付 輝，牛華寺，毛雨佳，楊若冰，郭新蕾，施春蓉

（1.中國水利水電科學研究院 流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國家重點實驗室，北京 100038；2.中國核電工程有限公司，北京 100840）

1 研究背景

泵房流道作為火/核電站循環(huán)水系統(tǒng)的核心，關系到電站的安全、穩(wěn)定和高效運行。前池在泵房流道中起到了連接進水流道和吸水流道的作用，使其具有較優(yōu)的水力性能，不僅可以減小泵房吸水室內(nèi)的表面渦和水內(nèi)渦等不利流態(tài)發(fā)生的概率和強度，還可節(jié)省后期運行的費用[1-4]。

王廣聚等針對縱橫比為0.265，進流平面擴散角180°的泵房前池，通過模型試驗提出在引水隧洞出口的正面設置與前池同寬度的橫梁和導流墻，以改善水體的均勻和平順性[5]。劉超等通過模擬分析認為，泵房前池處于側(cè)向取水時，采用導流墩和底坎的組合措施可改善泵站進口流速分布的均勻性[6]。于永海等針對進流平面擴散角為80.2°的前池，提出通過在引水隧洞出口的正面設置懸空導流板以減少回流區(qū)和漩渦等不利的水力現(xiàn)象，并給出了導流板下緣懸空高度選擇的方法[7]。劉新陽等采用非連續(xù)底坎、非連續(xù)挑流坎與頂部壓水板相結(jié)合的方式提高了前池的水力性能，并通過現(xiàn)場試驗證明：上述措施可使得兩種典型工況下的泵站效率分別提高1.82%和5.96%[8]。秦曉等采用物理模型試驗研究了平面擴散角為60°的前池，對前池進口處布置的消能橫梁的尺寸、位置和整流效果進行了比選[9]。張睿等研究了斜向管涵進流條件下泵站的流態(tài)特性，提出了分流墩、格柵式組合梁以及短導流墩的組合式優(yōu)化措施，該泵站前池的縱橫比為0.290，進水采用無擴散角的全斷面進水[10]。白玉川等對縱橫比為0.207，進流平面擴散角為180°的前池進行了模型試驗和數(shù)值模擬研究，提出了由傾斜型和順直型導流墩組成的“多人字型”結(jié)構(gòu)以縮小回流區(qū)的范圍和強度，但是該前池采用的是雙箱涵進流方案，降低了小縱橫比的影響[11]。Feng 等采用多孔進水口、底坎、導流墩在內(nèi)的一系列工程措施優(yōu)化了五號溝泵站前池的水力性能，該泵站前池的進流平面擴散角為40°[12]。Zhan采用RNG k-ε模型對比分析了正向、L型、側(cè)向、擴散型等不同進水條件下前池流態(tài)和泵房吸水室內(nèi)的漩渦情況[13]。徐存東等研究了多泥沙河流側(cè)向進水泵站不同開機組合時的前池流態(tài)變化[14]。目前研究的前池似乎均未達到本文所述縱橫比為0.193，進流平面擴散角達到180°，且為單進流的情況。

受場地、循環(huán)水泵機組選型、建設和后期維護成本等多種因素的制約，前池在結(jié)構(gòu)和布置型式上變化較大，近年來總體趨向于壓縮前池的整體尺寸，再配合以多種型式的水力性能優(yōu)化措施，以達到節(jié)省建設和后期維護成本的目標。采用小尺寸方案的前池，無法達到《火力發(fā)電廠循環(huán)水泵房進水流道設計規(guī)范》[15]推薦的擴散角和長度布置的要求，因此需要在前池內(nèi)修建墩、梁類的消能或均流建筑物以優(yōu)化水力性能。但是在日本福島核電廠事故后，核電站抗震設計要求提高[16-17]，僅單側(cè)約束或大跨度的墩、梁等優(yōu)化結(jié)構(gòu)在抗震設計上有一定的困難，這就給前池水力性能的優(yōu)化提出了新的要求。

本文以某濱海核電站超窄聯(lián)合泵房前池為研究對象，針對原設計方案中隧洞集中進水和泵房分布式取水，以及進、取水流道軸線相差較大所導致的前池水力性能不佳等問題，提出了半圓形擴散墩和懸空隔板相組合的水力性能優(yōu)化措施，在不進行大范圍修改的前提下，短距離內(nèi)優(yōu)化了前池的水力性能，改善了泵房吸水室的不對稱進流和水面漩渦情況，并通過物理模型試驗驗證。

