金曉宇，王鐵力，袁 堯，楊 帆，周濟(jì)人

（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. 江蘇省水利勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，江蘇 揚(yáng)州 225127；3. 江蘇省水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210017）

0 引 言

前池是泵站進(jìn)水建筑物的重要組成部分，水力性能優(yōu)異的前池不僅可以平順地?cái)U(kuò)散水流，為水泵吸水創(chuàng)造良好的入流條件，還能起到水位調(diào)節(jié)的作用，保障泵站高效安全運(yùn)行。泵站前池按照進(jìn)水方向可分為正向進(jìn)水前池和側(cè)向進(jìn)水前池，當(dāng)?shù)匦螚l件受限無法滿足正向進(jìn)水前池布置時(shí)，常常采用側(cè)向進(jìn)水前池，由于其水流方向一般與進(jìn)水池軸線方向斜交，易造成回流、漩渦等不良流態(tài)，從而造成水流條件的惡化，影響水泵的正常運(yùn)行。《泵站設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)（GB50265-2022）》針對(duì)側(cè)向進(jìn)水前池流態(tài)問題，在8.2.2節(jié)指出對(duì)大中型泵站應(yīng)采用數(shù)學(xué)模型分析進(jìn)水池水流流態(tài)，必要時(shí)通過水工模型試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，表明了側(cè)向進(jìn)水前池流態(tài)的復(fù)雜性。針對(duì)泵站前池及進(jìn)水池流態(tài)的改善，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了不少的研究工作，如：采用CFD（Computational Fluid Dynamics）技術(shù)對(duì)前池流態(tài)進(jìn)行整流措施的分析［1-3］，基于物理模型試驗(yàn)對(duì)泵站進(jìn)水前池流態(tài)改善開展研究［4-6］；采用CFD 技術(shù)對(duì)前池和進(jìn)水池內(nèi)部流動(dòng)規(guī)律進(jìn)行數(shù)值模擬［7-10］。在以往學(xué)者研究的基礎(chǔ)上，本文以江蘇省揚(yáng)州市施橋翻水站為研究對(duì)象，為解決該泵站側(cè)向進(jìn)水前池內(nèi)部流態(tài)紊亂的問題，通過數(shù)值模擬方法定量和定性地分析研究了原方案及不同整流方案時(shí)前池和進(jìn)水池內(nèi)部流態(tài)的變化規(guī)律，對(duì)比了整流前后各機(jī)組進(jìn)水池的進(jìn)口斷面和前池出流斷面的軸向流速均勻度和速度加權(quán)平均角，以評(píng)價(jià)各個(gè)整流方案的效果。

1 工程概況

施橋翻水站位于江蘇省揚(yáng)州市廣陵區(qū)境內(nèi)，為側(cè)向進(jìn)水泵站，該工程主要承擔(dān)備塘河的引配水，起到防汛排澇的功用，大大提高了上塘河、備塘河的水質(zhì)。泵站平面布置見圖1，引渠段長30.0 m，引渠的底高程為-1.0 m，前池抽排水位為2.0 m。該泵站共有6 個(gè)進(jìn)水池，每個(gè)進(jìn)水池的長度為8.2 m，進(jìn)水池的底高程為-1.0 m，每個(gè)進(jìn)水池配有一臺(tái)立式軸流泵機(jī)組，總設(shè)計(jì)流量Q設(shè)為25.0 m3/s。該泵站實(shí)際運(yùn)行過程中，側(cè)向進(jìn)水前池出現(xiàn)大范圍的回旋水域，如圖2所示。

圖1 泵站平面布置圖Fig.1 Layout plan of pumping station

圖2 前池表面大尺度漩渦Fig.2 Large-scale vortex on forebay surface

2 計(jì)算模型及模擬方法

2.1 計(jì)算模型

本文所示泵站工程的計(jì)算區(qū)域包括引渠的末端、側(cè)向進(jìn)水前池、進(jìn)水池及6 臺(tái)水泵機(jī)組，采用UG 軟件對(duì)其計(jì)算域進(jìn)行三維建模，整體計(jì)算模型如圖3 所示。該泵站前池的長度為31.2D，前池的寬度為85.7D，進(jìn)水池的長度為5.9D，進(jìn)水池的凈寬為2.5D（其中：D為水泵喇叭管的管口直徑）。

