羅 燦，劉 浩，施 偉，成 立，祁衛(wèi)軍

(1.揚(yáng)州大學(xué)水利科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 揚(yáng)州 225009；2.南水北調(diào)東線江蘇水源有限責(zé)任公司，南京 210001；3.淮安市水利勘測設(shè)計研究院有限公司南京分公司，南京 211102)

0 引 言

側(cè)向進(jìn)水指前池來流方向與前池主流方向存在夾角，前池中容易形成回流、旋渦等不良流態(tài)，難以創(chuàng)造出良好的水泵進(jìn)水條件[1]。針對側(cè)向進(jìn)水泵站前池和進(jìn)水結(jié)構(gòu)內(nèi)部流態(tài)，國內(nèi)外學(xué)者已展開了大量的研究工作。成立[2]、張雪[2]等采用數(shù)值模擬方法分析了導(dǎo)流墩在前池流態(tài)改善中的作用；趙苗苗[4]、徐波[5]、羅燦[6]等運(yùn)用CFD軟件研究了導(dǎo)流墩在閘站結(jié)合泵站前池中的整流效果；周濟(jì)人[7]、羅燦[8]等通過物理模型試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)在前池中設(shè)置底坎可以有效地改善流態(tài),并闡述了底坎的整流機(jī)理[9,10]；夏臣智[11]等基于N-S方程和RNGk-ε湍流模型分析了單排方柱及其布置方式在泵站前池內(nèi)的整流效果，結(jié)果表明單排方柱的位置對前池內(nèi)流態(tài)改善有明顯影響。通過分析發(fā)現(xiàn)，立柱和底坎均在前池流態(tài)改善中有良好的作用，但是對于立柱和底坎組合在前池內(nèi)的整流機(jī)理的研究較少。某泵站由新站和老站組成，均為側(cè)向進(jìn)水布置，針對該雙側(cè)向進(jìn)水泵站前池內(nèi)存在的不良流態(tài)，本文提出了不同的導(dǎo)控措施，分別就各導(dǎo)控措施的流態(tài)改善效果展開數(shù)值模擬分析，并將計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，為改善同類側(cè)向進(jìn)水前池流態(tài)提供一定參考。

1 計算模型及數(shù)值計算方法

1.1 控制方程

泵站內(nèi)的流動一般為高雷諾數(shù)的湍流運(yùn)動，采用RNGk-ε湍流模型和雷諾時均N-S方程描述該流動，其控制方程包括連續(xù)性方程和動量方程，即公式(1)和公式(2)。

(1)

(2)

式中:ui分別為x、y、z方向的速度分量；p為壓力；ρ為流體密度；g為重力加速度；v為水的運(yùn)動黏性系數(shù)；vt為紊動黏性系數(shù)。

1.2 計算域

在UG9.0軟件中構(gòu)建了該泵站的三維流體域，按照水流的方向依次為引渠、前池、進(jìn)水池、出水管，圖中出水管包括水泵吸水喇叭管和出水直管。如圖1所示，斷面1-1為計算站前行近流速取值斷面，距進(jìn)水管中心線1.6D，圖2中B1=90D，B2=24.82D，B3=11.5D，其中D為水泵葉輪直徑為1 000 mm，各機(jī)組的站前行近流速取測速斷面上正對吸水管中心測線上的平均速度。

圖1 計算區(qū)域示意圖Fig.1 Computational domains

圖2 模型尺寸示意圖Fig.2 Model dimension

1.3 邊界條件

進(jìn)口設(shè)置在水流進(jìn)水處，為質(zhì)量流量進(jìn)口，進(jìn)口流量設(shè)置為22 500 kg/s；出口設(shè)置在進(jìn)水池內(nèi)出水管的出口側(cè)，設(shè)為自由出流條件，參考壓力為1 atm；前池液面為剛蓋假定，設(shè)為對稱邊界條件；計算域其余壁面皆為固體邊界，并采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理；計算過程選用一階迎風(fēng)格式，收斂精度設(shè)置為10-4。

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性校核

在ANSYS-mesh中采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格分別對引渠、進(jìn)水池和前池進(jìn)行網(wǎng)格離散，其中對新站進(jìn)水池和前池部分進(jìn)行網(wǎng)格加密，前池和進(jìn)水池邊壁設(shè)置邊界層，層數(shù)5層，增長率1.2，圖3為網(wǎng)格劃分示意圖。

