李顏雁，郭鵬程，孫龍剛，張歡

(西安理工大學(xué)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)

前池是泵站工程中重要的水工建筑物.其位于河道之后、進水池之前，用來實現(xiàn)河道和進水池之間的平滑連接，最大限度保證水流平穩(wěn)且均勻地流向進水池，從而為水泵提供良好的進水條件[1].良好的進水條件是泵站高效運行的基本前提，但由于受多方面因素的影響，水流進入前池后會產(chǎn)生諸如回流、旋渦等不良流態(tài)，不僅會造成前池內(nèi)的泥沙淤積，進而惡化泵站進水條件，降低泵裝置的運行效率，甚至引起機組振動，產(chǎn)生噪聲，嚴重影響機組穩(wěn)定運行[2].布局合理的前池結(jié)構(gòu)及其整流措施對泵站進水條件有直接影響，因而獲得較多關(guān)注.

目前，工程上較多地采用不同的整流措施改善前池內(nèi)部的不穩(wěn)定流動，孫臏[3]針對原設(shè)計方案中的不足，采用改變底坡和翼墻的形式、尺寸對前池進行優(yōu)化，結(jié)果表明，延長前池底坡可明顯改善前池的流態(tài)，而改變翼墻的形狀、尺寸并將其向上游前池方向延伸，可使前池內(nèi)的水流流態(tài)變化舒緩.羅燦等[4]基于試驗和數(shù)值模擬研究了2種導(dǎo)流墩對前池流態(tài)整流的影響，發(fā)現(xiàn)增設(shè)導(dǎo)流墩可提高進水流道進口斷面上的流度分布均勻度.洪飛[5]針對大型低揚程泵站出水流道的水力設(shè)計過程中當(dāng)量擴散角過大問題，采用數(shù)值模擬的方法對大型低揚程泵站出水流道內(nèi)的擴散流動進行了較為深入的研究，提出了一種用平面擴散角和立面擴散角取代當(dāng)量擴散角進行出水流道優(yōu)化設(shè)計的方法，并成功應(yīng)用至泵站工程中.成立等[6]的研究表明流經(jīng)Y型導(dǎo)流墩的水流會沿著其兩翼發(fā)生擴散，盡管在導(dǎo)流墩附近產(chǎn)生旋渦，但能一定程度上改善其下游的不穩(wěn)定流態(tài)，且導(dǎo)流墩布置在前池中間位置整流效果較好.劉新陽等[7]針對泵站前池與進水池形成閘下射流的問題，提出了底坎與壓水板相結(jié)合的整流方案，發(fā)現(xiàn)整流后閘下射流明顯變短，回流基本消失，斷面流速分布均勻度被提高.高傳昌等[8]采用非連續(xù)底坎、非連續(xù)挑流坎與壓水板3種整流措施相結(jié)合的方案，有效地改善了前池內(nèi)的流態(tài)，并減小了前池內(nèi)部、底坎與挑流坎后的泥沙淤積.馬靈聰[9]利用Fluent軟件，研究了擴散角對泵站出水流道水力性能的影響，結(jié)果表明出水流道的立面擴散角和平面擴散角分別為17°和6°時水力性能最優(yōu).張睿等[10]對箱涵進流泵站內(nèi)部流態(tài)分析，結(jié)果表明，采用分流墩、組合梁以及相背布置短導(dǎo)流墩的組合式整流措施，可以顯著改善閘門井、箱涵以及前池進口處的不良流態(tài).

綜上所述，已有研究大多通過加設(shè)導(dǎo)流墩、導(dǎo)流板及改變其尺寸和數(shù)量的方法對前池進行整流，并取得了明顯效果.但關(guān)于其在前池中相對位置對整流作用的影響研究相對匱乏，且對吸水喇叭管進口流動的關(guān)注較少.文中基于某大型泵站，在泵站設(shè)計工況下進行前池三維流動數(shù)值模擬，并提出3種不同增設(shè)立柱的整流方案來改善前池內(nèi)的不穩(wěn)定流態(tài).

