案1，參見圖10（a），組合梁對閘門井斜向入流起到一定的均化作用，但是進入箱涵內的水流仍存在流量分配不均，其中箱涵兩側邊孔的流量分配較多，分別占總流量的35.39%（孔1）和40.04%（孔4），中間兩孔流量分配偏低，分別占總流量的11.25%（孔2）和13.32%（孔3）。此外，孔4內仍存在明顯的偏流現(xiàn)象，并且流量分配較低的孔2和孔3內存在回流、旋渦等不良水流流態(tài)，同時泵站前池的進口處仍存在著明顯的橫向流動現(xiàn)象。對于整流方案2，參見圖10（b），通過在組合梁前增設正對進水總管中心的分流墩，使得進入閘門井的斜向入流先被分流。其中，對于右側水流（沿流動方向看），仍保持原有方向繼續(xù)流動；而對于左側水流，由于分流墩左側邊壁為彎折形結構，使得左側水流從斜向變?yōu)檎蜻M流。兩股水流在經過組合梁時均得到一定均化，孔1—4的流量分別占總流量的33.92%、15.44%、14.44%和36.21%，相比整流方案1，箱涵各孔的流量分配均化程度略有增加，但是在箱涵內及其出口處仍存在不良流態(tài)，箱涵流量分配均勻性及流速分布情況仍需進一步改善。對于整流方案3，如圖10（c）所示，在整流方案2的基礎上，通過在分流墩兩側且在組合梁前后相背布置短導流墩，對分流墩兩側的分流進一步起到均化和導流作用，相比初步方案及其他兩個整流方案，不僅箱涵各孔內的流量分配變得更為均勻，使得孔1—4的流量分別占總流量的23.96%、25.49%、22.48%以及28.07%，而且箱涵各孔內及前池進口處的水流流態(tài)都得到了顯著的改善。

圖10 各整流方案的進水流態(tài)

圖11所示的是各整流方案箱涵4孔出口A、B、C、D截面上沿主流方向的速度分布云圖，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，相比其他方案，整流方案3有效提高了箱涵各孔出流速度的均勻性。

4.3 箱涵流量分配特性分析 為更好地評估3種整流方案對泵站箱涵流量分配特性的改善效果，下面對箱涵各孔流量分配不平衡度Ei和總流量分配均勻度S這兩個參數(shù)進行比較分析，其中Ei和S分別定義為：

式中：Qi為第i孔內水流流量，m3/s；Qa為箱涵各孔的平均流量，m3/s；n為箱涵孔數(shù)，即n=4。

圖12所示的是初步方案和3個整流方案的箱涵各孔流量分配不平衡度Ei值的分布情況，其中Ei值越接近于0表示該孔的流量分配均化程度越高。從圖12中可以看出，初步方案的箱涵流量分配不均現(xiàn)象比較嚴重，其中孔2與孔4的流量分配明顯偏大，分別達到了0.175和0.134，孔1與孔3流量分配則偏低，分別為-0.11和-0.199。通過在閘門井內設置整流措施，可以改善箱涵流量分配的均勻程度。其中，整流方案1和2改善的效果不夠顯著，而整流方案3可以有效提高箱涵各孔的流量分配的均勻程度，使得各孔的Ei值縮小至±0.03之間。

圖11 各整流方案箱涵4孔出口截面的速度分布云圖

整流前后各方案箱涵的總流量分配均勻度S如圖13所示，其中總流量分配均勻度S值越接近于1，表明箱涵各孔的流量分配越均勻。從圖13中可以明顯看出，未設置整流措施的初步方案，箱涵的總流量分配均勻度S明顯偏低，僅為0.268；而通過在閘門井內設置整流措施是可以提高箱涵各孔的流量分配均勻程度，其中整流方案3的改善程度最為顯著，其能夠將總流量分配均勻度S值提高至0.905。因此，可以通過在閘門井內設置整流方案3，以提高該城市雨水泵站箱涵的流量分配特性。

