超臨界燃煤電站取水泵站流道內流態及整流措施試驗研究

譚忠華，楊會利，陳漢寶，劉海成

(交通運輸部天津水運工程科學研究所 港口水工建筑技術國家工程實驗室 工程泥沙交通行業重點實驗室，天津 300456)

大容量電站循環水泵房進水流道水力性能設計對保證循環水泵的安全和高效運行是至關重要的，良好的流道設計不僅對水泵安全、優化運行有利，同時它也是優化水泵房布置降低投資的前提條件。由于工程取水量較大，且旋轉濾網采用外進內出的形式，若水泵吸水室深度、長度等關鍵尺寸或各種導流設施設計不合理，會造成循環水泵淹沒深度不夠或吸水室渦流等威脅電廠安全運行的工況出現。因此，為確保流道取得良好的水力條件，進行模型試驗研究是十分必要的。劉海成等[1-3]提出了去掉分流墩以及將旋轉濾網后方的突然擴展改變為漸變型的措施治理泵房流道內的漩渦。王暉等[4]提出了改變前池入流擴散角；設置底坎、橫梁和分流立柱；利用導流板、導流墻、導流柵；采用壓水板等措施對循環水泵房進水流道前池進行整流處理。陳凱等[5]對取水泵站進水流態進行了研究，并提出了各種消渦以及改善前池流態的措施，包括導流墩、導流墻和底坎。羅縉等[6]通過優化擴散角、設置底坎和立柱，對循環水泵房前池的流態進行了改善。

1 工程概況

印度尼西亞芝拉扎燃煤電站三期1×1 000 MW超臨界燃煤機組擴建項目(Cilacap Expansion 1×1 000 MW CFSPP Project)位于印尼Java島中部南海岸，Cilacap市區東北部，南面毗鄰印度洋，地理坐標是7°41′15.71"S，109°5′18.66"E。電站現有裝機2×300 MW+1×660 MW燃煤機組，已先后建成投產。電廠各期機組冷卻水取自印度洋，采用海水直流供水系統。根據廠址處潮流流態及水深條件，并結合電廠總平面布置，取、排水口工程布置采用分列式的“淺取淺排”方案。三期擴建項目取水口擬設于電廠西側海域，伸入約-4.50～-5.0 m深海域，冷卻水經取水口后采用明渠和箱涵相結合的方式自流至泵房前池。溫排水利用明渠引至電廠東側輸煤棧橋引堤外近岸排放。供水流程：印度洋→取水口及引水明渠→進水箱涵→進水前池→循環水泵房→壓力供水管→凝汽器→壓力排水管→虹吸井→海水脫硫曝氣池→排水箱涵→排水明渠。工程采用的泵房布置形式為單泵單流道的形式，即每臺泵對應一個單獨的攔污柵、旋轉濾網；4個流道對應4臺循環水泵，其中三組為循環水泵流道，另一組為脫硫降溫水泵流道。明渠底高程為-4.5 m，箱涵底高程為-5.00 m，泵房底高程為-10.5 m(文中提到的高程基準面均為理論最低潮位)。工程位置及取排水口平面布置見圖1。

圖2 循環水泵房模型示意圖Fig.2 Arrangement plan of pump house model

2 模型設計

2.1 模型比尺及制作

2.2 相似準則

(1)進水流道水流相似條件。

取水口至泵房進水流道的水流流動主要受重力和慣性力作用。相似條件按佛汝德相似準則模擬。

佛汝德數Fr=V/(gL)0.5；流量比尺λQ=λL2.5=498.83；流速比尺λV=λL0.5=3.46

(2)漩渦相似條件。

水流漩渦生成與固體邊界、水粘性、表面張力及流動特征等參數有關，由于模型幾何尺寸的縮小將對漩渦生成產生一定的影響，即縮尺效應。漩渦的模擬比較復雜，模型試驗須考慮縮尺效應，我國目前還沒有關于泵房流道漩渦模擬試驗的統一規定。國外對此有不同的作法，日本和西方國家經常采用的方法是在模型試驗時，人為加大模型泵流量來克服縮尺效應。在模型中模擬渦流，按美國HI標準和日本機械學會(JIS)標準：流量比尺λQ=λL2.2=236.70；流速比尺λV=λL0.2=1.64

(3)糙率。

原體中引水箱涵及泵房內流道側壁的糙率n=0.011～0.014，模型的糙率比尺為λn=λL1/6=1.51，所以按照正態模型比尺換算，模型中的糙率約為0.007 3～0.008 6。模型中取水口、引水箱涵、泵房前池及吸水室采用塑料板或者有機玻璃加工，其糙率為n=0.007～0.009，模型糙率滿足相似率要求。

(4)濾網及攔污柵。

濾網柵格模擬時，首先應保持幾何相似，同時對濾網及柵格進行了簡化。濾網柵格在外形幾何相似的基礎上，按阻力相似模擬。原型攔污柵為傾斜式，柵條為10 mm厚的扁鋼，凈寬50 mm，中心距為60 mm；模型中將相鄰的3個柵條合并成一個，按照出流面積與原型相似的原則進行制作。原型中旋轉濾網網孔凈尺寸為10 mm×10 mm，網絲直徑約2 mm；模型中濾網選用常見的鐵紗網。

