張校文，劉超*，榮迎春，馮旭松，傅題善，孫玉民

(1. 揚州大學水利科學與工程學院, 江蘇 揚州 225009； 2. 南水北調東線江蘇水源有限責任公司, 江蘇 南京 210000； 3. 南水北調東線山東干線有限責任公司, 山東 濟南 250000； 4. 山東省水利廳, 山東 濟南 250000)

泵站前池是泵站進水建筑物的重要組成部分，前池內水流的流態(tài)直接影響泵裝置的性能[1].前池分為正向進水前池和側向進水前池，正向進水前池的水流方向與進水池水流的方向一致，通常認為水流在前池內擴散平緩，流態(tài)良好，無需額外設置整流措施便可為進水池提供良好的流態(tài)，故正向進水前池在泵站工程中運用較為廣泛.實際上，大多數(shù)正向進水泵站的前池，即使在前池擴散角不大的情況下，也依然存在著回流和旋渦[2]，同時，采用正向進水前池的多為多機組泵站，多機組泵站多配有備用機組，由于備用機組的存在，泵站常常處于機組不對稱開啟的運行狀態(tài)，機組的不對稱開啟進一步惡化了前池內水流的流態(tài)，正向進水前池內往往存在嚴重的旋渦和回流，無法為水泵提供理想的進水條件.因此，需要針對正向進水前池，提出有效的整流措施.

國內外學者針對泵站前池、進水池內部流態(tài)的研究，已展開了大量的工作[3-9]，提出了底坎、導流墩、立柱、壓水板等不同的整流措施.但在大型多機組正向進水泵站中，流量和空間尺度均較大，目前單一的整流措施整流效果不夠理想[10-14].而對于采用新型整流措施的研究仍較少，研究工作多集中于對已有整流措施布置參數(shù)的優(yōu)化，且研究分析的開機工況較為單一.

文中以多機組正向進水泵站為研究對象，采用CFD與模型試驗相結合的手段，對多機組正向進水泵站不同開機工況下的前池流場進行研究，提出一種利用陣列式隔板整流的措施，并評判陣列式隔板整流的效果，以期為多機組正向進水泵站的建設運行提供參考.

1 計算模型及邊界條件

1.1 計算模型參數(shù)

所研究的多機組泵站進水前池為正向擴散前池，包括渠道、前池、進水池和隔墩.渠道長6 m，前池池長5.6 m，前池擴散角為40°，單個進水池寬度為1 m，每個進水池配備1臺機組，共布置5臺機組，依次將機組編號為1#—5#，其中5#機組為備用機組，前池設計流量為2 m3/s.該多機組正向進水泵站前池三維透視圖如圖1所示.

圖1 多機組正向進水泵站前池三維透視圖

1.2 湍流模型及邊界條件

由于前池流動為復雜的不可壓縮湍流流動, 且泵站尺寸較大，水流在前池、進水池內的流動變化較大，在前池、進水池內常常會發(fā)生回流及水流脫壁的現(xiàn)象，選擇Realizablek-ε湍流模型模擬該流動與實際更為接近[15]，故文中基于Realizablek-ε湍流模型，采用SIMPLC算法耦合壓力和速度，設置二階求解精度，對前池流態(tài)進行數(shù)值模擬.取渠道水流進口處為進口邊界，邊界條件設置為流量進口，流量為2 m3/s，取吸水管出口處為出口邊界，邊界條件設置為自由出流，壁面均采用無滑移的壁面進行處理，對液面采取剛蓋假定, 自由表面設為對稱邊界條件.

1.3 網(wǎng)格無關性檢查

利用ICEM-CFD軟件對計算模型進行網(wǎng)格剖分，計算模型的網(wǎng)格剖分如圖2所示.以總水力損失作為網(wǎng)格無關性的評判指標，采用式(1)進行計算.對計算模型進行網(wǎng)格無關性檢查，當網(wǎng)格數(shù)量N大于177萬時，再增加網(wǎng)格數(shù)對總水力損失的影響微小，最終確定網(wǎng)格數(shù)為177萬，圖3為網(wǎng)格無關性檢查.

圖2 網(wǎng)格劃分圖

圖3 網(wǎng)格無關性檢查

(1)

式中：Δh為水力損失；pout為吸水管出口總壓；pin為渠道水流進口總壓；ρ為液體密度；g為重力加速度.

2 前池流態(tài)分析

選取右側2臺機組(1#，2#機組)開機運行、右側3臺機組(1#，2#，3#)開機運行、右側4臺機組(1#，2#，3#，4#)開機運行作為典型工況，獲得上層(Z=0.9H，其中，Z軸為水深方向，H為前池水深)、中層(Z=0.6H)、底層(Z=0.3H)3個典型斷面的流線及軸向流速v的分布圖如圖4所示.