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Mesh generation

網(wǎng)格的數(shù)量會影響到數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，為此剖分了7組網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析，網(wǎng)格數(shù)分別為69.7、91.4、191、221、250、281和310 萬個，將總水力損失作為網(wǎng)格無關(guān)性分析的特征參數(shù)，可采用公式(3)通過進(jìn)、出口的壓差來計算總水力損失：

(3)

式中：Δh為總水力損失；Pin為進(jìn)口處總壓強(qiáng)，kPa；Pout為出口處總壓強(qiáng)，kPa；ρ為水的密度，取1×103kg/m3；g為重力加速度，取9.8 m/s2。

圖4為不同網(wǎng)格數(shù)量時的總水力損失，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過221 萬時，總水力損失無明顯變化，相對誤差控制在±2%以內(nèi)[12]，網(wǎng)格數(shù)量可以滿足要求。

圖4 不同網(wǎng)格方案時水力損失對比圖Fig.4 Comparison of hydraulic loss of different mesh schemes

1.5 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了對數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，設(shè)計開展了模型試驗(yàn)研究，對新站和老站同時運(yùn)行工況下的流動特征進(jìn)行了捕捉，圖5中，從左到右依次為1～5號進(jìn)水池進(jìn)口的軸向速度分布，單位為m/s，為了分析數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的誤差，采用平均量和離散特征量2個值來對誤差進(jìn)行分析，將圖5中各測線上的計算平均軸向速度和試驗(yàn)平均軸向速度求出，最后得到兩者之間的差值和相對誤差；接著通過標(biāo)準(zhǔn)差的大小來判定測點(diǎn)上的計算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果與平均量之間的差別，標(biāo)準(zhǔn)差越大，說明結(jié)果相對于平均值的偏差越大，軸向速度分布越不均勻，標(biāo)準(zhǔn)差越小，說明結(jié)果相對于平均值的偏差越小，軸向速度分布越均勻，5條測線上的計算平均軸向速度和試驗(yàn)平均軸向速度之間的相對誤差最大為6.90%，最小為3.31%，試驗(yàn)軸向速度標(biāo)準(zhǔn)差整體小于計算軸向速度標(biāo)準(zhǔn)差。通過數(shù)值模擬得到的進(jìn)水池進(jìn)口的流速分布與模型試驗(yàn)結(jié)果趨勢基本一致。

圖5 進(jìn)水池進(jìn)口軸向速度分布圖Fig.5 Axial velocity distribution on the inlet of sump

圖6可以看出數(shù)值模擬的變化趨勢與試驗(yàn)結(jié)果[13,14]基本一致。這表明這種數(shù)值模擬方法是可靠的。

圖6 站前平均行近流速分布圖Fig.6 Near-flow velocity distribution in the original scheme station

2 運(yùn)行方案及導(dǎo)控措施

2.1 運(yùn)行工況

根據(jù)調(diào)水需求，該泵站分別在老站單獨(dú)運(yùn)行、新站單獨(dú)運(yùn)行、“老站+新站”同時運(yùn)行3種工況下運(yùn)行，分別記作工況一、工況二和工況三。圖7(a)為原方案在老站單獨(dú)運(yùn)行面層流態(tài)分布，老站進(jìn)水池內(nèi)流態(tài)平順，無回流發(fā)生，新站前池內(nèi)存在大尺度回流；工況二下，新站單獨(dú)運(yùn)行，老站前池出現(xiàn)大面積的回流區(qū)，新站引渠和前池交界處流速變大；工況三下，新站和老站同時運(yùn)行，此時老站前池內(nèi)水流平穩(wěn)，新站引渠右側(cè)存在回流區(qū)?？梢钥闯?個工況下的流態(tài)都不均勻。

圖7 原方案不同工況下面層流線分布圖Fig.7 Surface streamlines of the original scheme under different conditions

