徐存東，王榮榮，劉 輝，連海東，王 燕，王國霞

（1. 華北水利水電大學 水利學院，河南 鄭州 450046；2. 河南省水工結構安全工程技術研究中心，河南 鄭州 450046；3. 西安理工大學 省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點實驗室，陜西 西安 710048）

1 研究背景

泵站是灌區(qū)發(fā)展的最主要建筑物，前池是泵站的重要組成部分，其主要作用是引導水流平穩(wěn)進入泵站進水池，保證水泵良好的進水條件。泵站前池水流流態(tài)的好壞直接影響泵站的水力性能、運行效率以及使用壽命，尤其對于具有開敞式進水池供吸水管直接吸水的泵站。另外對于多泥沙河流提水泵站，前池不良流態(tài)還會引起前池泥沙淤積問題，進一步惡化泵站進水條件，情況嚴重的甚至會影響泵站的正常運行［1-2］。

目前本領域的學者和工程技術人員針對泵站前池水流流態(tài)和整流措施方面開展了一定的研究，Constantinescu 等［3］利用Standardk-ε方程對泵站前池的漩渦進行了數值模擬，模擬所得池內漩渦結構與模型試驗所得結果相一致，同時指出湍流模型的選擇以及邊界條件的處理會對漩渦強度以及出現的位置產生影響。Nakato 等［4］在Chicot 湖取水泵站模型試驗研究中，針對泵站前池構建了1∶24 室內試驗模型，通過現場調查資料和試驗結果的對比分析，得出泥沙淤積分布與平均流速、平均水深以及水流流態(tài)的關系密切。羅燦等［5］針對某閘站結合式側向進水泵站運用CFD 技術對原型前池和進水池水流流態(tài)進行了數值模擬，分析并選擇了三段型隔離墩、立柱與后隔板相結合的組合整流措施。周濟人等［6］針對某側向進水泵站，應用CFX 軟件，基于雷諾時均N-S方程和Standardk-ε湍流模型對前池流態(tài)進行了數值模擬，分析并確定了導流墻為最優(yōu)整流方案。夏臣智等［7］針對某正向進水泵站，應用Fluent 軟件，基于RNGk-ε模型對加單排方柱的前池流態(tài)進行數值模擬，分析了單排方柱的幾何參數對前池流態(tài)改善的影響，研究表明在前池內增加單排方柱可以顯著改善流態(tài)。

分析已有研究，主要采用的研究手段為縮比模型試驗和數值模擬，筆者認為已有研究存在以下4點不足之處：①受原位前池流態(tài)數據難以獲取以及原位試驗成本高的限制，泵站前池物理試驗幾乎均采用縮比模型試驗，然而縮比模型試驗均存在一定的比尺效應，導致試驗結果不能準確表達泵站前池流態(tài)的真實情況；②泵站前池的數值模擬分析，或直接采用原型前池結構參數構建幾何模型，模擬結果缺少準確性驗證，或以物理縮比模型為基礎構建幾何模型進行數值分析，并以縮比模型試驗結果對數值模擬結果的準確性進行驗證，造成模型比尺效應影響的進一步放大；③多數數值模擬研究采用的是單相流模擬即清水工況，對于水源渾濁或含泥沙的情況鮮有考慮；④對于存在泥沙淤積問題的泵站前池，淤積狀態(tài)復雜，物理模型及數值模擬幾何模型構造難度極大，因此多數研究僅以原型前池作為研究對象，而針對原位前池的流態(tài)研究十分匱乏。

為探索多泥沙河流側向進水泵站不同開機組合對前池流態(tài)的影響，選取甘肅省景泰川電力提灌工程灌區(qū)（簡稱“景電灌區(qū)”）一期總干三泵站的側向前池作為研究對象，同時考慮上述分析的問題，以現場調查和數值模擬為手段，采用現場取樣、超聲波多普勒流速流向儀、逆向工程技術等方法和工具分析和獲取泵站引水含沙情況、現場前池流態(tài)情況以及原位前池幾何狀態(tài)，為采用數值模擬開展本研究提供良好的基礎。