2 模型布置

聯(lián)合泵房前池的設計方案和模型布置如圖1所示，其主要包括引水隧洞，聯(lián)合前池，1號小型機組，2號大型機組（每個機組設置有2套循環(huán)水泵和流道）等。小型機組選擇在大型機組一側(cè)貼建，形成聯(lián)合泵房前池；大型機組采用吸水室和前池取水流道交錯布置的方式；前池內(nèi)的大、小型機組間設置了隔板以減弱大型機組運行對小型機組的影響。

圖1 聯(lián)合泵房前池模型布置圖

試驗采用正態(tài)模型，比尺為1∶20，物理模型整體寬4 m，長12 m，高1.5 m，其中聯(lián)合泵房前池的橫向長度為3.6 m（1號小型機組前池的寬度為0.6 m，2號大型機組前池的寬度為3.0 m），縱向長度為0.7 m（縱橫比為0.193）。主要試驗潮位包括百年一遇低潮位（-1.58 m）和平均低潮位（0.11 m）；小型機組單泵流量原型值為4.4 m3/s（模型值為2.4 L/s），大型機組單泵流量原型值為32.4 m3/s（模型值為18.1 L/s）?？紤]到大型機組的泵房流道成對稱布置，且與小型機組相鄰的2A機組受小型機組前池取水的影響，水力性能更差一些，因此大型機組中的2A機組模擬了完整的流道，2B機組僅模擬流量邊界條件。

試驗中布置了A—J 共計10個測量斷面，每個測量斷面在橫向上均布1#—5#共5個測點，測點在垂向上設置在過流斷面的1/2高度處，流速測量斷面的具體布置見圖1。流速測量設備采用Nortek 三維多普勒流速儀，精度為0.5%，采樣頻率為20 Hz，采樣時間為30 s；流量測量設備采用Sinomeasure電磁流量計，精度為0.3%。

3 原設計方案的體型特點和水力特性

3.1 體型根據(jù)規(guī)范[15]，管道引水條件下前池平面擴散角宜在20°～40°之間（圖2（a））。但本文所述的前池平面上采用無擴散的180°角設計，且原型中在流動方向上的縱向長度僅為14.1 m，而橫向長度達到了72.7 m，形成了超窄進水前池（圖2（b））。由于縱向距離很短，水體由引水隧洞進入前池后很難擴散均勻，形成了變角度的側(cè)向取水。如按規(guī)范推薦的最大40°擴散角設計，開挖量為現(xiàn)有方案的3.5倍左右，增加工程量約6.2萬m3（設計總深度24 m）。此外，前池規(guī)模的大幅縮小也有利于降低清理雜質(zhì)和水生物附著的工作量，減小后期維護成本。

圖2 前池規(guī)范推薦體型和設計體型開挖面積對比

3.2 流態(tài)由于前池縱向長度極小，而進水隧洞出口流速較大（2.2m/s），因此水體流出進水隧洞后，直接沖擊前池的邊墻。在垂向上，形成由底部向水面的水體紊動和顯著的水體壅高；在橫向上，受邊墻的阻擋作用，水體在靠近機組進水口位置，向左右兩側(cè)分水，主流再由縱向轉(zhuǎn)為橫向，在大型機組前池內(nèi)形成對稱的2個大面積強回流區(qū)（圖3）。因此，原設計方案形成了前池集中進水和泵房分布式取水，且進、取水流道軸線相差較大，前池中的主流方向在短距離內(nèi)由縱向轉(zhuǎn)為橫向?qū)е铝似?、水體壅高、大范圍強回流和流速分布不均等問題。前池中的上述流態(tài)不僅易于導致前池中出現(xiàn)泥沙淤積、海上漂浮物和水生物滯留等不利情況，以及導致大型機組水泵吸水室內(nèi)存在明顯的不對稱進流和第二類表面漩渦（圖4），對循環(huán)水泵和鼓網(wǎng)的長期安全和穩(wěn)定運行不利。