1 研究對象

某大型泵站共設(shè)5臺機組且為對稱布置，為4工1備.水泵單機設(shè)計流量為3.75 m3/s，揚程53.2 m，泵站前池長38.38 m，引水鋼管直徑為2.6 m，池底坡度為0.049，前池擴散角為43.26°，進水池長15.0 m，寬39.2 m，相鄰兩泵的泵中心距離為8.5 m，設(shè)計水位為19.5 m.喇叭管直徑D=2.6 m，懸空高度為0.4D，后壁距為0.08D，離心泵葉片數(shù)Z=7，轉(zhuǎn)速r=375 r/min，泵站前池、進水池的平面圖和剖面圖如圖1所示.由于揚程較高，實際尺寸跨度較大，可能導(dǎo)致內(nèi)部流態(tài)極其不穩(wěn)定，形成大量回流.

圖1 泵站整體結(jié)構(gòu)示意圖(單位: mm)

2 數(shù)值計算模型

2.1 數(shù)值模擬策略

文中基于雷諾時均法的SSTk-ω湍流模型，在設(shè)計工況下對泵站前池及進水池內(nèi)部不可壓縮流動進行數(shù)值求解，其中1#，2#，4#和5#機組運行，3#機組停機.數(shù)值計算進口采用質(zhì)量流量邊界條件，Q=15 m3/s;出口指定靜壓，設(shè)置為0，壁面粗糙度設(shè)置為0.005 m.時間步長為0.16 s，總計算時間為2.40 s，1°計算一次，穩(wěn)定后選取最后5圈的數(shù)據(jù)進行分析.葉輪和進水管以及葉輪和固定導(dǎo)葉之間的交界面為動-靜交界面，其余均為靜-靜交界面.對流采用高階求解格式，收斂標準設(shè)為平均殘差小于10-4.

2.2 網(wǎng)格生成及無關(guān)性驗證

以引水管、前池、進水池、吸水喇叭管等作為數(shù)值計算域，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對不同部件進行網(wǎng)格劃分，如圖2a所示.為了獲取更精確的數(shù)值模擬結(jié)果，文中采用8種不同密度的網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，網(wǎng)格數(shù)分別為472 872，712 647，941 419，1 198 405，1 655 088，2 040 587，2 505 643，3 035 776.選擇計算域進口至出口的水力損失和水泵的效率為目標函數(shù)，網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果如圖2b所示.由圖可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)目N由47萬增加到204萬時，水力損失H和效率η變化明顯并隨著網(wǎng)格數(shù)的增加而減小.當(dāng)網(wǎng)格數(shù)進一步增加至250萬和303萬時，計算結(jié)果幾乎不發(fā)生變化，因此文中最終選取250萬網(wǎng)格進行有關(guān)的數(shù)值計算.

圖2 計算域及網(wǎng)格無關(guān)性驗證

3 整流方案

根據(jù)上述分析可知，前池內(nèi)存在大范圍的回流，導(dǎo)致水泵入口的流態(tài)不穩(wěn)定，降低水泵機組的效率.立柱在前池中可以起到阻水分流的作用，會使得遠離立柱的進水池水流流態(tài)得到較好地改善[11-14]，故在原方案的基礎(chǔ)上，提出2種不同加設(shè)立柱的整流方案、方案一為在原方案里加設(shè)4個等間距為6 m的立柱(1.96 m×1.96 m×8.10 m)，如圖3a所示；方案二立柱數(shù)量不變，間距不變，將2#和3#立柱向進水池方向移動3 m，如圖3b所示.方案三根據(jù)前池內(nèi)部旋渦區(qū)范圍，將1#和4#立柱向進水池方向移動3 m，2#和3#立柱向前池中部移動1.5 m，如圖3c所示.

圖3 整流方案示意圖

4 結(jié)果及分析

4.1 原始模型結(jié)果

圖4a，b分別為泵站速度流線分布圖及進水池底面渦量w分布圖.從圖中可以看出，引水鋼管內(nèi)水流流速較高，在前池和進水池中形成高速水束，前池中部的高速區(qū)與兩側(cè)低速區(qū)形成2個巨大的旋渦，因而進水池內(nèi)的流線比較紊亂；進水池內(nèi)隔墩處、1#，2#，4#和5#機組吸水喇叭管附近均存在不同尺度的旋渦，其中1#機組喇叭管處的渦量強度最大.

圖4 原整體流線和底部渦量圖

分析認為，前池回流、旋渦等不良流態(tài)產(chǎn)生的主要原因如下：流經(jīng)引水鋼管的高速水流在進入前池時，過流面積突增，并且水流沿著邊壁向四周擴散，在高速水束和擴散角的影響下，前池內(nèi)產(chǎn)生較大尺度的回流和旋渦，進而對進水池內(nèi)的流態(tài)有較大的影響.因此，為保證機組水力穩(wěn)定性，須通過一定的措施控制和改善前池和進水池內(nèi)的不良流態(tài).

