王 琪，朱文辰，周濟人，楊 帆

（1.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇 揚州 225009；2.南水北調(diào)江蘇項目管理有限公司，江蘇 南京 210000）

0 引言

泵站的進水建筑物主要由前池和進水池等組成。進水建筑物的合理選址和優(yōu)越的水力設計可以提高水泵的運行性能及保證整個泵站的穩(wěn)定運行。泵站進水依據(jù)前池與進水池的位置分為正向、側向進水兩種。正向進水前池的水流與進水池水流的方向大致相同，水流相對較為平順且設計施工方便；側向進水前池的水流與進水池水流存在一定的角度，易發(fā)生回流、導致斷面流速分布不均勻。受限于地理條件以及其他相關因素，當正向進水無法布置時，會采用更為緊湊的側向進水。且為了改善進水建筑物可能出現(xiàn)的不良流態(tài)，工程上一般采用修建導流柱［1］、導流墩［2］、導流墻［3］、導流板［4］、設置底坎［5］、設置壓水板、水平消渦梁等整流措施。

本文對某泵站進行數(shù)值計算研究，查閱相關設計資料發(fā)現(xiàn)該泵站的前池兼顧通航要求，且日常運行水位高于進水池進口。故考慮到地形等限制，采用側向進水形式，泵站位于船閘的一側，側向進水導致前池與進水池中心軸線大致呈直角，易造成主流形成脫壁繞流及產(chǎn)生較大旋渦，在進水池內(nèi)形成豎直、水平兩個維度流態(tài)不均現(xiàn)象。為了研究泵站日常運行狀態(tài)下進水池內(nèi)可能產(chǎn)生的不良流態(tài)，借助相關計算機軟件對現(xiàn)有泵站進行三維建模并采用數(shù)值計算。通過計算得到進水池內(nèi)的相關斷面流速云圖及流速不均勻系數(shù)，分析并提出相關的整流方案，將各個方案得出的流線云圖及流速不均勻系數(shù)進行對比、分析和總結，最后選取整流效果相對較好的方案。

1 泵站計算模型及數(shù)值計算

1.1 計算模型

使用計算機建模軟件對泵站進行三維建模，泵站進水建筑物平面布置圖、進水建筑物詳圖示于圖1。

圖1 泵站進水建筑物三維模型圖Fig.1 Three-dimensional model of the water intake structure of the pumping station

泵站前池內(nèi)及進水池內(nèi)流動為高雷諾數(shù)［6］、不可壓縮的三維紊流流動?；谒鳛槌浞职l(fā)生的紊流，故本文使用的計算方法為雷諾平均法［7］和有限體積法，紊流模型［8］則選用Standardk-ε模型。

1.2 邊界條件設定

數(shù)值計算時，邊界條件的設定會影響計算結果的精度和可信度，故以泵站設計參數(shù)作為設定依據(jù)，邊界條件的具體設定如下：創(chuàng)建前池距離進水池100 m處斷面作為進口邊界，設置為質量流且強度為5%［9］；選擇水泵所有出水口斷面為出口邊界，設定為平均靜壓，壓力值為1 atm［10］；選擇整個建筑物的所有邊壁面及底面作為墻面，設定為無滑移壁面［11］；選擇前池和進水池水面作為自由液面且計算時不考慮水面剪切力［12，13］。

1.3 網(wǎng)格劃分及無關性分析

基于此泵站的進水池采用側向布置形式，各構件繁雜，因在軟件ANSYS Mesh 中采用四面體非結構化網(wǎng)格對三維模型進行劃分，三維模型網(wǎng)格劃分結果見圖2。網(wǎng)格的數(shù)量及質量會對數(shù)值計算結果產(chǎn)生影響，在保證三維模型精度和減少計算量的要求下，則需對其進行無關性分析。以前池距進水池100 m處和水泵出水口處為特征參數(shù)計算不同網(wǎng)格數(shù)下的水力損失［14］：

圖2 三維模型網(wǎng)格圖Fig.2 Three-dimensional model grid

式中：hf為水力損失；Pin為進口處總壓強；Pout為出口處總壓強；ρ為水在4 ℃下的密度；g為重力加速度。

不同網(wǎng)格數(shù)及其對應的水力損失結果見表1和圖3。

表1 水力損失計算結果Tab.1 Calculation results of hydraulic loss

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

由圖3 可見：水力損失隨著網(wǎng)格數(shù)的大幅度增加而逐漸減少，當網(wǎng)格數(shù)增加到860萬左右并繼續(xù)增加后，水力損失計算值趨于穩(wěn)定，滿足網(wǎng)格無關性要求，所以本次計算網(wǎng)格數(shù)量確定為860萬。