相比大型機組的前池，各工況下小型機組前池內(nèi)的水體流態(tài)則基本穩(wěn)定，陣發(fā)性的水體壅高現(xiàn)象不明顯，僅在百年一遇低潮位下有低強度的回流現(xiàn)象；小型機組吸水室內(nèi)的流態(tài)也基本穩(wěn)定，偶發(fā)第一類表面渦。這主要是因為小型機組雖然與大型機組共用前池但采用了隔板阻隔，因此減少了大型機組前池不利流態(tài)的影響。

3.3 流速分布在最不利的百年一遇低潮位工況下，主要測量斷面法線方向的流速分布如圖5所示。小型機組雖然取水流量較低，但是在一側(cè)貼建，其流道各斷面流速的流速分布情況也是研究的重點之一。經(jīng)試驗發(fā)現(xiàn)，雖然小型機組在前池進口處的流速分布均勻上稍差，但是沿流向方向的縱向長度遠大于橫向，因此經(jīng)過沿程整流，至吸水室最近的斷面E和F，斷面流速平均值分別為0.25m/s和0.26m/s，基本相同，未出現(xiàn)明顯的偏流現(xiàn)象。大型機組流道各測量斷面的流速分布均勻性較差，特別是流道進口斷面G的平均流速（0.50m/s）達到了斷面H的2.5倍左右，兩側(cè)流道存在著明顯的不對稱進流，對旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)和水泵的運行安全不利。

圖3 2號大型機組前池的流態(tài)

圖4 原設計方案大型機組吸水室內(nèi)的流態(tài)

圖5 原方案百年一遇低潮位條件下過水斷面法線方向的流速分布

4 優(yōu)化方案的體型特點和水力特性

4.1 體型為解決上述問題，嘗試了在隧洞出口設置擋板、分流墩等多種措施，但是由于隧洞出口流速較大，前池縱橫比極小，前池流態(tài)對上述結(jié)構(gòu)的位置非常敏感，很難達到均勻分流的效果，前池中仍然會存在較大面積的回流區(qū)。通過系統(tǒng)的分析，提出了半圓型擴散墩和懸空隔板組合的結(jié)構(gòu)體型以改善前池的水力性能，其結(jié)構(gòu)體型和布置具體如圖6所示。

半圓型擴散墩設置在引水隧洞出口，其圓心為進水隧洞的中心點，中心線半徑為4.9 m；在開孔方式上雖然非均勻開孔（中部小角度開孔，至兩側(cè)逐漸擴大開孔角度）時的擴散效果可能更好，但是從施工便利性考慮最終還是采用均勻開孔，總開孔數(shù)量為9個，開孔高度為9.0 m，各開孔的角度為10°，半圓形擴散墩與前池墻體連接處從結(jié)構(gòu)強度考慮將墩體角度設置為13°，其余的墩體角度為8°。懸空隔板設置在擴散墩左右兩側(cè)，底部的懸空高度為5.0 m，距擴散墩的中心線1.4 m。除了整流消能的作用，前池內(nèi)設置懸空隔板的另一個優(yōu)點是可將前池的上下游邊墻連為整體，減小前池的橫向跨度，在結(jié)構(gòu)設計時有利于滿足抗震要求。

4.2 流態(tài)在優(yōu)化方案情況下，水體流出引水隧洞后，受到半圓型擴散墩的阻擋作用，先在擴散墩內(nèi)旋滾消能，再由擴散墩之間的開孔進入消力井，同時向兩側(cè)擴散。兩側(cè)的懸空隔板可在前池中形成消力井式結(jié)構(gòu)，當水體流出擴散墩后，在消力井內(nèi)的橫向和垂向兩個維度上再次旋滾消能，此后通過懸空隔板的底部均勻、有壓出流（圖7），以抑制前池內(nèi)水體的壅高和消除大面積的回流區(qū)，并改善各機組流道各進水口的流速分布。

圖6 優(yōu)化方案中半圓型擴散墩和懸空隔板的具體布置

圖7 半圓型擴散墩和懸空隔板組合體型的流線示意圖

在最不利的百年一遇低潮位和常遇的平均低潮位工況下，大型機組前池和吸水室內(nèi)的流態(tài)分別如圖8和圖9所示。相比于原設計方案（圖3和圖4），優(yōu)化方案情況下前池中的流態(tài)得到大幅改善，即使在最不利的百年一遇低潮位工況下，也基本消除了水體的壅高現(xiàn)象和大范圍的強回流區(qū)，也未觀察到漩渦滯留的情況出現(xiàn)；水面處釋放的示蹤粒子（圖中圓圈所示）分布均勻；大型機組旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)外的吸水室內(nèi)僅間歇性出現(xiàn)第1類表面渦，優(yōu)于規(guī)范[15]的要求。在電站運行常遇的平均低潮位工況，相比百年一遇低潮位工況水深升高1.69 m，水體紊動強度減弱，此時的整體流態(tài)要優(yōu)于百年一遇低潮位工況。