圖3 泵站三維模型及尺寸圖Fig.3 Three-dimensional model and size diagram of pumping station

2.2 數(shù)值模擬方法

泵站側(cè)向進(jìn)水前池內(nèi)水流的流動(dòng)為三維不可壓縮湍流流動(dòng)，故采用RNGk-ε方程和雷諾時(shí)均N-S（Navier-Stokes）方程［11，12］，該方程與標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程相比，在湍流中考慮了渦流的影響，提高了旋渦流動(dòng)的精度；在ε方程中增加了反映主流應(yīng)變率的一項(xiàng)，提高了高速流動(dòng)的準(zhǔn)確性；同時(shí)低雷諾數(shù)特定的微分方程也使得它能夠更好地處理雷諾數(shù)流動(dòng)和低壁流動(dòng)。計(jì)算域的進(jìn)口取引渠的進(jìn)水?dāng)嗝?，設(shè)為質(zhì)量流量進(jìn)口；計(jì)算域的出口為出水管道的出口面，設(shè)為壓力出口，參考?jí)毫?.0 atm；壁面條件設(shè)置包括前池、進(jìn)水池、喇叭管和管道的壁面，均采用無滑移的壁面；根據(jù)剛蓋假定，引渠、前池及進(jìn)水池的表面設(shè)置為自由水面，忽略空氣對(duì)水面產(chǎn)生的切應(yīng)力和熱交換，采用剛蓋假定。前池各物理量的殘差收斂精度為1.0×10-5，滿足文獻(xiàn)［13］中數(shù)值計(jì)算關(guān)于精度的要求。

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性分析

在ICEM CFD 軟件中對(duì)側(cè)向進(jìn)水前池進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，為保證網(wǎng)格的質(zhì)量和計(jì)算的可靠性，對(duì)結(jié)構(gòu)連接處和出水彎管段進(jìn)行加密，滿足數(shù)值計(jì)算中關(guān)于網(wǎng)格質(zhì)量的要求。為了分析網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果無關(guān)性的影響，采用7組網(wǎng)格數(shù)量，分別為4 705 591、5 333 698、5 443 225、5 726 058、6 130 109、6 301 548、6 841 616，對(duì)應(yīng)產(chǎn)生網(wǎng)格方案的編號(hào)依次為1～7，為了減少網(wǎng)格數(shù)量對(duì)前池流動(dòng)特性計(jì)算結(jié)果的影響，本文以前池的水頭損失作為衡量計(jì)算結(jié)果的依據(jù)，水頭損失的計(jì)算方法參考文獻(xiàn)［14］，當(dāng)水頭損失之間變化不明顯時(shí)，則該網(wǎng)格數(shù)量是合理的。

圖4 反映了不同網(wǎng)格數(shù)量下前池的水頭損失，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過6 130 109時(shí)，水頭損失無明顯變化，相對(duì)誤差控制在2%以內(nèi)，滿足文獻(xiàn)［15］中側(cè)向進(jìn)水前池?cái)?shù)值分析關(guān)于數(shù)值計(jì)算精度的要求。

圖4 不同網(wǎng)格數(shù)量下水頭損失Fig.4 Hydraulic losses under different grid numbers

3 特征斷面與整流方案

3.1 特征斷面

選取前池和進(jìn)水池共3 個(gè)特征斷面，各特征斷面的位置如圖5 所示，各斷面位置分別為斷面1-1，距泵軸線1.3D，斷面2-2 距泵軸線5.6D，斷面3-3 距離池底面0.4D，其中D為水泵喇叭管的管口直徑。

圖5 特征斷面位置圖Fig.5 Location map of characteristic section

在特征斷面的選擇上，考慮了以下幾點(diǎn)：喇叭管附近水流的流態(tài)特征直接影響了水泵的安全運(yùn)行，則在近喇叭管處設(shè)斷面1-1；前池出口斷面銜接前池和進(jìn)水池，在此處設(shè)斷面2-2；在喇叭口與底板的中間位置設(shè)斷面3-3，用以分析流態(tài)的變化。采用定性分析與定量計(jì)算相結(jié)合的方法分析比較各整流措施時(shí)前池的整流效果。