4.2 整流結(jié)果及分析

4.2.1 整流前后前池、進水池流態(tài)分析

為進一步對比各方案內(nèi)部流態(tài)，對計算域3個不同高度切面(Z=12 m，Z=15 m，Z=18 m)的速度進行矢量分析，Z=12 m為底部切面，Z=15 m為中間切面，Z=18 m為表面，如圖5所示.對比4種方案可知，原方案前池兩側(cè)存在大尺度回流，旋渦對稱分布且右側(cè)旋渦也參與左側(cè)旋渦的生成，而且進水池內(nèi)也存在一定數(shù)量的旋渦，流態(tài)較差.方案一前池內(nèi)回流被等間距的立柱分割，旋渦強度有一定程度的減小，盡管進水池內(nèi)仍存在部分旋渦，但強度明顯降低，流態(tài)較原方案有進一步的改善.方案二前池內(nèi)的旋渦尺度進一步減小，分散在等間距雙排立柱附近，進水池內(nèi)幾乎不存在旋渦；方案三的不良流態(tài)主要集中在布置非等間距雙排立柱的前池前部，且立柱和壁面處出現(xiàn)旋渦，前池中部旋渦明顯減小，使得流向進水池的水流流態(tài)較好，從而進水池內(nèi)旋渦基本消失，整流效果顯著.因此，方案三對前池流態(tài)的改善效果最佳.

圖5 各斷面流線圖

4.2.2 水力損失與流速均勻度分析

為進一步量化喇叭管進口斷面處的流態(tài)穩(wěn)定性，文中引入水力損失H、斷面流速分布均勻度va[15]與斷面平均偏流角θ[16]3個參數(shù)，其中va與θ定義為

(1)

(2)

表1為整流前后計算域水力損失、4個機組喇叭管進口斷面的流速均勻度及斷面平均偏流角的平均值對比統(tǒng)計.對比發(fā)現(xiàn)，方案一、方案二和方案三的流速分布均勻度分別提高了3.13%，3.91%和4.95%，平均偏流角分別減小了1.45%，2.11%和2.66%，而水力損失分別僅減小了0.44%，0.69%和0.69%，幾乎不受影響.表明文中提出的3種整流方案均較好地改善了該泵站內(nèi)部的不良流態(tài)，且方案三更有效地控制前池內(nèi)部旋渦的生成.

表1 整流前后各數(shù)據(jù)對比

4.2.3 剪切力分析

將流體看成是一層層的流動，剪切力就是相鄰兩層間的摩擦力，與流體的黏度有關(guān)，其表達式如式(3)所示.

(3)

正由于剪切力的存在，在流體流通橫截面上，流體產(chǎn)生了速度梯度.一般用剪切應(yīng)變率Sr表征其大小，剪切應(yīng)變率越大，表明流態(tài)穩(wěn)定性越差.文中選取4#機組所在的通道，按照水流流線方向選取P1，P2，P3，P4和P5共5個點，位置如圖6所示.

圖6 監(jiān)測點

圖7為不同測點剪切應(yīng)變率曲線，從圖中可知，4種方案的剪切應(yīng)變率均沿水流流線的方向逐漸增加.原方案變化最為顯著，在前4個點增幅較大，第5個點處趨于平穩(wěn)；方案一增幅明顯變緩，各點處的剪切應(yīng)變率值均小于原方案，說明方案一有一定的整流效果；方案二和方案三各點剪切應(yīng)變率的變化相對于原始方案及方案一幾乎可以忽略，變幅較小.分析可知，方案三時各點的剪切應(yīng)變較小，同時由圖6各斷面流線圖可知，方案三時進水池內(nèi)部流態(tài)較好，幾乎不存在回流及旋渦，表明方案三下進水池內(nèi)流態(tài)更加穩(wěn)定，因此，非等間距雙排立柱方案整流效果顯著.

圖7 剪切應(yīng)變率

4.2.4 喇叭管進口渦量分析

渦識別準則可以在復(fù)雜流動中清晰、客觀地反映渦結(jié)構(gòu)特征[17-18].渦流強度越低，內(nèi)部流態(tài)越穩(wěn)定，整流效果則更顯著.為進一步明確喇叭管內(nèi)部復(fù)雜的渦旋流動結(jié)構(gòu)，文中基于Q準則對3種方案下喇叭管的渦流形態(tài)進行分析[19]，該準則可以同時捕捉到流道內(nèi)的強渦和弱渦，根據(jù)HUNT等[20]可知，該準則是基于局部速度張量Dij的分解，計算公式為

Dij=Sij+ωij，

(4)

式中：Sij為對稱張量，表示流體的變形部分；ωij是反對稱張量，表示流體的轉(zhuǎn)動部分.