2 現場調查

景電灌區(qū)是位于我國西北干旱區(qū)的大Ⅱ型梯級引黃灌區(qū)，建有泵站40 余座，設計提水流量28.6 m3/s。一期總干三泵站為側向進水泵站，其前池進水流向與水泵吸水管中心線斜交，泵站共布置有8臺套機組，1#-5#機組型號32sh-9（大機）、6#-8#機組型號24sh-9（小機），泵站設計流量10.6 m3/s，設計水位1449.95 m，其結構形式如圖1所示。

現場調查發(fā)現，側向進水前池水流流態(tài)分布不均，存在不同尺度的回流漩渦，沿前池右邊壁的前池進口附近及末端存在不同程度的泥沙淤積（如圖2所示），較嚴重的會淤塞末端水泵吸水管，嚴重制約泵站提水運行效率的充分發(fā)揮。

圖1 典型側向進水前池結構示意圖

圖2 側向進水前池泥沙淤積情況

2.1 灌區(qū)引水泥沙含量及粒徑分析景電灌區(qū)自黃河取水，年平均含沙量約為30.0 kg/m3，汛期最大含沙量約為382 kg/m3，泵站引水含沙量高是造成泵站前池泥沙淤積的最根本原因［8］。對典型泵站前池內的水流和淤積泥沙進行取樣分析，分析結果詳見表1。

由表1 可知，灌區(qū)前池內淤積的泥沙顆粒粒徑小于0.075 mm 所占的百分比為93.76%，屬于粉質沙土?？梢?，景電灌區(qū)泵站引水含沙量高，泥沙粒徑小，可視為泥沙充分混合分布于水流中，隨水流動。攜沙水流運動規(guī)律不同于清水水流，因此研究中考慮泥沙的影響能夠更為準確的反映現實情況。

表1 景電灌區(qū)引水含沙粒徑分析結果

2.2 原位前池結構點云數據采集為獲取淤積狀態(tài)下的典型前池三維幾何模型，采用Leica HSD C10三維激光掃描儀對淤積狀態(tài)下的泵站前池進行現場多站點掃描，獲取前池結構的點云數據，利用儀器配套的Cyclone 后處理軟件對各站點數據進行簡化和配準，得到典型泵站前池的點云模型［9-10］，如圖3所示，為后續(xù)原位前池逆向建模提供了基礎圖件。

圖3 側向前池點云模型

2.3 原位前池現場測流選用HXH03-1S 型超聲波多普勒流速流向儀對原位前池流速進行現場測量［11-12］，該儀器是在聲學“多普勒效應”的基礎上制造而成，利用超聲波技術監(jiān)測流速，無旋漿、軸承等轉動部件，測量點在機體前方，不破壞流場，具有測量精度高、感應靈敏、不易受泥沙或雜物干擾、操作簡便、讀數直觀等優(yōu)點，是目前國內先進的流場測試儀器。

現場測流選取水泵吸水管處（區(qū)域Ⅰ）、前池外側邊壁處（區(qū)域Ⅱ）以及前池入口處（區(qū)域Ⅲ）共3個典型區(qū)域進行流速測量，在每個區(qū)域布置多個網格點，使用鋼卷尺現場標定測量點，分別對每個區(qū)域水深1 m、2 m處的水流流速進行手動測量，測速一次歷時30 s，測流工況為6#、7#機組關閉，其余機組開啟。具體測流點位布置及現場測流實施如圖4、圖5 所示。運用Surfer 軟件對測取數據進行處理，分別繪制3個典型區(qū)域水深1 m、2 m處流速等值線圖如圖6所示。

由圖6（a）（b）可以看出，區(qū)域Ⅰ受主流和機組運行的影響，在不同水深處前池左側流速大于右側，且隨水深增加，右側低流速區(qū)范圍隨之增大；由圖6（c）（d）可以看出，區(qū)域Ⅱ水流整體流速較小，出現了較多漩渦回流區(qū)，為泥沙在該區(qū)域內沉降淤積創(chuàng)造了條件，漩渦主要集中在表層1m 深處，隨著水深增加漩渦有所減少，但整體流速變化不大；由圖6（e）（f）可以看出，區(qū)域Ⅲ水流流速較大且集中分布，受吸水管吸水和右邊壁漩渦對主流擠壓作用的影響，主流進入前池后向左側偏移，入口右側隨著水深增加低流速區(qū)范圍擴大?？梢?，水流進入側向前池后，主流向水泵吸水管一側偏移，泥沙淤積主要集中在前池右側邊壁處。綜上可知，實測水流流態(tài)表現為水泵吸水管附近流速較大，未開機機組處流速幾乎為零，前池右側邊壁處流速較小且存在大量的小漩渦，前池入口處主流向左側偏移，泥沙淤積分析情況與現場調查情況相符。