3.2 整流方案

因方案1（原方案）下泵站側(cè)向進(jìn)水前池的流態(tài)較差，為了改善前池和進(jìn)水池的流態(tài)，借鑒前人采取的整流措施以及泵站前池的設(shè)計(jì)要求，制定了4種不同的方案進(jìn)行分析比較，得出優(yōu)選方案。表1 及圖6 為泵站側(cè)向進(jìn)水前池的整流方案，各整流方案具體尺寸如表2所示。

表1 泵站側(cè)向進(jìn)水前池整流方案Tab.1 Rectification scheme for side-inlet forebay of pumping station

表2 弧形導(dǎo)流墻的控制尺寸Tab.2 Control sides of arc-shaped diversion wall

圖6 各整流方案示意圖Fig.6 Schematic diagram of each rectification scheme

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 方案1前池水流流態(tài)分析

在前池方案1（原方案）中，泵站在側(cè)向進(jìn)水條件下，由于水體轉(zhuǎn)彎會(huì)產(chǎn)生向外側(cè)的離心力，迫使水流在變向的途中，外側(cè)流速降低，壓力升高，而內(nèi)側(cè)流速升高，壓力降低，因此外側(cè)水體有擴(kuò)散的趨勢(shì)，內(nèi)側(cè)水體有收縮的趨勢(shì)。而當(dāng)水流完成轉(zhuǎn)向，由前池到進(jìn)水池的過程中，內(nèi)外側(cè)水體流動(dòng)趨勢(shì)恰好相反，外側(cè)收縮，內(nèi)側(cè)擴(kuò)散，這樣使得水流脫離邊壁而形成漩渦區(qū)，而在變向過程中水體因?yàn)閼T性，有流向外側(cè)邊壁的趨勢(shì)，這種趨勢(shì)進(jìn)一步加深了水流的脫流，導(dǎo)致前池過流斷面顯著減小，流線分布不均，形成大尺度，大范圍的回流，導(dǎo)致了前池流態(tài)的惡化，進(jìn)一步影響了水泵的安全運(yùn)行。由圖7（a）可知2、6 號(hào)進(jìn)水池流態(tài)較為紊亂，流線分布不均，水流不斷沖擊外壁，影響泵裝置的正常運(yùn)行。

圖7 各方案底層流線圖Fig.7 The bottom streamline diagram of each scheme

4.2 方案2對(duì)前池流態(tài)的影響

針對(duì)方案1 產(chǎn)生的不良流態(tài)，在側(cè)向進(jìn)水前池中順?biāo)鞣较蛟O(shè)置弧形導(dǎo)流墻，以約束水流沿著墻體流動(dòng)，在水流進(jìn)入進(jìn)水池前獲得均勻且穩(wěn)定的流態(tài)。由圖7（b）可知，2 號(hào)與6 號(hào)進(jìn)水池的內(nèi)部水流趨于均勻分布，流態(tài)有所好轉(zhuǎn)，3 號(hào)、4 號(hào)和5 號(hào)進(jìn)水池內(nèi)部流線較為平順，但1號(hào)進(jìn)水池左側(cè)出現(xiàn)小范圍旋渦，進(jìn)水池內(nèi)存在回流區(qū)。方案2前池流態(tài)總體較原方案水流情況有所好轉(zhuǎn)。

4.3 方案3對(duì)前池流態(tài)的影響

針對(duì)方案2 前池流態(tài)調(diào)控的問題，采用方案3，在弧形導(dǎo)流墻的基礎(chǔ)上，在前池底部增設(shè)底坎，增設(shè)底坎可造成水流坎后翻滾，破壞平面回流，重新分配流速。經(jīng)過弧形導(dǎo)流墻后，水流已改變了運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，再受底約束阻擋，水流積蓄了動(dòng)量，增加了對(duì)流速率，致使流態(tài)較方案2有了很大的改變，3～6號(hào)進(jìn)水池進(jìn)口出現(xiàn)了大量紊流，6號(hào)進(jìn)水池右下方出現(xiàn)了大尺度回旋，嚴(yán)重破壞了水流路徑，流線分布不均，形成了不良的流態(tài)，如圖7（c）所示。