2 特征斷面和評價指標

2.1 特征斷面選取

本次計算共選取在距離進水池出口8.0 m 處作為1 個豎直剖面，X軸對應坐標為X=21.0 m；選取水平方向的面層、中層和底層3 個特征斷面作為3 個水平剖面，Z軸坐標分別為Z1=4.2 m，Z2=2.25 m，Z3=0.80 m。通過剖面的流速云圖來分析進水池內(nèi)的水流流態(tài)，豎直、水平剖面位置示于圖1（b）。

2.2 流速不均勻系數(shù)

軸向流速分布不均勻系數(shù)Pu是用于定量反映豎直特征斷面的軸向流速分布不均勻程度的評價指標，按下式計算［15］：

式中：Pu為斷面軸向流速不均勻系數(shù)；Vai為斷面各節(jié)點的軸向流速，m/s；Va為斷面平均軸向速度，m/s；n為斷面計算總單元數(shù)。

軸向流速分布不均勻系數(shù)越小表示斷面流速分布越均勻。

3 原始方案下進水池的數(shù)值計算及分析

通過數(shù)值計算與圖形軟件處理，得到各個進水池3 個水平維度的流線圖，同時選取豎直特征斷面計算相關流速不均勻系數(shù)，綜合兩方面來分析進水池內(nèi)的水流流態(tài)狀況。原始方案結果示于圖4。

由圖4可見：由于進水池存在擋水板的原因，且出口所處位置低于面層所在水位，導致面層部分水流被阻擋，面層出現(xiàn)了較大范圍的低流速區(qū)。中層流線圖可知，1～5 號進水池均有一定程度的偏流現(xiàn)象，其中1～4號進水池左側壁流速相較高，水流繞過水泵后繼續(xù)保持高速流動，并向右邊壁處形成逆流，造成進水池內(nèi)大范圍旋渦，對水泵的吸水造成了較大的影響。通過底層流線圖可知，除了5 號進水池在前池受兩側相向水流的影響下流態(tài)較為平穩(wěn)，其余4個進水池均產(chǎn)生了不同程度的偏流，其中1 號進水池最為嚴重，并在進水池右邊壁形成小范圍低壓區(qū)及旋渦。

圖4 原始方案下面層、中層、底層流線圖Fig.4 Streamline diagram of the lower，middle，and bottom layers of the original plan

綜合3 個斷面流線圖可知，1 號和2 號進水池流態(tài)相對較差，這與現(xiàn)場泵站實際運行中出現(xiàn)的情況相似。5 個進水池中的靠近水泵出水口豎直維度特征斷面速度云圖見圖5。

圖5 進水池特征斷面流速云圖Fig.5 Flow velocity cloud diagram of the characteristic section of the inlet tank

經(jīng)流速云圖可知，5號進水池流速分布較為均勻，由于擋水板的存在，導致面層流速較低，底層的流速均相對較高，導致面層與底層存在流速差，但整體流速呈適中；2、3、4 號3 個進水池中高流速或低流速區(qū)都處于一側，斷面的流速分布不均勻；1號進水池的右側產(chǎn)生了較大范圍的高流速區(qū)，問題最為嚴重，底層高速流速區(qū)翻向面層低速流速區(qū)，形成螺旋流，整體流速分布不均，影響水泵的進水條件。

各進水池斷面流速不均勻系數(shù)及對比圖見表2。

由表2 可知：1～4 號4 個進水池的流速不均勻系數(shù)依次減小，可得4 個進水池內(nèi)水流流速狀況隨著單側向進水拐彎半徑的增加而趨于穩(wěn)定；5號進水池在雙向來流的作用下，流速不均勻系數(shù)小幅度增大。

表2 各進水池斷面流速不均勻系數(shù)Tab.2 Coefficient of uneven flow velocity of each inlet pool section

4 相關整流措施下進水池的數(shù)值計算及分析

4.1 整流方案的設計

為了改善各個進水池內(nèi)的不良流態(tài)問題，考慮采取相關的整流措施?？紤]到實際情況，泵站的前池兼顧著通航作用，故不能在前池中設置相關整流措施，在最終實際施工與整體結構安全情況下，初擬在五個進水池與前池交界處處布置不同組合的導流柵來改善進水池內(nèi)的不良流態(tài)，以提高水泵效率及保證水泵組安全運行。

從導流柵格柵的數(shù)量、單格柵寬度和格柵間距離出發(fā)設計，限定整體格柵高度與厚度，各方案詳情見表3和圖6。

圖6 4種導流柵整流方案布置圖（單位：cm）Fig.6 Layout of four diversion grid rectification schemes

表3 各導流柵整流方案布置詳情Tab.3 Details of the layout of each diversion grid rectification scheme