圖12 箱涵各孔的流量分配不平衡度值

圖13 各方案總流量分配均勻度對比

4.4 物理模型的驗證分析 為進一步驗證整流方案3的改善效果，基于物理模型試驗對比分析整流前后箱涵出口、進水池進口處典型斷面的流速分布情況。物理模型按照重力相似準則進行設計，綜合考慮模型水流在阻力平方區(qū)要求以及模型泵的選擇，確定模型線性比尺λl=8，物理模型實物照片如圖14所示。圖15所示的是物理模型中典型斷面及測點的布置情況，其中斷面A位于箱涵孔內距離箱涵出口的62.5 mm處，斷面B位于距離進水池進口前75 mm處，在水平方向上箱涵各孔內及各水泵進水池進口前均布置3條測量垂線，每條垂線從近水底至近水面均布9層垂向測點。采用ADV（聲學多普勒流速儀）對各測點的流速進行測量，通過對每條測量垂線上的測點沿前池主流方向的速度分量進行統(tǒng)計平均及相似換算，獲得整流前后各典型斷面測點的垂線平均流速分布圖，參見圖16。圖17為整流前后數(shù)值計算與試驗測量統(tǒng)計得到的箱涵各孔的流量分配系數(shù)（各孔流量占總流量的百分比）對比圖。

圖14 物理模型實物照片（整流方案3）

圖15 典型斷面及測點布置（單位：mm）

結合圖16和17可以發(fā)現(xiàn)，泵站初步方案箱涵各孔出口流速分布不均、流量分配差異明顯，其中箱涵孔2和孔4的流量分配偏大且流速較高、孔1和孔3流量分配偏小且流速較低，同時由于箱涵出口流速分布不均勻直接影響了前池進水流態(tài)，進而造成進水池進口前流速分布不均；通過在閘門井內設置整流方案3，顯著改善了箱涵各孔的流量分配特性以及提高了箱涵各孔的出口、進水池進口前的流速分布均勻程度。圖18所示的是整流方案3箱涵出口、進水池進口前物理模型試驗與數(shù)值模擬計算統(tǒng)計得到的典型斷面測點沿主流方向的流速分布對比圖。由圖17和圖18可知，無論是從箱涵各孔流量分配系數(shù)的分布規(guī)律，還是典型斷面測點的流速分布規(guī)律來看，物理模型試驗與數(shù)值模擬計算的結果較為吻合，從而驗證了本文數(shù)值模擬方法的可靠性。

圖16 典型斷面測點垂線平均流速分布（單位：m/s）

圖17 箱涵各孔流量分配系數(shù)對比

5 結論

圖18 整流方案3各測量垂線沿主流方向分速度對比

針對某斜向管涵進流形式的城市雨水泵站，開展箱涵進水流態(tài)分析及其整流措施研究，取得了以下主要結論：（1）斜向管涵進流因受慣性力影響，水流未能在閘門井內充分擴散而表現(xiàn)為主流集中且在其兩側形成大尺度的旋渦區(qū)；斜向進流容易導致箱涵各孔的流量分配不均，引起箱涵孔內產生偏流、回流、旋渦等不良水力現(xiàn)象，惡化了前池和進水池進水流態(tài)，不利于泵站安全運行。（2）閘門井內設置“分流墩、組合梁以及相背布置短導流墩”的組合式措施對斜向進流的整流效果最為顯著；分流墩對閘門井斜向進流首先進行有效分流，其中一側水流受到分流墩的導流作用而轉為正向進流，再受到組合梁均化作用及后置短導流墩的分流作用變得較為均勻，另一側水流則繼續(xù)沿斜向流動，受到前置短導流墩的導流及分流作用及組合梁的均化作用而得到有效均化，從而最終改善了閘門井、箱涵、前池進口處的水流流態(tài)以及提高了箱涵各孔的流量分配均勻程度。（3）物理模型試驗結果與數(shù)值模擬結果較為吻合，進一步驗證了整流措施方案的有效性和數(shù)值模擬方法的可靠性。

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