4.4 方案4對(duì)前池流態(tài)的影響

由方案3 可知，在導(dǎo)流墻后設(shè)底坎并不能有效改善水流的流態(tài)，經(jīng)導(dǎo)流墻改變的水流流線越坎后會(huì)發(fā)生翻滾，迫使流線本身發(fā)生二次改變。單獨(dú)設(shè)置弧形導(dǎo)流墻對(duì)比方案1流態(tài)改善效果并不明顯，且弧形導(dǎo)流墻施工難度較大，對(duì)地基要求較高，因此在方案3 的基礎(chǔ)上去除弧形導(dǎo)流墻，單獨(dú)設(shè)底坎，為方案4。意在通過增設(shè)底坎，使得水流在自由情況下獲得充足的動(dòng)量，以在越坎之后處在順流的方向上，由圖7（d）可知，水流經(jīng)過底坎后流線非常平順、呈對(duì)稱分布，與原方案相比，流態(tài)改善明顯，整流效果很好。

4.5 水力性能參數(shù)分析

進(jìn)水池在設(shè)計(jì)時(shí)需滿足均勻的流速分布，以達(dá)到良好的進(jìn)水流態(tài)。采用進(jìn)水池?cái)嗝?-1 的軸向流速分布均勻度Vzu［16］和速度加權(quán)平均角β［17］來評(píng)測(cè)進(jìn)水池流態(tài)的好壞。進(jìn)水池?cái)嗝?-1 如圖5 所示，理想情況下，Vzu的取值為100%，表明流速分布均勻；β的取值為90°，表明進(jìn)水流道無橫向速度。

圖8 為不同方案下各機(jī)組進(jìn)水池?cái)嗝?-1 的軸向流速分布均勻度及速度加權(quán)平均角，由圖8 可知方案1 的2 號(hào)及6 號(hào)進(jìn)水池流態(tài)較差，軸向流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角都較小，相比于其他機(jī)組的進(jìn)水池差異明顯，在前池設(shè)置了弧形導(dǎo)流墻（方案2）后，2 號(hào)進(jìn)水池流態(tài)得到了改善，軸向流速分布均勻度較方案1 提高了50%，2 號(hào)和6 號(hào)進(jìn)水池?cái)嗝?-1 的速度加權(quán)平均角較方案1也提高了15%；方案3在方案2基礎(chǔ)上于前池底部設(shè)置底坎，水流的軸向流速分布均勻度有一定程度的降低，流態(tài)較方案1 變化較大；方案4 僅設(shè)置底坎，軸向流速分布均勻度與速度加權(quán)平均角較方案1 均有很大程度的提升，且1～6 號(hào)進(jìn)水池之間軸向流速分布均勻度與速度加權(quán)平均角數(shù)值波動(dòng)較小，水流平穩(wěn)，流態(tài)較好。

圖8 不同方案下各機(jī)組進(jìn)水池?cái)嗝?-1的軸向流速分布均勻度及速度加權(quán)平均角Fig.8 Axial velocity distribution uniformity and velocity weighted average angle of intake sump section 1-1 in each unit under each scheme

為了更加全面地比較各個(gè)整流方案的優(yōu)劣，選取前池和進(jìn)水池的交界面，對(duì)特征斷面2-2 進(jìn)行分析，將進(jìn)水池進(jìn)口斷面2-2 的平均偏流角θ［18］和行近流速-V［19］作為評(píng)測(cè)水流銜接段流態(tài)好壞的依據(jù)。進(jìn)水池進(jìn)口斷面2-2如圖5所示。

當(dāng)進(jìn)水池進(jìn)口斷面2-2 的平均偏流角越小，表明水流的偏流程度越低，前池與進(jìn)水池之間銜接越平順，理想情況下，θ的取值為0°；而行近流速波動(dòng)越少，則速度分布越均勻，流態(tài)越好。