圖4 現場測流點布置圖

圖5 現場測流過程照片

圖6 各區(qū)域流速等值線圖

3 數值模型構建與驗證

基于計算流體力學（CFD）理論［13］，針對典型泵站前池建立三維幾何模型，利用Fluent軟件以Re?alizablek-ε模型和Mixture 模型為基礎進行數值模擬［14-15］，采用二階迎風格式的隱式求解以確保計算精度［16］，并選用基于分離求解器的SIMPLEC算法進行流場耦合［17］。

3.1 控制方程與邊界條件

（1）控制方程。本研究將水沙兩相流為不可壓縮流體（密度為常數），不計流體的熱交換量，忽略能量方程，則Mixture模型的連續(xù)性方程為：

Mixture模型的運動方程為：

式中：ρm為混合流體密度；ρk為第k相的密度；αk為第k相的體積分數；為混合流體的平均流速矢量；p為流場壓力；μm為流體（混合流體）黏滯性系數；μk為第k相湍流運動黏性系數；為重力加速度；為體積力；為次相等k相的漂移速度；為次相等k相的流速。

（2）邊界條件。泵站前池斷面尺寸及泵站流量均已知，前池進口斷面處平均流速可求，故選用速度進口條件；出口壓力和流速均未知，假定出口邊界對上游水流運動無影響，水流視為完全發(fā)展流動，設置出口邊界條件為outflow；泵站前池自由表面受外部環(huán)境擾動較小，浮動變化可以忽略，同時考慮到網格劃分以及對計算時間的要求，選用剛蓋假定法對自由表面進行模擬計算，將自由表面條件設置為symmetry；對于固壁邊界，均選擇無滑移條件，采用標準壁面函數對湍流未充分發(fā)展區(qū)域進行修正。計算介質為水和沙，主相是水，密度為1000 kg/m3；次相是沙，密度為2500 kg/m3，根據現場調查可知，泥沙顆粒粒徑小于0.075 mm 所占的百分比為93.76%，有關研究表明，細小顆粒沙能夠充分跟隨水流運動，與水流之間無明顯的相間速度差，故忽略相間滑移，進行均勻兩相流模擬［18］。

3.2 原位前池幾何模型逆向重構與網格劃分逆向工程技術是一種實物的數字化技術，即在缺少圖紙或沒有CAD 模型的情況下，利用先進的測量掃描技術將已有的實物或模型表面數字化，并結合計算機輔助設計得到其CAD模型［19-21］。

現場利用Leica HSD C10 瑞士徠卡三維激光掃描儀獲取了淤積狀態(tài)下典型泵站前池的點云模型，在此基礎上運用Geomagic wrap 軟件逆向重構原位前池三維幾何模型，如圖7（a）所示。將幾何模型導入ICEM軟件進行修補完善，增加上游10 m引水渠、漸變段并補充水泵吸水管作為完整計算域進行非結構化網格劃分，調整網格數量進行網格無關性檢驗，并綜合考慮計算精度和經濟性，本文優(yōu)化后的網格數為197.32萬，網格劃分結果如圖7（b）所示。

圖7 原位前池三維幾何模型及網格劃分結果

3.3 原位前池流態(tài)模擬分析將ICEM軟件生成的.msh網格文件導入FLUENT軟件進行模擬分析，模擬工況與現場測流工況保持一致，模擬計算精度均取10-4。圖8 為模擬得出的原位前池內水流表層、水深1 m、2 m、3 m及3.5 m共5處水平特征斷面流速矢量分布情況，圖例單位：m/s。