圖4 4種開機工況下典型斷面的流線及軸向流速分布圖

由圖4可知，水流在引渠內流線平順，經(jīng)渠道流入前池后，水流沿前池向進水池擴散流動，當水流在前池內擴散流動時，因水流慣性的作用，水流在前池的兩側產(chǎn)生了脫壁的現(xiàn)象，出現(xiàn)了大尺度的回流，隨著水流的繼續(xù)擴散流動，前池兩側的流態(tài)不斷惡化，在前池兩側出現(xiàn)了較大的旋渦區(qū)域，回流與旋渦區(qū)幾乎充滿了整個前池，回流與旋渦區(qū)域的惡化壓迫主流，使水流不能充分擴散，水流以射流的形式經(jīng)前池流入進水池，嚴重影響了水流在進水池內的流態(tài).

通過比較上層、中層、底層斷面的流線圖，可以看出，上層至底層回流區(qū)域的范圍不斷增大，回流區(qū)域的中心有向進水池移動的趨勢.當機組不對稱開啟時，前池內未開機側的回流與旋渦范圍大于開機側，且該現(xiàn)象隨著兩側機組開啟差異的增大而愈發(fā)明顯，在右側2臺機組(1#，2#機組)、右側3臺機組(1#，2#，3#機組)開機運行的工況下，前池內開機側的回流與旋渦范圍已明顯小于未開機側，主流受到的壓迫也主要來自未開機側的回流與旋渦區(qū).

選取靠近泵站前池出口斷面的流速均勻度來評價水流進水的流態(tài)，同時也可定量地評判整流措施的效果，其計算公式如式(2)所示.

(2)

計算流速均勻度所取截面的寬度與前池水深相同，截面長度隨開機機組的數(shù)量相應調整，右側4臺機組(1#，2#，3#，4#機組)開啟時該所取截面如圖5所示.

圖5 計算流速均勻度所取斷面示意圖

針對整流前的前池流態(tài)，計算其靠近前池出口斷面的流速均勻度，如表1所示.研究發(fā)現(xiàn)，當機組不對稱開啟，一側開機臺數(shù)逐漸增大時，前池靠近出口斷面的流速均勻度逐漸降低，主流受到兩側回流與旋渦區(qū)域的壓迫越來越嚴重，水流進入進水池的流態(tài)也越來越差.

表1 前池出口斷面流速均勻度

3 陣列式隔板整流

文中提出一種利用陣列式隔板整流的措施.2排陣列式隔板布置于前池內，前排陣列式隔板長1.4 m,后排陣列式隔板長1.1 m，陣列式隔板的厚度為0.03 m，高度與前池水深相同，2排陣列式隔板與隔墩一一對應.其中以靠近前池入口的一排隔板為前排隔板，遠離前池入口的一排隔板為后排隔板.布置陣列式隔板后的計算模型如圖6所示.

圖6 整流后計算模型示意圖

4 整流后前池流態(tài)分析

4.1 右側2臺機組(1#，2#機組)開機運行

當右側2臺機組(1#，2#機組)開機運行時，截取此時前池上層、中層、底層3個典型斷面的流線及軸向流速分布圖，如圖7所示.當1#，2#機組開機運行時，前池內開機側的回流與旋渦區(qū)域已完全消失，布置陣列式隔板后，前池水流擴散角度減小，在前池內擴散平緩，流態(tài)良好，主流受到旋渦與回流區(qū)域壓迫的現(xiàn)象消失，水流沿隔板以正向的形式流入進水池，1#，2#機組進水環(huán)境良好，完全未受到回流與旋渦區(qū)的影響.從典型斷面的軸向流速分布圖可以看出，經(jīng)陣列式隔板整流后，前池開機側上層和中層小范圍的負流速消失，水流軸向流速分布較均勻.

圖7 優(yōu)化后1#，2#機組開機運行時典型斷面的流線及軸向流速分布圖

針對整流后的前池流態(tài)，選取相同的流速均勻度計算截面，計算其斷面流速均勻度.當1#，2#機組開機運行時，整流后的前池斷面流速均勻度為63.17%，較整流前提高5.78%.

4.2 右側3臺機組(1#，2#，3#機組)開機運行

當右側3臺機組(1#，2#，3#機組)開機運行時，截取此時前池上層、中層、底層3個典型斷面的流線及軸向流速分布圖，如圖8所示.當1#，2#，3#機組開機運行時，水流受到陣列式隔板的作用，在前池內的流動擴散角度減小，入流擴散平緩，1#，2#，3#運行機組對應的前池內水流流線平順，流態(tài)良好，水流以正向的形式進入進水池，前池內開機側的旋渦與回流區(qū)域轉移到了未開機一側，完全未影響到開機運行機組的進水環(huán)境.從典型斷面的軸向流速分布圖可以看出，由于開機側的回流與旋渦區(qū)的轉移，前池開機側較大范圍的負流速消失.

圖8 優(yōu)化后1#，2#，3#機組開機運行時典型斷面的流線及軸向流速分布圖

針對整流后的前池流態(tài)，計算該開機工況下的斷面流速均勻度.當1#，2#，3#機組開機運行時，整流后的前池斷面流速均勻度為61.81%，較整流前提高5.47%.