不同方案下進(jìn)水池進(jìn)口斷面2-2的平均偏流角和行近流速如圖9 所示。由圖9 可知，方案1（原方案）時(shí)2 號(hào)和6 號(hào)進(jìn)水池前斷面的平均偏流角較大，行近流速分布不均勻，說明方案1下前池與進(jìn)水池之間水流的流態(tài)過渡較差；方案2 時(shí)，2 號(hào)進(jìn)水池前流態(tài)得到明顯改善，斷面的平均偏流角顯著降低且行近流速和3-5 號(hào)進(jìn)水池保持一致，但1 號(hào)進(jìn)水池前水流偏流程度較方案1有所加深，其余進(jìn)水池前流態(tài)無明顯變化，該方案對(duì)流態(tài)總體影響不大；方案3 斷面的平均偏流角較原方案整體有所提高且6 號(hào)進(jìn)水池前水流流速較大，整流效果較差；方案4 斷面的平均偏流角較方案1 顯著下降，且各進(jìn)水池前水流偏流程度大致相同，行近流速分布波動(dòng)較小，流速分布均勻，整流效果最好。

圖9 各機(jī)組進(jìn)水池進(jìn)口斷面2-2的平均偏流角及行近流速分布Fig.9 Average drift angle and approach velocity distribution of intake sump section in each unit under each scheme

圖10 和圖11 分別為方案1 和方案4 設(shè)計(jì)流量下特征斷面1-1的速度等值線圖［20］，受慣性影響，大量水流貼著壁面進(jìn)入進(jìn)水池，使方案1的2號(hào)和6號(hào)進(jìn)水池在右側(cè)區(qū)域的流速明顯高于左側(cè)，左側(cè)出現(xiàn)負(fù)流速區(qū)；流速分布紊亂，流態(tài)較差。對(duì)比圖10和圖11，方案4 相比于方案1，正流速區(qū)面積明顯擴(kuò)大，2 號(hào)和6號(hào)進(jìn)水池中負(fù)流速區(qū)消失，整個(gè)進(jìn)水?dāng)嗝媪魉俑叻宸植荚谒刂行?，流速分布?duì)比方案1比較均勻，呈對(duì)稱分布。該方案較好地改善了泵站側(cè)向進(jìn)水前池流速分布不均的問題。

圖10 方案1設(shè)計(jì)流量下特征斷面1-1速度等值線圖（單位：m/s）Fig.10 Velocity contour map of characteristic section 1-1 at the design flow under scheme 1

圖11 方案4設(shè)計(jì)流量下特征斷面1-1速度等值線圖（單位：m/s）Fig.11 Velocity contour map of characteristic section 1-1 at the design flow under scheme 1

5 結(jié) 論

基于數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)3種整流方案下側(cè)向進(jìn)水前池及進(jìn)水池的流態(tài)進(jìn)行了聯(lián)合分析，明確了各機(jī)組進(jìn)水池和前池特征斷面的流速分布，分析了各特征斷面的水力性能參數(shù)，得出以下結(jié)論。

（1）弧形導(dǎo)流墻可改變水流流動(dòng)軌跡以適應(yīng)流線方向，對(duì)水流起到很好的導(dǎo)向作用；底坎可調(diào)節(jié)平面回流，為水流積蓄動(dòng)量，對(duì)水流流速進(jìn)行重新分配，改善流態(tài)。

（2）通過對(duì)3種整流方案的前池及進(jìn)水池流態(tài)分析，采用僅增設(shè)底坎的整流方式能很好地調(diào)控水流，流線分布均勻，進(jìn)水池內(nèi)部流速分布更為合理，整流效果最佳；在弧形導(dǎo)流墻后增設(shè)底坎反而某種程度上使得水流朝著紊亂的方向發(fā)展，并不能起到改善流態(tài)的作用

（3）相比于方案1（原方案），經(jīng)方案4 整流后，側(cè)向進(jìn)水前池所選進(jìn)口特征斷面軸向流速分布均勻度平均提高了約30%，斷面速度加權(quán)平均角提高了約5%，上述整流措施可為同類泵站側(cè)向進(jìn)水前池進(jìn)水的流態(tài)改善提供一些參考。