劉志泉，成 立，卜 舸，袁連沖，施 偉

（1.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇揚州 225009；2.江蘇省水利勘測設計研究院有限公司，江蘇揚州 225127；3.南水北調(diào)東線江蘇水源有限責任公司，南京 210029）

0 引 言

一些泵站在建設時，受地形及兼顧排澇要求的限制，前池設計為不規(guī)則的正向進水型式。這種不規(guī)則型式的泵站前池雖然方便施工，但容易在前池內(nèi)形成漩渦和回流，導致進水條件差［1］，進而引發(fā)水泵葉片、葉輪室汽蝕［2］，不利于泵站的運行和維護。

針對泵站前池流態(tài)的改善，國內(nèi)外很多學者進行了研究，其中底坎［3，4］、導流墩［5-7］、壓水板［7，8］等整流措施得到了廣泛應用。成立等［9］利用數(shù)值模擬方法研究底坎整流的流場結(jié)構(gòu)，并分析了底坎的主要特征參數(shù)對前池流態(tài)的影響；高傳昌等［10］分析底坎與壓水板的聯(lián)合整流機理，消除了機組振動，提高了水泵運行效率；羅燦等［11］通過在前池內(nèi)設置導流墩縮小了回流區(qū)的范圍，改善了進水流道進口斷面的流速分布；馮建剛等［12］提出底墩和導流墩等措施來改善進水口流態(tài)，并進行了試驗驗證。近幾年也有學者提出倒T 形底坎［13］、鏤空式底坎［14］、楔形導流墩［15］等新型整流措施。本文針對某泵站不規(guī)則前池的不良流態(tài)，提出“V”形導流墩的9 種整流措施，通過數(shù)值模擬方法分析研究導流墩位置、個數(shù)、幾何參數(shù)對泵站前池流態(tài)及進水池進口軸向速度分布均勻度的影響，并與試驗數(shù)據(jù)進行比較，得出的結(jié)果對不規(guī)則正向進水前池的流態(tài)改善具有一定參考意義。

1 數(shù)值模擬模型及計算方法

1.1 數(shù)學模型

前池內(nèi)的流動可視為三維不可壓縮黏性湍流流動，RNGkε湍流模型來源于嚴格的統(tǒng)計技術，通過修正湍動黏度并考慮平均流動中的旋轉(zhuǎn)及旋流情況，同時在ε方程中增加反映主流時均應變率的一項，可以很好地處理帶旋流［16］。因此采用雷諾時均N-S 方程和RNGk-ε湍流模型描述該流動，其控制方程包括連續(xù)性方程、動量方程，即式（1）和式（2）。

連續(xù)性方程：

動量方程：

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；ν為水的運動黏性系數(shù)；νt為紊動黏性系數(shù)。

1.2 計算域參數(shù)及網(wǎng)格劃分

在UG NX12.0 軟件構(gòu)建泵站的三維流體計算域，包含引渠、涵洞、前池、進水池和各水泵的出水管。該泵站設計運行水位28.5 m，水深4.6 m；最低運行水位27.5 m，水深3.6 m，是前池不良流態(tài)產(chǎn)生的不利水位，本次計算對該水位工況進行數(shù)值模擬。泵站安裝3 臺軸流泵機組，單泵設計流量3 m3/s，葉輪直徑D=800 mm。本次數(shù)值計算主要研究前池流態(tài)，以進水喇叭管和出水彎管代替泵段。計算域及其具體尺寸參數(shù)如圖1所示。

圖1 計算域及其尺寸示意圖Fig.1 Diagram of calculation domain and its size

在ANSYS Mesh 中對計算域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。為保證網(wǎng)格質(zhì)量和計算的可靠性，對前池和進水池段網(wǎng)格進行加密，對出水彎管壁面設置邊界層，層數(shù)為6層，增長率為1.2。網(wǎng)格劃分示意圖如圖2所示。

圖2 局部網(wǎng)格劃分及出水管邊界層示意圖Fig.2 Diagram of local mesh division and boundary layer of outlet pipe

1.3 邊界條件設置

將引渠進水斷面設置為計算域進口，設為質(zhì)量流量進口，進口流量9 000 kg/s；進水池出水管出水側(cè)為出口，設為自由出流條件，參考壓力101.325 kPa；根據(jù)剛蓋假定，自由水面設為對稱邊界；其余壁面為固體壁面，采用壁面函數(shù)處理；計算采用一階迎風格式，收斂精度為10-4。

1.4 網(wǎng)格無關性檢驗

為提高計算速度，同時保證計算的準確性，對計算域網(wǎng)格進行無關性分析。在ANSYS Mesh中剖分8組不同數(shù)量的網(wǎng)格，分別為178.9 萬、284.3 萬、331.5 萬、394.5 萬、433.7 萬、510.6 萬、634.0 萬、740.2 萬個，以水力損失作為網(wǎng)格無關性的評價指標，水力損失的計算公式見式（3）［17］。