3 原設計方案進水流道水力特性試驗及分析

取海水系統運作時，海水需經由取水明渠、箱涵、前池、閘門孔、攔污柵、旋轉濾網、喇叭口后才能進入循環水泵。當水流經過箱涵進入前池，再流經各個建筑物時斷面分別出現不同程度的縮窄或擴散，造成水流的收縮或擴散，不僅會引起局部水頭損失，也會造成水流流態紊動不穩定，甚至出現有害漩渦。

本次模型試驗首先對原方案進水流道的水力特性進行了研究，包括進水喇叭口附近的漩渦、進水流道內的水流流態、典型斷面流速、沿程水頭損失和突然開關泵進水流道內水位變動情況。從原方案試驗結果來看，進水流道內出現了不良流態和有害漩渦。

3.1 進水流道內流態

本次試驗研究了不同工況和水位條件下泵房前池和流道內不同位置處的水流流態。試驗水位包括平均水位(MSL+1.21 m)和97%設計低潮位(-0.08 m)。試驗循環水泵運行工況包括1臺循泵單獨運行(18.8 m3/s)、2臺循泵共同運行(2×16.75 m3/s)和3臺循泵共同運行(3×14.25 m3/s)；不同循環水泵運行時脫硫泵都工作，其流量為6.11 m3/s。試驗流量比尺為λQ=λL2.5=498.83。

通過試驗發現，低潮位時，前池內水體紊動相對較強；流道內存在偏流現象，出現了不良流態。高潮位時，前池和流道內水流流態較低水位時穩定和平順。不同工況組合時，前池內水流受到閘門和流道隔墻的阻擋，水體翻滾、紊動有所不同；循環水泵取水量越大，前池內水體紊動相對越強；循環水泵取水量越小，前池內水體紊動相對越弱。不同工況時，流道內水流的流態相似。圖3為低潮位(-0.08 m)條件下，三臺大泵+脫硫泵同時運行時流道內的水流流態情況。從試驗結果看出，各個進水流道在胸墻前的水面和水下出現了偏流，這是由于流道隔墻端部正對取水暗溝的出口，在流道隔墻端部的分流作用下，從前池進入鋼閘門的水存在偏流，當水流流經閘門孔、攔污柵及旋轉濾網后進入進水流道。

圖3 進水流道流態(LLWL，三臺大泵+脫硫泵運行)Fig.3 The intake flow pattern in the forebay ( LLWL, 3sets of circulating pump)

分析出現回流的原因，海水從取水暗溝進入前池，由于出口為突然擴散，在出口兩側出現回流區；然后在前池內紊動摻混，在不同工況下進入不同的流道內；水流在前池內紊動較強，水流遇鋼閘門受阻，在前池表面出現反向流，并在前池壁附近出現回流區域。該回流強度及位置與海水泵流量大小、水位高低以及流道隔墻端部的形狀有關；由于海水泵的流量和水位是屬于客觀條件，所以可以通過修改流道隔墻端部的形狀改善閘門前的流態。設計方案流道隔墻端部為半圓形(弧形)，可助于減弱閘門前的回流強度，前池水體表面僅在前池壁和兩側形成回流區。經歷一次擴張和收縮，擴張的時候，在旋轉濾網外側出現兩個小的回流區；收縮的時候，在旋轉濾網內側、導流墩后側出現了一個相對稍大一點的回流。水流在經過旋轉濾網匯流后進入進水流道，最后流向海水泵進水管。水流經過閘門孔后，突然擴散。在閘門后側，閘門孔上方出現了一個橫軸旋滾，旋滾的區域處于閘門孔后上方，閘門與攔污柵之間的區域。水流經過閘門孔和攔污柵后，進入旋轉濾網(外進內出型)，水流首先經過導流墩向兩邊擴張，然后經過旋轉濾網匯流。

3.2 進水流道內漩渦

圖4 試驗過程中胸墻前出現的5級表面漩渦(低潮位，3臺大泵+1臺脫硫泵)Fig.4 Surface vortex appears before the breast wall (97%LWL, Three circulating pumps + desulphurization pump working)

本次試驗研究了不同工況和水位條件下進水流道循環水泵進水口附近的水面漩渦和水下渦的情況。試驗水位與試驗工況與上節試驗研究相同。試驗流量比尺為λQ=λL2.2=236.70。