圖8 原位前池不同深度處流速矢量分布圖

由圖8可知，由于前池右側邊壁處泥沙淤積的存在，造成表面回流區(qū)向吸水管一側偏移，回流區(qū)范圍約占前池容量的三分之二。圖8（a）表明回流區(qū)向前池中部逐漸擴散，進一步對主流造成擠壓，使得主流完全貼近前池左側邊壁流動；圖8（b）—（e）表明前池內部泥沙主要淤積于前池進口至前池中部右側邊壁處以及末端正對未開啟機組處，而前池末端的8#機組開啟，其附近泥沙淤積量相對較少，但因8#機組流量較小，其附近仍存在低流速區(qū)。綜上可知，淤積后的前池水流流態(tài)紊亂，池內泥沙的存在擠占水流空間，使得回流區(qū)向前池中部吸水管一側擴散，吸水管口附近水流流向與吸水管中心線夾角幾乎呈90°，十分不利于水泵的高效安全運行。數值模擬結果與現場調查結果基本吻合，初步驗證了數值模型的可靠性。

3.4 模型定量驗證為定量驗證數值模擬計算過程的準確性，在區(qū)域I 的Y=-2.5 m 剖面上沿水深方向取2條測線，2條測線沿Z軸的坐標分別為Z=1 m和Z=2 m，在兩條測線上各布設8個測點，測點沿X軸的坐標分別與吸水管中心線一一對應，實測流速均采用絕對值，圖9為測流點位布置示意圖，圖10為各測點上的Y軸方向實測流速結果與數值計算結果對比圖。同時，對兩組數據進行差異性分析，即利用平均絕對誤差（MAE）［22］和均方根誤差（RMSE）［23］進行誤差分析，計算結果見表2。

根據圖10和表2分析可知，各測點現場實測流速結果與數值模擬結果在數值上存在的差異較小，且整體變化趨勢相一致，二者平均絕對誤差最大值為0.27，均方根誤差最大為0.056，誤差分析滿足精度要求。可見數值計算結果與實際測流結果相近，進一步定量分析了數值模擬在本研究中應用的可靠性。

圖9 現場測流點布置示意圖

圖10 現場測流結果與數值模擬結果對比

表2 實測值與模擬值計算誤差分析

4 原型前池不同開機組合條件下流態(tài)模擬分析

本研究利用數值模擬方法分析不同開機組合對側向進水泵站原型前池流態(tài)的影響，擬通過優(yōu)化泵站開機組合以達到改善側向前池流態(tài)，減少泥沙淤積的目的，開機組合方案設計見表3。

針對原型前池建立幾何模型并劃分網格，經網格無關性檢驗后，優(yōu)化的網格單元總數約為200.03萬，利用上述經驗證可靠的數值模型，分別對以上10 種不同的開機組合工況進行獨立的數值模擬，獲取各方案穩(wěn)定運行狀態(tài)下的原型前池水流流態(tài)。選取水深1.5m 處為特征斷面，得到各方案前池水流流速分布矢量圖如圖11所示，圖例單位：m/s。

方案（1）—（3）模擬結果分析可知，當前池末端僅開啟1臺小機時，前池內水流流態(tài)基本以隔墩為界，水流在繞過隔墩前，主流在吸水管吸水的作用下向左側偏斜，受到前墻阻隔后向兩側擴散，在3#和4#機組吸水管附近，水流流向與吸水管中心線方向夾角近90°，嚴重惡化了水泵的吸水條件。水流在繞過隔墩后，開啟6#小機時，未開啟的7#、8#機組附近流速幾乎為零，形成大范圍的靜水區(qū)，開啟8#小機時，低流速區(qū)范圍依然較大，開啟7#小機時，靜水區(qū)范圍有所減小，但流速仍然較低。

表3 泵站開機組合方案設計

方案（4）—（6）模擬結果分析可知，同時開啟2臺小機時，3種方案前池內部流態(tài)分布差別仍然較小，水流在繞過隔墩前，主流偏斜程度略有減小，但受前池中部漩渦擠壓嚴重，在1#機組前端均產生了小范圍的回流區(qū)，僅2#機組進水條件較好，3#機組進水條件次之，4#機組吸水管附近水流流向與吸水管中心線夾角約70°，進水條件較差。水流在繞過隔墩后，相較于方案（1）—（3），水流流態(tài)有所改善，前池末端水流流速增加，靜水區(qū)域范圍縮小，且主要分布于右側邊壁處。