式中：Δh為引渠進口到吸水管出口的總水力損失；Pin為進口的總壓強；Pout為出口的總壓強；ρ為流體密度；g為重力加速度。

圖3為不同網(wǎng)格數(shù)量下的水力損失，由圖可知，網(wǎng)格數(shù)量超過433.7 萬個后，水力損失基本不變，相對變化在±2%以內(nèi)，本次計算選取的網(wǎng)格數(shù)量級為510.6萬個。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下的水力損失Fig.3 Hydraulic losses under different mesh numbers

2 研究方案

導流墩能顯著改善前池中的回流和二次環(huán)流［18］，而“V”形導流墩能使水流沿其兩翼擴散因而具有良好的分流作用。該前池為擴散前池，為消除前池回流區(qū)使水流更好地擴散以均勻地進入進水池，將導流墩設計為“V”形。本文研究了“V”形導流墩的9種整流方案，方案1不設整流措施，為原方案；方案2～4布置1 個導流墩A；方案5～10 布置2 個導流墩，分別為導流墩A、導流墩B，分別位于1、3 號機組前，位置由到進水池進口的距離X和距2 號機組中心線的距離Y確定（見圖1）。通過對導流墩位置、長度、分叉角度3 種參數(shù)的設置，達到整流的效果。其尺寸參數(shù)如圖4所示，W、L、H、θ分別為導流墩的寬度、長度、高度、分叉角度，導流墩的寬度W為0.5D，高度H高于水深，整流方案設計如表1所示。

表1 研究方案設計Tab.1 Design of the research scheme

圖4 “V”形導流墩及其尺寸參數(shù)Fig.4 "V"shaped diversion pier and its dimensional parameters

3 計算結(jié)果分析

3.1 特征斷面和評價指標

如圖1所示，選擇橫斷面1-1（Z=4D）為面層剖面，用以研究面層的流態(tài)；橫斷面2-2（Z=0.5D）為底層剖面，用以研究底層的流態(tài)；選擇縱斷面3-3（X=0）來研究進水池進口的軸向速度分布。以軸向速度分布均勻度Vau來描述進水池進口斷面軸向流速的均勻程度，計算公式［11］如下：

式中：Vau為軸向速度分布均勻度；Vai為斷面各節(jié)點的軸向速度；Va為斷面平均軸向速度；n為節(jié)點的數(shù)目。

3.2 無整流措施下的前池流態(tài)

原方案（方案1）下的前池面層、底層流態(tài)如圖5（a）、圖6（a）所示。由圖可知，面層流態(tài)較為均勻平順，底層水流通過坡降進入前池后在兩側(cè)產(chǎn)生大區(qū)域的回流，水流沿邊壁碰撞后發(fā)生偏斜，導致1、3 號機組前進水流態(tài)紊亂。不良進水流態(tài)不僅會影響水泵性能，而且會導致前池的局部淤積［2］，因此前池底層流態(tài)是本次整流需重點研究的對象。圖7 為進水池進口斷面3-3軸向速度分布的試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果，數(shù)值模擬得到的結(jié)果與模型試驗結(jié)果變化趨勢基本一致，證明本次數(shù)值模擬結(jié)果可信。

圖7 進水池進口斷面1-1軸向速度分布Fig.7 Axial velocity distribution at the inlet section 1-1 of intake pool

3.3 單個導流墩對前池流態(tài)的影響

比較圖5、圖6 中放置單個“V”形導流墩的方案，僅在導流墩開口附近產(chǎn)生小范圍漩渦，這是由“V”形導流墩的形狀特點引起的，基本未對面層進水流態(tài)產(chǎn)生不利影響。導流墩距進水池為15D時的底層流態(tài)較距離20D時的流態(tài)好，因為距離較遠時，擴散后的水流又撞擊到不規(guī)則邊壁形成回流，未起到整流效果。導流墩分叉角度為45°時，水流的擴散比開叉角度為30°時更為均勻，但1 號機組前水流發(fā)生偏斜，并影響了2 號機組的進水流態(tài)。相較于導流墩長度為2.25D，導流墩長度為3D時擴散效果更好，前池內(nèi)產(chǎn)生的回流區(qū)域較小。