4.3 右側4臺機組(1#，2#，3#，4#機組)開機運行

當右側4臺機組(1#，2#，3#，4#機組)開機運行時，截取此時前池上層、中層、底層3個典型斷面的流線及軸向流速分布圖，如圖9所示.當1#，2#，3#，4#機組開啟運行時，1#，2#，3#運行機組對應的前池內水流流線平順，流態(tài)良好，水流以正向的形式進入進水池.前池兩側大范圍的回流及旋渦區(qū)域進行了重新分布，原來分布于前池兩側的回流與旋渦區(qū)域轉移到前池左側一側，轉移后的左側回流與旋渦區(qū)域較小，且集中在未開機運行的5#備用機組對應的前池區(qū)域，基本未影響到左側開機運行的4#機組的進水環(huán)境.

圖9 優(yōu)化后1#,2#,3#,4#機組開機運行時典型斷面的流線及軸向流速分布圖

選取相同的流速均勻度計算截面，得到該開機工況下的斷面流速均勻度.整流后的前池斷面流速均勻度為47.23%，較整流前提高8.81%.在該開機工況下，可以觀察到前池內右側底層仍存在較小范圍的回流區(qū)，但1#，2#機組進水環(huán)境受右側回流與旋渦區(qū)的影響較整流前明顯減弱.

5 試驗驗證

5.1 試驗裝置

為了進一步驗證陣列式隔板的整流效果，采用1∶10的比例尺搭建了模型裝置試驗臺.模型裝置試驗臺包括引渠、正向進水前池、進水池、隔墩、虹吸管、輔助泵、管道，采用輔助泵進行試驗裝置水的循環(huán).試驗的流速測量采用的流速儀為LGY-Ⅱ型智能流速儀，流速儀測量精度為±2%.試驗中在前池水面撒入示蹤粒子，對示蹤粒子反映的前池內水流流態(tài)進行觀測.

圖10 模型裝置試驗臺

5.2 試驗結果

根據(jù)模型試驗觀測的示蹤粒子軌跡繪制前池流線圖,如圖11所示.圖12為各測點軸向速度的數(shù)值計算結果和試驗測量換算結果，其中，測線Y軸方向的坐標值為圖中的橫坐標.試驗結果表明：多機組正向進水前池流態(tài)較差，前池內存在大范圍的旋渦和回流，未開機側旋渦和回流區(qū)明顯大于開機側，兩側的旋渦和回流區(qū)域嚴重壓迫主流.布置陣列式隔板整流后，前池內旋渦與回流區(qū)明顯減小，前池內開機側的旋渦與回流區(qū)域轉移到了未開機一側，水泵進水條件得到改善.前池內示蹤粒子軌跡反映的前池流態(tài)與數(shù)值模擬結果基本吻合.

圖11 根據(jù)模型試驗觀測繪制的前池流線圖

圖12 測點數(shù)值計算結果與試驗測量結果

試驗中選取與數(shù)值計算模型相同的流速均勻度計算截面，在該截面上取Z=0.9H,Z=0.6H,Z=0.3H布置3條測線line1,line2,line3，每條測線布置15個測點，對45個測點進行流速測量，試驗測量的流速按照比例尺進行換算，與數(shù)值模擬結果進行對比分析.

由圖12可以看出，各測點軸向速度數(shù)值計算結果與試驗測量換算結果整體趨勢基本吻合，具體數(shù)值有一定差異；布置陣列式隔板整流后，各測點流速分布較為均勻，隔板處附近對應的個別測點因受陣列式隔板的滯水影響，軸向流速較低；圖12b試驗中布置陣列式隔板整流后，3條測線上所有測點均為正值，表明布置陣列式隔板整流后，開機機組對應的前池區(qū)域回流得到了轉移、減小.

5.3 誤差分析

針對試驗測量結果與數(shù)值計算結果，引入相對誤差Er與標準差Es這2個特征量，進行誤差分析.試驗測量與數(shù)值計算的相對誤差及標準差如表2所示.由表可知，試驗測量結果與數(shù)值計算結果的相對誤差基本都在5.00%以內，最大相對誤差僅為7.87%.

表2 軸向速度試驗測量結果與數(shù)值計算結果誤差分析

6 結 論

1) 泵站前池兩側存在著較大的回流與旋渦區(qū)域，當機組不對稱，前池內未開機側的回流與旋渦區(qū)域面積大于開機側，隨著兩側機組開啟差異程度的增大，該現(xiàn)象愈發(fā)明顯，且主流受到的壓迫也由來自兩側的回流與旋渦區(qū)轉變?yōu)閬碜晕撮_機一側的回流與旋渦區(qū).不同開機工況下的水泵進水條件均需改善.

2) 利用陣列式隔板整流后，前池內未開機運行一側的旋渦和回流區(qū)域明顯減小，開機側的回流與旋渦區(qū)域已完全消失，主流受到的壓迫顯著減弱.當右側2臺機組開機運行時，前池斷面流速均勻度為63.17%，較整流前提高5.78%;當右側3臺機組開機運行時，斷面流速均勻度為61.81%，較整流前提高5.47%;當右側4臺機組開機運行時，斷面流速均勻度為47.23%，較整流前提高8.81%.

3) 經(jīng)試驗測量的數(shù)據(jù)表明，數(shù)值模擬結果與試驗結果基本吻合，得到了試驗的驗證.