圖8 優(yōu)化方案2號大型機組前池中的流態(tài)

圖9 優(yōu)化方案大型機組吸水室內(nèi)的流態(tài)

4.3 流速分布和局部水頭損失根據(jù)原設計方案的試驗結(jié)果，優(yōu)化方案重點關注了百年一遇低潮位和平均低潮位工況下斷面E—J的流速分布（圖10和圖11）。百年一遇低潮位工況下，在過水斷面的法向方向上，小型機組吸水室斷面E和F流速分布的均勻性比原設計方案有所改善，流速標準差分別由0.02m/s和0.04m/s降至0.01m/s和0.02m/s；大型機組流道進口斷面G和H的測點流速平均值之比由原方案的2.5倍降為優(yōu)化后的1.32倍，不對稱進流現(xiàn)象得到很大改善；斷面G流速標準差由0.07m/s降為0.03m/s，斷面H流速標準差由0.09m/s略升為0.10m/s，斷面流速分布的均勻性總體得到改善（具體見對比表1）。對于直接關系到旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)穩(wěn)定運行的吸水室進口斷面I和J，優(yōu)化后過水斷面法線方向上的平均流速分別為0.30和0.29m/s（三維總合成流速分別為0.40m/s和0.43m/s），這說明吸水室進水流道兩側(cè)的進流基本一致，消除了原設計方案中對旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)運行不利的不對稱進流。

在電站運行常遇的平均低潮位工況，斷面E和F的流速分布均勻，基本呈對稱進流，流速標準差與百年一遇低潮位基本相同；斷面G和H的測點流速平均值之比進一步下降至1.24，流速標準差分別下降至0.02m/s和0.09m/s，進流的均勻性也進一步改善（表1）。吸水室進口斷面I和J 過水斷面法線方向上的平均流速分別為0.31m/s和0.29m/s（三維總合成流速均為0.37m/s），也基本處于對稱進流的狀態(tài)。

圖10 優(yōu)化方案百年一遇低潮位條件下過水斷面法線方向的流速分布

圖11 優(yōu)化方案平均低潮位條件下過水斷面法線方向的流速分布

表1 原方案和優(yōu)化方案下斷面E～H測點平均流速和標準差對比表

經(jīng)過測量，優(yōu)化方案取水隧洞出口與4A機組前池間的水位差約為18 cm（原型值）。根據(jù)參考文獻[18]，設計方案下前池突擴斷面的局部水頭損失系數(shù)為0.84，隧洞出口流速為2.2m/s，則局部水頭損失計算值為0.21 m，因此優(yōu)化方案并未明顯增大進水隧洞至前池的水頭損失，這有利于降低水泵的運行成本。

5 結(jié)論

以單進流條件下，縱橫比為0.193，進流平面擴散角為180°的某核電站超窄聯(lián)合泵房前池為研究對象，針對原設計方案中前池集中進水和泵房分布式取水所導致的偏流、水體壅高、大范圍強回流和流速分布不均等問題，提出了半圓形擴散墩和懸空隔板相結(jié)合的水力性能優(yōu)化措施。經(jīng)優(yōu)化后：（1）在最不利的百年一遇低潮位工況下，基本了消除前池中的水體壅高和大范圍的強回流區(qū)；大型機組流道進口斷面G和H的測點流速平均值之比，由原方案的2.5倍降為優(yōu)化后的1.32倍；吸水室進口斷面I和J法線方向上的平均流速分別為0.30和0.29m/s（三維總合成流速分別為0.40和0.43m/s），基本消除了原方案中的不對稱進流。（2）在電站運行常遇的平均低潮位工況下，斷面I和J過水斷面法線方向上的平均流速分別為0.31和0.29m/s（三維總合成流速均為0.37m/s），也基本一致。（3）大型機組吸水室內(nèi)的表面渦強度由第二類降為偶發(fā)第一類。研究成果可為采用類似結(jié)構(gòu)型式的泵房前池水力性能優(yōu)化提供參考。