圖5 方案1～5面層流態(tài)Fig.5 Surface flow pattern of schemes 1～5

圖6 方案1～5底層流態(tài)Fig.6 Bottom flow pattern of schemes 1～5

3.4 兩個相同的導流墩對前池流態(tài)的影響

前池中的漩渦主要集中在底層兩側(cè)，設置單個導流墩不足以將其消除，因此設置兩個“V”形導流墩方案。由圖8、圖9 可知，導流墩距進水口20D時的前池流態(tài)比距進水口15D時好，距離較近時水流未能充分擴散。當兩個導流墩距離2號機組中心線2.5D時，導流墩未對前池兩側(cè)漩渦起到實質(zhì)的破壞作用，整流效果較差；距離2號機組中心線5D時，導流墩A對1號機組前的漩渦破壞作用較小，水流經(jīng)過導流墩后繼續(xù)碰撞邊壁，1號機組的進水流態(tài)未得到改善，導流墩B 有效地對3 號機組前的漩渦起到了消除作用，使2、3 號機組前的水流趨于平順；距離2 號機組中心線7.5D時，導流墩靠墻壁太近未對兩側(cè)回流區(qū)起到消除作用，在兩導流墩中間形成新的漩渦，整流效果差。

圖8 方案6～10面層流態(tài)Fig.8 Surface flow patterns of schemes 6～10

圖9 方案6～10底層流態(tài)Fig.9 Bottom flow patterns of schemes 6～10

3.5 兩個不同的導流墩對前池流態(tài)的影響

由圖8（c）、圖9（c）可知，導流墩B 距進水池X2=20D，距2 號機組中心線Y2=5D，分叉角度為30°時，2、3 號機組進水流態(tài)較好，進水口前無漩渦，流線平順，因此導流墩B的設計是合理的，只需對導流墩A 重新設計。導流墩A 距進水口15D時，雖然在前池中間形成了小范圍回流區(qū)，但經(jīng)過發(fā)展后消除，未對進水池流態(tài)造成不利影響，而且導流墩A 分叉角度無論是15°還是22.5°，均有效對1 號機組前的漩渦起到了破壞作用，分叉角度為15°時，水流更為平順。

3.6 軸向速度分布均勻度

為定量地分析整流效果，以各機組進水池進口斷面3-3 的軸向速度分布均勻度作為評價指標。原方案（方案1）與導流墩方案進水池進口斷面軸向速度分布均勻度的對比如圖10所示，各機組進水池進口斷面軸向速度分布均勻度如表2所示。比較原方案下的軸向速度分布均勻度，1、3 號機組較低，分別為61.7%、65.6%，2號機組為79.8%。方案9、10對各機組整體軸向速度分布均勻度有明顯提升，對1 號機組分別提升2.8%、17.8%，對2 號機組分別提升3.2%、2.7%，對3 號機組分別提升13.7%、9.8%。綜合以上方案，方案10 對兩側(cè)機組整體的軸向速度分布均勻度提升最為明顯，為最佳整流方案。如圖11 所示，方案10 中1、3 號機組前的回流區(qū)消除，進水流態(tài)更加均勻。方案10 對其他工況的軸向速度分布均勻度也有所提升，只開1臺機組時，2 號機組軸向速度分布均勻度為75.5%，較原方案提升4.9%；開啟2臺機組時，2、3號機組軸向速度分布均勻度分別為78.9%、79.9%，較原方案分別提升5.1%、8.3%。

圖10 各方案3-3斷面軸向速度分布均勻度比較Fig.10 Comparison of uniformity of axial velocity distribution on section 3-3 of each scheme

圖11 方案10前池行進流速變化示意圖Fig.11 Diagram of flow velocity variation of forebay of scheme 10

表2 各方案3-3斷面軸向速度分布均勻度 %Tab.2 Uniformity of axial velocity distribution on section 3-3 of each scheme

3.7 “V”形導流墩整流機理

根據(jù)對以上研究方案的分析可知，“V”形導流墩能夠顯著改善前池中的大區(qū)域回流。如圖11 所示，當水流經(jīng)過“V”形導流墩后，沿其兩翼進行擴散，使流速分布趨于均勻，前池不良流態(tài)得以改善。尾后水流流速較低，在分叉口附近產(chǎn)生回旋，經(jīng)發(fā)展后可消除，回旋范圍大小與導流墩的長度、分叉角度有關，因此“V”形導流墩不宜距離進水池過近。

4 結(jié) 語

（1）原方案中，泵站前池底層兩側(cè)存在大區(qū)域回流區(qū)，通過設置“V”形導流墩的尺寸參數(shù)對前池流態(tài)進行整流，“V”形導流墩能使水流沿其兩翼重新擴散因而具有良好的分流作用。

（2）單個“V”形導流墩對前池流態(tài)改善的效果有限，1 號機組前仍存在較大漩渦，且易導致2 號機組進口軸向速度分布均勻度降低。

（3）兩個“V”形導流墩中的方案10 為最佳整流方案，對兩側(cè)機組進水流態(tài)有較大提升，各機組進口軸向速度分布均勻度分別提升17.8%、2.7%、9.8%。

（4）“V”形導流墩可有效消除前池中的大區(qū)域回流，在不規(guī)則的正向進水前池中得到較好的應用，研究結(jié)果為泵站前池改造提供了參考。 □