2.2 導(dǎo)控措施

為了解決原方案前池和進(jìn)水池存在的回流等流態(tài)問題，設(shè)置了3種導(dǎo)控措施，其中方案1為方形立柱導(dǎo)控措施，方案2為矩形底坎導(dǎo)控措施，方案3為“矩形底坎+方形立柱”組合導(dǎo)控措施，通過對比分析3種方案的導(dǎo)控效果選取最優(yōu)的導(dǎo)控措施。各導(dǎo)控措施的形狀和尺寸如圖8所示，將各導(dǎo)控措施的尺寸分為位置尺寸和幾何尺寸，位置尺寸包括L1～L6，幾何尺寸包括W1～W5。其中D為出水管直徑，L1是最左側(cè)立柱到邊壁的距離，L2是立柱到進(jìn)水池后壁的距離，L3是底坎到邊壁的距離，L4是底坎到進(jìn)水池后壁的距離，L5是設(shè)置底坎的長度，L6是同時設(shè)置底坎和立柱時底坎和立柱之間的距離；W1和W2是單個立柱截面的尺寸，W3是各個立柱之間的距離，W4是底坎截面的寬，W5是底坎截面的高度。將各導(dǎo)控措施的尺寸列于表1中。

圖8 各導(dǎo)控措施及細(xì)部Fig.8 Rectification measures of each scheme

表1 導(dǎo)控措施尺寸Tab.1 Geometrical dimensions

3 結(jié)果分析

3.1 特征斷面和分析參數(shù)選取

分別截取了水平剖面Z=0.05H和Z=0.95H來分析新站前池面層和底層流態(tài)，其中H為前池水深。此外，引入了速度加權(quán)平均角β和軸向速度分布均勻度Vau[15]來評價不同方案各進(jìn)水池進(jìn)口斷面上的流速分布特性。

3.2 前池流態(tài)特性

圖9～圖11為不同方案各工況下的前池面層、底層的流線分布以及速度云圖。從圖9可以發(fā)現(xiàn)工況一下老站單獨(dú)運(yùn)行，原方案前池內(nèi)左側(cè)出現(xiàn)大尺度的回流區(qū)，這將造成左側(cè)機(jī)組的進(jìn)水條件惡化，發(fā)生偏流。設(shè)置方案1后老站流態(tài)明顯改善，新站前池流態(tài)紊亂；方案2下老站前池流態(tài)分布較為均勻，新站引渠仍存在大尺度回流；設(shè)置方案3后老站流態(tài)較方案1、2無明顯區(qū)別，但新站前池回流區(qū)消失，流態(tài)有所改善。

由圖10中可以看出在工況二下，新站單獨(dú)運(yùn)行，此時通過設(shè)置3種不同的導(dǎo)控措施，老站流態(tài)紊亂，新站前池與引渠交界處流速較大，達(dá)到的整流效果基本一致。

圖9 工況一下各方案面層、底層流線分布Fig.9 Distribution of surface layer and bottom streamline of each scheme under working condition 1

圖11為工況三下的流態(tài)分布，從圖11中可以看出，方案1通過設(shè)置立柱老站前池水流流態(tài)平穩(wěn)，新站引渠回流區(qū)消失，水流通過立柱后流速有所較低；方案2通過設(shè)置底坎，新站引渠側(cè)壁仍存在較小的回流區(qū)，但是坎后水流的流速分布較好，從引渠進(jìn)入前池的水流分布較為均勻，但是當(dāng)水流越過底坎后，由于坎后旋滾作用，坎后水流還未得到充分發(fā)展，亦會對進(jìn)水池的進(jìn)水流態(tài)產(chǎn)生不良影響。方案3在方案1的基礎(chǔ)上加設(shè)底坎后流線分布比較均勻，新站引渠側(cè)壁的回流區(qū)基本消去，總體水流流態(tài)比較平穩(wěn)，但在前池入口的左右兩側(cè)流速較大。

圖10 工況二下各方案面層、底層流線分布Fig.10 Distribution of surface layer and bottom streamline of each scheme under working condition 2

圖11 工況三下各方案面層、底層流線分布Fig.11 Distribution of surface layer and bottom streamline of each scheme under working condition 3