方案（7）—（9）模擬結果分析可知，水流繞過隔墩前，受末端機組全開的影響，主流向右偏斜，關閉2#機組時，主流向右側偏斜最為嚴重，造成1#機組附近回流區(qū)范圍較大，進水條件較差；關閉3#機組時，主流偏斜程度減小，但前池右側邊壁處仍存在大范圍的帶狀回流區(qū)；關閉4#機組時，主流偏斜程度以及1#機組附近回流區(qū)范圍均進一步減小，但3#機組處水流較為紊亂。水流繞過隔墩后，相較于方案（1）—（6），由于3 臺小機組全部開啟，前池末端流速顯著增加，靜水區(qū)范圍也進一步縮小，但方案（7）、（8）前池末端均出現了較明顯的漩渦區(qū)，吸水管取水條件較差。

方案（10）模擬結果分析可知，8臺機組全開，相較方案（1）—（9），水流繞過隔墩前，前池入口處主流流速有所提升，且主流兩側產生的回流區(qū)范圍相對較小，前池中部水流流態(tài)分布相對均勻。水流繞過隔墩后，流態(tài)也相對較好，但由于3 臺小機組流量較小，前池末端仍存在一定范圍的靜水區(qū)域。

綜上可知，對于原型側向泵站前池，機組不完全開啟對前池水流流態(tài)有著相當程度的影響，尤其是末端機組未開啟時，前池流態(tài)最差；前端機組未開啟時次之；中部機組未開啟時相對略有改善；泵站機組全部開啟時，前池水流流態(tài)最好，但受機組布置不合理，小流量機組均布置在前池末端的影響，前池流態(tài)仍不理想。此外，一般情況下泵站設計有備用機組，日常運行時機組的不完全開啟是常態(tài)，因此在類似泵站工程設計時，應優(yōu)化機組的布置，優(yōu)化泵站運行方式，進而達到改善前池水流流態(tài)的目的。

5 討論與結論

圖11 不同開機組合下原型前池水流流速矢量分布圖（Z=1.5m）

本文引入逆向工程技術，利用獲取的淤積狀態(tài)下側向前池點云數據重構原位側向前池幾何模型，為實現復雜邊界的原位前池幾何模型構建及原位前池流態(tài)模擬分析提供了一種高效可行的新手段；幾何模型構建均采用側向前池原始尺寸，且以采集的原位前池流態(tài)數據對模型可靠性進行驗證，有效避免了物理縮比模型試驗因比尺效應帶來的誤差；另外，數值模擬采用Mixture 模型進行簡化的均勻兩相流模擬，考慮了泥沙對前池水流流態(tài)的影響，使模擬研究更為切合實際。本研究采用的方法理論對前文所分析的4 點不足之處做出了很好的響應，且獲得了令人滿意的研究結果。通過本研究，主要得出以下4方面結論：

（1）現場調查發(fā)現，原位側向前池內，主流向吸水管一側偏斜嚴重，前池右側邊壁處形成帶狀回流區(qū)，前池末端未開機機組處形成大范圍的靜水區(qū)，泥沙淤積主要分布于右側邊壁或前池末端，惡化前池水流流態(tài)，嚴重影響了泵站性能的發(fā)揮。

（2）數值模擬原位側向前池水流流態(tài)，模擬結果與現場調查結果相吻合，初步驗證了數值模擬過程的可靠性，同時通過現場測流進一步定量驗證了數值模擬結果的可靠性，表明數值模擬可以有效、準確地模擬分析側向前池的水流流態(tài)。

（3）運用經驗證的數值模型對10 種不同開機組合方案下的原型側向前池流態(tài)進行模擬分析可知，泵站開機組合對前池流態(tài)有一定程度的影響，因側向前池結構的特殊性，主流擴散方式異于正向前池，機組對稱開啟，同時避免兩端機組停機尤其是末端機組停機，側向前池水流流態(tài)較好。

（4）針對該典型側向前池，最優(yōu)的開機組合仍不能獲得比較滿意的流態(tài)效果，在類似泵站工程設計時，應避免采取側向前池形式，必須采用時，需考慮機組的合理布置及有效的整流工程措施，同時配合優(yōu)化的開機組合，以進一步改善側向前池流態(tài)。