分汊河道多泵站進水側整流數值模擬分析

張娟 陳洪程 卜舸 張仁田 金燕

摘要：為了分析分汊河道上多泵站聯合運行條件下各泵站進水側流態，并進行整流方案設計，采用軟件ANSYS，基于N-S方程，應用標準[k-ε]湍流模型，對分汊河道上相鄰3座泵站進水側的整流效果進行了數值計算分析。結果表明：無整流措施時，一站進水側出現了大范圍的回流和漩渦;二站的引河擴散角位置出現脫流現象;三站進水側出現偏流，特征斷面流速不均勻。通過加設兩道底坎，一站進水側水流原有紊亂流動結構得到了抑制，水流行進斷面上流速分布均勻;通過切灘處理，原本側向進水的二站和三站的進水側流態得到優化，其中，三站前池內垂直水流方向斷面流速均勻度平均提高15%，速度加權平均角度值抬高了8°，由此可證明整流方案合理。

關鍵詞：水流流態;流態調整;數值模擬;分汊河道

中圖法分類號：TV675文獻標志碼：ADOI：10.15974/j.cnki.slsdkb.2021.08.012

文章編號：1006 - 0081（2021）08 - 0060 - 07

在泵站樞紐布置時，受來流條件、地形條件等客觀因素限制，很多新建泵站不得不采用與老泵站并列布置在分汊河道上的形式，并且多為側向進水形式。分汊河道的水流結構本身就具有明顯的二次流結構，流態復雜。當多個泵站聯合運行時，對河道分汊處的流場、能量損失、壓力分布等水流特性產生非常復雜的影響，水流條件難以把控[1-2]。流態不佳的水流進入泵站進水池不利于泵站的安全穩定運行，大范圍的旋渦進入水泵機組，極易引起嚴重的汽蝕和振動，從而損壞機組，對于以經濟適用為主的老舊泵站來說，甚至會威脅其站身結構安全。

目前，國內外專家學者對單座泵站的進水池流態問題進行了大量的研究，其中主要包括改善前池擴散角、控制前池順水流方向長度、進行切灘、增設各種形式導流墻、底坎、壓水板、立柱等[3-6]。史艷華等[7]探究了多種方案切灘在錢塘江東江嘴彎道上的應用;楊旭等[8]分析了鏤空式底坎對側向進水泵站前池流態的影響;張聰聰等[9]研究了“Y”形導流墩幾何參數對側向進水泵站前池流態的影響;于磊等[10]進行了大擴散角泵站前池整流措施數值模擬分析。但對于分汊河道上多泵站聯合運行條件下各泵站進水側的流態與水力特性分析，尚需進一步研究。

隨著社會經濟的發展，跨流域調水工程相繼開展，新建泵站流量普遍大于老泵站，保證新建泵站高效、安全、穩定的完成調水、排水任務，同時降低或避免對老泵站運行時的不利影響十分重要。本文運用三維紊流模擬技術，結合多種整流措施，對分汊河道上一座新建泵站及兩座老泵站進水側進行整體數值模擬及分析，選出了最優的整流方案，使新老3座泵站同時運行時都能有較好的進水條件。本文數值計算結果對分汊河道上多座泵站樞紐的聯合布置具有一定的理論參考作用。

1數值計算方法

1.1 數學方程

（1）流動控制方程。河道內水流流動屬于復雜的三維不可壓縮湍流運動，采用的控制方程為連續性方程、動量守恒方程以及[k-ε]湍流模型方程[11-13]。

式中：[ρ]為流體密度;p為壓強;Q為流量;t為時間;[u]，[v]，[w]分別為速度矢量在x，y，z軸方向上的分量。[τxx]，[τxy]，[τxz]分別為微元體表面上黏性應力[τ]的分量;[fx]為作用在微元體上的體力;[k]為湍動能，m2/s2;[ε]為湍動耗散，m2/s3。μ為動力黏度;[C1]、[C2]為模型常數，分別取1.44，1.92。

（2）均相流模型和VOF模型。在處理連續兩相流時采用均相流模型，一般認為兩相速度與壓力相同，從而組成混合相。借由界面追蹤方法VOF識別兩相的界面。

式中：[α]為體積分數;[uc]為壓縮速度;下標“g”與“l”分別表示氣相與液相，本研究中指空氣與水。

（3）水力優化設計函數。為了判斷進水側流場的優劣，采用進水側三維設計理論對進水側優化水力設計提出了具體的目標函數。即：流速分布的均勻性和水流進泵的方向性[14]。

式中：[ua]為平均軸向速度，m/s;[uai]為各單元的軸向速度，m/s;m為單元個數;[uti]為各單元的橫向速度，m/s。

1.2 計算區域及邊界條件

本研究中的兩相流，需同時考慮水和空氣，數值計算域包括相鄰的泵站一站、二站和三站進水側的水域及空氣域（圖1）。其中，一站和二站為小流量老泵站，三站為大流量新建泵站。采用結構化和非結構化混合網格對實體進行分塊剖分，結構復雜區域進行局部加密處理，網格總數為769萬左右（不同方案略有差別），網格質量達到0.3以上，滿足數值計算要求。