3.3 速度加權(quán)平均角和軸向速度分布均勻度

為了進(jìn)一步定量分析前池水流對進(jìn)水池進(jìn)口斷面上的流速影響，計算出進(jìn)水池各進(jìn)口斷面上的軸向流速分布均勻度以及速度加權(quán)平均角，計算結(jié)果列于表2和表3。圖12～圖14給出了各工況下各方案進(jìn)口斷面軸向速度云圖，對比各工況原方案和3種方案的速度云圖，并結(jié)合表3數(shù)據(jù)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：工況一和工況二下原方案進(jìn)水池各進(jìn)口斷面上的軸向流速分布均勻度都不高，最差的為工況一下的1號進(jìn)水池僅有60.51%，工況三下的原方案軸向速度分布均勻度較前兩種工況都有所提高，最高的為新站的3號進(jìn)水池為84.25%；3種導(dǎo)控措施都可以顯著提高各進(jìn)水池進(jìn)口斷面的軸向速度分布均勻度，其中工況三下新站3號、4號進(jìn)水池進(jìn)口斷面的軸向速度分布均勻度經(jīng)導(dǎo)控措施后略有降低，但是整體斷面軸向速度分布均勻度都有所提高。設(shè)置導(dǎo)控方案1和導(dǎo)控方案2后1號進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度分布均勻度變化最為明顯，最高提高了6.39%。設(shè)置方案3后，除了工況三3號進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度分布均勻度有明顯提高，兩側(cè)的進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度分布均勻度相對于前兩種導(dǎo)控方案有明顯降低，其他兩種工況下，各進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度分布均勻度均較原方案有所提高。通過不同工況下各進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度分布均勻度對比發(fā)現(xiàn)，對于各導(dǎo)控方案，導(dǎo)控方案2進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度分布均勻度整體大于導(dǎo)控方案1、3。通過表4可以發(fā)現(xiàn)，各斷面的速度加權(quán)平均角整體變化趨勢與軸向速度分布均勻度基本一致，設(shè)置導(dǎo)控措施后，各斷面速度加權(quán)平均角都有所提升。整體來講，導(dǎo)控方案2的導(dǎo)控效果優(yōu)于導(dǎo)控方案1和導(dǎo)控方案3。

4 結(jié) 論

本文針對側(cè)向進(jìn)水泵站前池、進(jìn)水池容易出現(xiàn)大尺度回流不良流態(tài)的問題，提出了在前池內(nèi)加設(shè)底坎、立柱以及底坎+立柱的導(dǎo)控措施，分析了3種不同的導(dǎo)控措施對不同前池流態(tài)的改善作用，得到了如下結(jié)論。

表2 各方案進(jìn)水池進(jìn)口斷面上的軸向速度分布均勻度Vau %

表3 各方案速度加權(quán)平均角β (°)

圖12 工況一下各方案進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度云圖Fig.12 Axial velocity map of the inlet section of each plan inlet pool under working condition 1

圖13 工況二各方案進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度云圖Fig.13 Axial velocity map of the inlet section of each plan inlet pool under working condition 2

圖14 工況三各方案進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度云圖Fig.14 Axial velocity map of the inlet section of each plan inlet pool under working condition 3

(1)在老站單獨(dú)運(yùn)行、新站單獨(dú)運(yùn)行和“新站+老站”同時運(yùn)行3種工況下前池流態(tài)都不均勻，工況一下，老站單獨(dú)運(yùn)行，老站前池內(nèi)水流流態(tài)平穩(wěn)，新站引渠內(nèi)出現(xiàn)大尺度的回流區(qū)；工況二下，新站單獨(dú)運(yùn)行，老站水流紊亂，新站引渠內(nèi)同樣存在回流區(qū)且引渠和前池連接處流速偏大；工況三下，新站和老站同時運(yùn)行，新站引渠右側(cè)存在回流區(qū)，同時對比試驗(yàn)測試結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)二者吻合性好，說明數(shù)值模擬結(jié)果是可信的。

(2)通過設(shè)置3種不同的導(dǎo)控措施均可以有效改善前池流態(tài)，新站前池內(nèi)的大尺度回流基本消失，對比3種導(dǎo)控措施，導(dǎo)控方案2進(jìn)水池進(jìn)口斷面軸向速度分布均勻度整體大于導(dǎo)控方案1、3。整體來講，導(dǎo)控方案2的導(dǎo)控效果優(yōu)于導(dǎo)控方案1和導(dǎo)控方案3。