4.2 各整流方案的數(shù)值計算結果

導流柵各整流方案的數(shù)值計算流線圖及流速不均勻系數(shù)的計算結果分別示于圖7和表4。

表4 各方案特征斷面流速不均勻系數(shù)Tab.4 The coefficient of uneven flow velocity at the characteristic section of each scheme

圖7 4種導流柵整流方案水平剖面流線圖Fig.7 The horizontal cross-section streamline diagram of four flow-guide grid rectification schemes

對比原始方案與各個整流方案的流線圖和流速不均勻系數(shù)可知，各個進水池中的不良流態(tài)有一定程度的改善且流速不均勻系數(shù)也均有不同程度的減小。對比各個面層的流速圖可知，導流柵的增設對改善進水池內(nèi)兩邊流速差較大問題有一定成效，同時縮小了各個進水池內(nèi)面層的大范圍回流區(qū)。

考慮到導流柵的主要作用是改善流束偏斜問題，故中層流態(tài)比面層流態(tài)改善效果更佳，1～4 號進水池由于偏流產(chǎn)生的右邊壁旋渦區(qū)域明顯變小。在設置導流柵后，在導流柵作用下使前池中水流可以提前偏轉流入進水池。受限于導流柵相對進水池總長度較短，水流經(jīng)過導流柵整流后還存在一定偏角，導致右邊壁的低壓區(qū)范圍有所增大，改善了原本水泵進水喇叭口的旋渦情況，但水泵喇叭口附近低壓區(qū)范圍的增大依舊影響水泵的進水。對底層流態(tài)改善主要消除了原方案1號進水池內(nèi)的旋渦及底層流速分布更均勻，且2～3 號進水池中的低壓區(qū)范圍有所縮小。

4.3 各整流方案的效果綜合分析

（1）導流柵格柵數(shù)量對整流效果的影響：通過初步的數(shù)值計算結果可得導流柵對改善側向泵站的進水池內(nèi)流態(tài)有一定作用，但實際工程側向進水轉角過大，2 個格柵的效果不明顯。故方案2 將五個進水池進口處的導流柵格柵的數(shù)量改為3 個，格柵尺寸保持不變且格柵相鄰間距相等。通過結果可知，水流通過導流柵可以較為平順的進入進水池，緩解原本存在于進水池內(nèi)的水流偏流問題；中層的旋渦范圍也明顯減少。結合實際需要考慮，若一味增加格柵數(shù)量會影響進水池內(nèi)的流量，因此根據(jù)前兩個方案中的各個進水內(nèi)的流速不均勻系數(shù)的變化，增設方案3 為“3+2”型組合布置形式。通過對比方案3 與方案2，減少了3 號進水池進口處的格柵數(shù)量導致增大了中層的旋渦區(qū)，但各個進水池內(nèi)的流速不均勻系數(shù)平均值相繼減小，整體流態(tài)得到較大改善。

（2）導流柵格柵寬度對整流效果的影響：在方案3 基礎上，考慮繼續(xù)減小格柵的寬度。在設計與施工條件符合規(guī)范下，方案4 減小格柵的寬度，即在方案3 的基礎上，只將格柵寬度縮短至0.1 m，其他相關參數(shù)保持不變。通過方案4的數(shù)值計算結果可知，減小了單個格柵的寬度可以讓水流更好流入進水池，各層的流態(tài)也趨于平穩(wěn)，各個進水池內(nèi)的流速不均勻系數(shù)均小幅下降，變化趨勢見圖8。

由圖8 分析可知：相比原方案，各個整流方案下的5 個進水池內(nèi)的流速不均勻系數(shù)均有所下降。對比方案1～4，各進水池流速不均勻系數(shù)最低點都來自方案4，由此可知方案4 的整流效果相對較好。

圖8 流速不均勻系數(shù)變化圖Fig.8 Variation graph of flow rate non-uniformity coefficient

5 結語

（1）側向泵站水流受慣性作用流入進水池會在其內(nèi)部產(chǎn)生不同的程度的偏流、旋渦和水流脫壁等不良流態(tài)。

（2）在進水池口增設導流柵整流措施后，改變了水流流速及轉角，能夠一定程度改善各個進水池內(nèi)的各層水流流態(tài)，即相較原方案將面層大面積的回流區(qū)轉為小面積的旋渦，并緩解了中層的水流回流程度和大致消除了底層旋渦及邊壁低速區(qū)，使各層流線更加順直，起到較好的整流效果。

（3）綜合流線圖及流速不均勻系數(shù)結果表明：在1～2號進水池布置3 格柵，3～5 號進水池布置2 格柵，單格柵寬度取0.1 m，可以取得最佳的整流效果。該研究結果可為類似泵站工程前池流態(tài)改善提供一定參考價值。