通過試驗研究發現，在97%低潮位(-0.08 m)條件下，不同循環水泵運行工況時循環水泵喇叭口淹沒深度較小，進水流道中存在偏流現象，在進水池中出現了水面渦。原方案進水池內設有胸墻，胸墻底高程-4.4 m。胸墻后方的循泵喇叭口附近有輕微的表面渦紋，絕大部分時間內水面無凹陷，無連續的表層旋流，屬于1級表面漩渦，漩渦等級參照Lewellen分類[9-10]；水面偶爾有輕微凹陷，連續旋流的時間很短，此時屬于2級漩渦。但胸墻前方由于拐角附近流線曲度大，水流調整不充分，造成1～5級漩渦(吸氣漩渦)間隔出現，見圖4；4～5級漩渦持續時間：一臺大泵+脫硫泵運行>兩臺大泵+脫硫泵同時運行>三臺大泵+脫硫泵同時運行。試驗中未發現有水下渦的出現。從水流過流面積和循環水泵取水流量分析，大泵對應的流道內水流速度更大，更易形成漩渦；從喇叭口淹沒深度分析，喇叭口淹沒深度越小，越易形成漩渦；從漩渦持續時間分析，一臺大泵+脫硫泵運行時單臺泵流量大于三臺大泵+脫硫泵同時運行時單臺泵流量，漩渦持續時間則相對長。循泵喇叭口附近的水面漩渦的強度取決于喇叭口的淹沒深度(水位)及循泵的流量，單泵流量越大、水位越低，漩渦等級及漩渦持續時間越長。

由《火力發電廠循環水泵房進水流道設計規范》(DL/T5489-2014)可知，當吸水池水面與吸水口之前形成空氣吸入渦(在嚴重情況下，在水面與吸水口之前形成帶空氣核的穩定流，空氣連續地進入吸水口；在不嚴重情況下，空氣可能僅在漩渦不穩定時間間斷地進入吸水口)，對水泵及系統將會產生不利影響，可能導致振動、噪聲和性能下降。

4 治理措施研究

夏毓常[11]，盧永今[12]，朱衛國[13]等對胸墻型式的進水口前漩渦特性進行了試驗研究，胸墻型式主要包括后傾式胸墻、垂直胸墻和胸墻向上游伸出一段距離，如圖5；研究結果均表明對于后傾式胸墻，坡度越陡，越不容易形成漩渦，在坡腳55°～70°之間，渦強變化較大，小于55°時渦較強，大于70°時渦較弱；對于垂直胸墻，漩渦不易發生；進水口上胸墻向上游伸出一段距離，能抑制來流使之平順，阻止漩渦的發生。

圖5 胸墻型式示意圖Fig.5 Type of breast wall

通過原設計方案試驗研究結果可知，原設計方案在低潮位(-0.08 m)時胸墻前方的進水流道表面間歇出現5級的吸氣漩渦，漩渦等級超過相關要求，且進水流道內存在偏流現象，故需進行優化。優化措施主要從兩個方面考慮：(1)優化胸墻；(2)在進水流道內設置整流墩。

(1)胸墻優化。

在原胸墻前方設置斜板作為新的整流胸墻，原胸墻僅作結構橫梁，可出水。優化方案斜置胸墻(整流斜板)的底高程為-4.4 m；斜置胸墻底端距循環水泵進水管中心線的距離大于2D(D=3.05 m為喇叭口直徑，原型值)，為6.2 m；斜置胸墻向進水流道前方傾斜角度為30°，各流道優化后的胸墻布置形式示意圖如圖6所示。

(2)整流措施。

在優化胸墻的同時，為了使進水流道中的水流更加平順，削弱流道中的偏流，在旋轉濾網后方的擴張段布置了1個整流墩，整流墩采用魚尾形式，整流墩剖面形狀、尺寸及安裝位置示意見圖6。

在低潮位(-0.08 m)條件下，對胸墻優化方案進行了漩渦觀測試驗和進水流道斷面流速測量試驗，對消除泵房內不良流態和有害漩渦的措施進行了研究。

從漩渦試驗研究結果看，在低潮位(-0.08 m)條件下，當采用前傾式胸墻，前傾角度為30°時，胸墻能夠抑制來流使之平順，阻止漩渦的發生，斜置胸墻前方的漩渦等級均降至1～2級，達到了消除有害漩渦的目的。另外，從進水流道典型斷面流速結果看，在低潮位(-0.08 m)條件下，采用了整流墩措施后，進水流道內水流偏流現象均減弱。

圖6 整流墩及胸墻優化方案示意圖Fig.6 Improvement layout of diversion pier and breast wall

5 結論

通過不同工況下的波浪物理模型試驗及結果分析，可以得到以下主要結論：

(1)取海水泵站通常由于占地面積、地質條件、工程投資等因素限制，使得前池及流道的流態不佳，水泵喇叭口附近易形成回流、漩渦等不良水流現象，潮位越低越明顯，這直接影響了泵站的安全性和經濟性。因此，必須采取有效措施，改善前池及流道的流態，降低漩渦的等級。

(2)由于箱涵集中在前池的中部，使得水流流進流道內出現了偏流現象，可通過在流道中增設整流墩來減弱偏流。

(3)超臨界燃煤電站取水流量較大，在極端水位條件下喇叭口的淹沒深度較小，在直立胸墻前方易出現4～5級有害漩渦，可通過將直立胸墻改為斜置胸墻來消除有害漩渦。