計算域進口設置在3座泵站前的引河足夠遠處，給定壓力進口，壓力設置為1 atm。根據3座泵站的設計流量，在3座泵站進水池出口斷面上設置質量流量。固體壁面滿足不滑移條件，采用壁面函數法處理近壁區的湍流流動，避免將湍流模型直接用到近壁區，在黏性底層內不布置任何節點，壁面上的切應力按第一個內節點與壁面上的速度之差計算。開敞邊界不限制邊界上的速度方向，本研究中，水面上方為大氣，因此將水面邊界壓力設置為大氣壓。基于商用軟件ANSYS CFX，采用分離求解器求解離散方程組，收斂精度設置為10-5量級[15]。

2 方案設計

應用數值模擬方法，開展了不同工況多種整流措施對3座泵站前池流態影響的研究。綜合比選后，本文給出了設計工況（設計水位13.1 m，一站流量50 m3/s，二站流量60 m3/s，三站流量340 m3/s）下的3種典型方案，包括原始方案、導流墻配合切灘方案、底坎配合切灘方案。各方案措施詳見表1，整流措施平面布置及具體結構情況如圖2和圖3所示。由于切灘頂高程和底高程落差大，為了邊坡穩定，切灘斷面采用二級坡形式。

3 結果與分析

3.1 原始方案下的進水側流態

為了直觀反映原始方案進水側流態，選取三站設計水位下3 m的水平面作為特征斷面（圖4），通過CFD數值模擬得到設計水位下3座泵站聯合運行時，特征斷面A上的流線及流速分布（圖5）。

由圖5可知，由于一站規模小，抽水能力較弱，當河道內水流動量因為泵站聯合運行而變大時，一站無法及時將水流抽至站上，因而在其站前出現了大范圍的漩渦和橫向水流。穩定的渦帶隨著水流進入水泵，易引起水泵機組的周期性震動、葉片汽蝕以及效率降低等問題，嚴重時甚至危及基礎結構。在二站的引河上，有較明顯的河道擴散角，在三站開機后，二站口門處側向流速進一步加大，加劇了脫流和偏流情況，惡化了二站的進水條件，進而導致二站邊機組難以達到設計運行工況。同時，由于脫流處流速較低，易產生泥沙淤積，進而產生漸進累積式破壞，影響河流生態環境。三站的引河寬度較寬，且設計流量較大，受側向引水影響較小，整體流態較好，流線比較順直，沒有明顯的渦帶產生。但局部區域流速分布不太均勻，有一定偏流現象，邊機組流量較小，達不到理想工況。而且，泵站運行時改變了原始河道的流態和動量分布，造成河床左右動量不平衡。因此，應采取必要的整流措施對分汊河道上3座相鄰泵站聯合運行時的水流流態進行優化。

3.2 整流方案下的進水側流態

為了合理對比實施各方案時3座泵站進水側流態的特征，繼續選取斷面A作為研究對象，繪制3個方案下相應的流線及流速分布圖。

從圖6可知，一站口門處水流經過方案二的導流墻后被分割成兩部分，流向得到較好調整，水流趨于合理，渦帶明顯變小。同時，導流墻一定程度上限制了橫向水流的發展，阻止偏流現象發生。但導流墩后方產生了尾渦，并且尾渦在行進過程中沒有得到很好處理，使邊機組處仍然有部分回流區，漩渦進入機組不利于邊機組高效運行，易產生汽蝕和振動，整流方案不夠理想。采用方案三的底坎消渦措施后，坎后水流通過渦旋運動、水流混摻產生紊動能交換，使水流原有流動結構發生改變，消耗了水流大部分剩余能量，流線比較順直，流速較為合理，水流趨于平緩，機組進水流道前的流速平均，證明機組之間不存在搶水問題，均能在設計工況下運行。

選取方案三時一站進水側順水流方向多個斷面為研究對象，得到行進過程流速矢量變化（圖7），1號底坎坎前水流側向流速大，有較大范圍的回流。水流通過1號底坎后，行進方向各斷面流速矢量得到優化，水流流向發生調整，但仍然存在小范圍回流現象。2號底坎的位置布置設置合理，如果距離一站太近，坎后水流得不到充分恢復，會產生穩定的渦帶，危害機組運行，如果距離一站太遠則起不到很好的整流作用。從最后一個斷面流速矢量分布可知，水流通過2號底坎后，流態得到充分改善，斷面上水流流速基本平均，流向基本一致。