(5)

(6)

(7)

Dij的特征方程為

λ3+Pλ2+Qλ+R=0，

(8)

式中：P，Q，R為速度張量梯度的3個不變量.Q定義為

(9)

圖8為Q=0.25 s-2下不同方案的2#機組喇叭管渦結(jié)構(gòu)圖，對比可知，原方案喇叭管進口及上部均出現(xiàn)較大尺度的渦結(jié)構(gòu)；方案一喇叭管上部渦流強度降低；方案二喇叭管上部的渦強度進一步減弱，且喇叭管進口處渦體積同時降低；方案三喇叭管內(nèi)僅存在較小強度的渦結(jié)構(gòu)，同時渦體積最小，表明方案三整流效果最優(yōu).

圖8 喇叭管渦結(jié)構(gòu)圖

4.2.5 喇叭管進口斷面壓力脈動分析

為便于對喇叭管進口斷面不同位置及不同幅值的壓力脈動進行分析，文中基于非定常計算，研究了3種方案喇叭管進口處的壓力脈動頻譜信息.非定常數(shù)值計算測點如圖9所示.

圖9 壓力脈動監(jiān)測點

其命名規(guī)則如下：DT為喇叭管，DT后第一位數(shù)字代表3個不同徑向位置，且由1至3徑向距離依次減??；第二位數(shù)字為不同徑向位置測點編號，3個等徑向距離分別沿逆時針布置4個測點.

對3種典型工況下獲取的各監(jiān)測點壓力數(shù)據(jù)分析，引入量綱一化系數(shù)，來量化各點的壓力信號，表達式如式(7)所示.之后對該量綱一化信號進行快速傅里葉變換(FFT)，得到時頻特性分布，其中壓力信號均為數(shù)值計算葉輪旋轉(zhuǎn)5圈的數(shù)據(jù)，如圖10所示.

對比結(jié)果可知，水泵進口斷面各點的脈動比較明顯，原方案、方案二和方案三的主頻均為7fn(fn為轉(zhuǎn)頻)，為葉片通過頻率.方案一脈動主頻為14fn，僅為葉片通過頻率的2倍.原方案各個測點在靠近壁面的DT11—DT14處幅值最大，其壓力脈動幅值為0.014～0.016，遠離壁面的DT21—DT34處幅值盡管相對較低，但其影響仍不可忽略；方案一壁面處的幅值一定程度上被降低，且內(nèi)部壓力脈動幾乎被完全抑制；方案二壁面處的壓力系數(shù)幅值繼續(xù)下降，喇叭管內(nèi)壓力脈動幾乎消失；方案三壁面處壓力脈動幅值下降至最低，其幅值為0.006，且喇叭管內(nèi)部壓力脈動進一步降低.綜上所述，方案三能更好地控制和降低水泵進口的壓力脈動強度.

(10)

圖10 壓力脈動頻域圖

5 結(jié) 論

文中采用數(shù)值模擬方法，對泵站前池內(nèi)的水流流態(tài)進行研究，提出3種不同的加設(shè)立柱的方案來改善前池內(nèi)部不穩(wěn)定渦流結(jié)構(gòu)，主要結(jié)論如下：

1) 設(shè)計工況下，前池中部靠近進水池存在回流、旋渦等水力現(xiàn)象，易引起水泵機組水力不穩(wěn)定現(xiàn)象.

2) 采用單排等間距、雙排等間距立柱方案和雙排非等間距增設(shè)立柱方案，均可有效地改善前池的不良流態(tài)，流速分布均勻度分別提高了3.13%，3.91%和4.95%；平均偏流角分別減小了1.45%，2.11%和2.66%；壓力峰值從0.016下降至0.011，0.008和0.006，下降幅度較大，且雙排非等間距獲得的剪切應(yīng)變率變幅較小，表明雙排非等間距增設(shè)立柱方案的整流效果更好.

3) 綜合對比分析可知，增設(shè)立柱的方案在改善內(nèi)部流動、降低壓力脈動等方面均有一定改善效果，在前池整流措施中有較大優(yōu)勢.