從圖8可知，采用方案二時，二站引水受一站引水影響變大，側向流速增大，無法解決前池回流、偏流的問題，改善效果不佳。采用方案三時，由于1號底坎的設置，一站前池流速降低，保證了充足水流進入到二站的前池，再配合上切灘引導水流的作用，使二站進水側水流變得較為順暢，斷面流速分布趨于均勻，水流偏移情況得到有效改善，利于機組的高效安全運行。同時，切灘對河道進行了拓寬和加固，河流排水能力增強，洪水發生時，能有效減輕沿岸的防洪壓力。

從圖9可知，3個方案下，一站站前水流整體均較為平順，但原始方案仍存在流速分布不均情況。實施方案二和方案三的切灘措施后，由于切灘設計為圓弧曲線，能夠很好地引導水流轉向，并且可以給水流提供一個作用在切灘側繞流的向心力，形成了向心加速度，有效地消耗了側向來流的一部分能量，降低了三站口門處水流流速，使水流流向得到調整，斷面整體流速降低，提高了各機組穩定性。

綜合考慮幾個方案下3個泵站的站前水流情況，為保證新建三站高效穩定運行的同時，降低對一、二站開啟時的不利影響，應采用整流方案三。

3.3 三站特征斷面流速分布及水力特性分析

對進水側特征斷面A的流線及流速分布進行對比，仍無法充分比較三站流態情況。選取三站檢修閘門前2 m為特征斷面B（圖10），分析各流道的速度等值線分布，同時計算各流道在斷面B上的流速均勻度及速度加權平均角度。

圖10為3種方案下各機組的進水特征斷面流速等值線分布。由于進水側布置了中格墩，特征斷面上8臺機組被分成了16個流道。原始方案的大部分區域流速集中在0.2～0.4 m/s，8臺機組的進水斷面整體流速分布在水平方向和垂直方向都不均勻，2號機組有局部流速突變區域，產生渦帶，易造成泵裝置汽蝕和振動，5號，6號和7號機組各2個進水流道流速差異大，偏流情況嚴重，8號機組進水條件惡劣，流速分布最不均勻，流道平均流速較低，機組難以達到理想工況。方案二及方案三通過切灘整流后，擴大了進水斷面，加大了河岸過水半徑，降低了水流各行進斷面上的流速，使特征斷面B流速整體變小，水流趨于平緩，大部分流速集中在0.1～0.3 m/s，且主流比較居中，8臺機組流速較為接近，流量分布均勻，同一臺機組的兩個進水通道流速基本相同，偏流現象得到了有效改善。

對比3個方案下特征斷面B的法向流速均勻度可知（圖11），原始方案的斷面法向流速均勻度平均值為79.3%，而方案二和方案三的斷面法向流速均勻度平均值分別為84.0%和84.5%。方案三的進水斷面流速均勻度最高，相比于原始方案提高了5.2%，更加接近于理想狀態，說明此時水流在斷面B上的流速分布比較均勻，具有更好的水力特性。因此，采用底坎加切灘的整流措施使三站的進水條件得到有效地改善，進水流道中流態比較平順，進水斷面流速比較均勻，能夠滿足機組在設計工況下的高效運行。

由圖12可知，原始方案情況下，8臺機組的進水斷面速度加權平均角度較小，偏離法向方向，其中最大值不超過77°，8號機組速度加權平均角最小僅有70°，其進水流道中很可能產生了水流的立面翻滾或回流。水流流速紊亂，流向復雜，泵裝置進水條件差，導致機組效率低下。方案二情況下，8臺機組的加權平均角度有所增大，均值達到了77.20，相比方案一提高了5.4%，水流流向得到較明顯改善。方案三情況下，各個進水流道加權平均角度情況略優于方案二，總體上為斷面水流加權平均角度最優狀態，更加接近理想狀態下的90°，水力特性較好，符合三維優化水力設計方法的要求。

4 結 論

應用三維優化水力設計方法，采用數值模擬軟件，利用流體體積法（VOF）考慮自由水面影響，基于泵站特征水位和流量，研究了分汊河道上3座泵站聯合運行時的來流條件和整流措施，得到結論如下。

（1）新建的三站側向進水，且設計流量較大，造成河床左右動量不平衡，使一站站前出現了大范圍的漩渦和橫向水流，二站口門處出現了部分水流的脫流情況，易造成泥沙淤積，使邊機組達不到設計流量。

（2）采用了多種整流方案，對比了3座泵站進水側流線、流速分布、進水斷面流速均勻度和速度加權平均角度情況。其中，方案三（底坎措施配合切灘措施）整流效果最為顯著。特征斷面流速均勻度提高了15%，速度加權平均角度平均抬高了8°。能夠保證三站高效穩定運行，同時降低對一、二站的不利影響。

（3）采用CFD軟件進行全流場流態分析，對分汊河道上相鄰多座泵站樞紐聯合運行時的影響性研究具有一定的理論指導作用。

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（編輯：李 慧）