多機組泵站側向進水前池流態及整流措施分析

常鵬程，楊 帆，孫丹丹，李忠斌，沈強儒

（1.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇揚州 225009；2.徐州市水利建筑設計研究院，江蘇徐州 221002；3.南通大學交通與土木工程學院，江蘇南通 226019）

0 引 言

隨著我國經濟的快速發展，洪澇災害造成的社會經濟損失不斷增加，為了減少洪澇災害帶來的損失，興建排澇泵站防止洪澇災害變得愈加重要。泵站進水前池按照其進水方向可分為正向進水前池和側向進水前池，修建側向進水前池的泵站占我國泵站工程的比例約為36%。當地形條件不能滿足修建正向進水前池時，工程常采用側向進水前池的布置形式，由于其進水方向與進水池軸線方向成斜交，易形成漩渦和回流等不良流態［1］，從而惡化進水條件，導致泵裝置效率的降低，影響泵裝置運行的安全穩定性，縮減水泵的使用壽命。國內外學者針對泵站前池、進水池做了大量的研究工作，如：采用數值模擬技術對泵站進水前池及進水池的內部流動規律開展研究［2-8］；基于CFD（Computational Fluid Dynamics）技術探究了導流墩、立柱和底坎等措施改善前池流態的效果［2-7］；采用物理模型試驗或數值模擬和物理模型相結合的策略對泵站進水前池進行流態改善研究［9-14］；基于數值模擬技術研究前池內部大尺度漩渦產生機理及進水池內部渦帶形成機理［15，16］。前人研究的泵站側向進水前池，多以縱向底坡較緩的側向進水前池為主，具有較大縱向底坡的側向進水前池內流及改善措施的研究案例相對較少。本文所示翟山大溝泵站工程的側向進水前池的入流方向與進水池軸線方向呈90°，其原設計方案前池的縱向底坡為0.425，基于CFD 技術對該側向進水前池的內流場進行數值模擬，分析其流場特征并對前池調控措施的流場調控效果進行比對分析。

1 工程概況

翟山大溝泵站位于江蘇省徐州市銅山區境內，為側向進水泵站，該工程主要承擔在暴雨季排出多余的降水，在旱季需保證農作物的正常需水，屬于農業灌排泵站。泵站平面布置圖見圖1，引渠段長27.7 m，引渠的底高程為28.8 m，前池的坡長8.95 m，設計水位為29.91 m。該泵站共有4個進水池，進水池的長度為10.0 m，進水池的底高程為25.0 m，每個進水池配有一臺軸流泵裝置，單機設計流量為4.25 m3/s，總設計流量Q設為17 m3/s。該泵站受限于實際地形條件布置，且進水池的控制幾何結構尺寸、葉輪中心線安裝高程均需滿足均需滿足《GB 50265-2010 泵站設計規范》［17］的要求，綜合考慮后該泵站原設計方案的前池縱向底坡較大，原設計方案的前池縱向底坡為0.425。

2 三維模型及數值模擬方法

2.1 計算域

本文所示泵站工程的計算區域包括引渠的末端、側向進水前池、進水池及4 臺水泵機組，采用UG 軟件對其計算區域進行三維建模，整體計算模型如圖2（a）所示。該泵站前池的長為16.6D，前池的寬為38.0D，進水池的長為8.7D，進水池的寬為15.7D（D為水泵喇叭管口直徑），具體尺寸如圖2（b）所示。

2.2 數值計算方法與邊界條件

泵站進水前池的水流為三維流動，則對該側向進水前池進行湍流數值模擬的控制方程選用雷諾時均N-S（Navier-Stokes）方程［4-6］。該泵站功能為農業灌排，進水前池的流體介質為水，可看作不可壓縮液體，且泵站進水水流為湍流，故采用RNGkε湍流模型，該模型考慮了中低雷諾數效應及渦流因素［2］。進口邊界條件采用流量進口，出口邊界條件取出水管道出水的斷面為出水斷面，默認為自由出流，采用壓力出口。壁面條件設置，壁面函數采用可伸縮壁面函數（Scalable wall function）處理近壁區流動，由于RNGk-ε模型不適用于壁面邊界層內的流動，所以對計算域的壁面需進行處理。引河、前池及進水池表面為自由水面，采用對稱邊界條件，數值計算過程中忽略空氣對水面產生的切應力和熱交換。泵站側向進水前池的各物理量的殘差收斂精度均低于1.0×10-5，滿足文獻［18］中數值計算收斂的精度要求。

2.3 網格合理性分析

采用ICEM CFD 軟件對翟山大溝泵站工程的側向進水前池三維模型進行非結構化網格剖分，其y+約1500，滿足參考文獻［19］提出的泵站前池數值計算的網格要求。為了驗證網格數量對數值計算結果的影響，采用了7 組網格數量分別為660 789，889 456，1 116 984，1 205 675，1 536 894，1 685 438，2 014 627進行計算模型的網格數量合理性分析，對應的網格計算方案編號依次為1～7，為了減少網格數量對前池流動特性的影響，本文采用計算模型的總水力損失的絕對差值來驗證網格的合理性，對比不同網格數量時總水力損失的變化，當總水力損失的絕對差值和前池出口平均速度變化不明顯時，則該網格數量是合理的。

總水力損失計算式為：

總水力損失的絕對差值計算式為：

式中：hf為計算模型的總水力損失，cm；pin為計算模型進水面的總壓，kPa；pout為計算模型的出水面的總壓，kPa；ρ為水的密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；Δh為水力損失絕對差值，cm；j、i為網格方案號，i=1，2，…，6，j=i+1。

表1為不同網格下總水力損失絕對差值，圖3為不同網格數量時計算模型總水力損失的絕對差值。如圖3所示，當網格數量超過120萬時計算模型總水力損失的絕對差值變化幅值趨于穩定，則選擇網格方案4，滿足泵站側向進水前池內流場三維數值計算分析的精度要求。

表1 不同網格下總水力損失絕對差值Tab.1 Absolute difference of total hydraulic loss under different grids

3 特征斷面與整流方案

3.1 特征斷面

選取4 個特征斷面（圖4），主要包括距離出水斷面4.5D（D為喇叭管口直徑）處縱斷面1-1，距離底面4D處的斷面2-2，距離底面2.5D處斷面3-3以及距離底面0.8D處斷面4-4。

3.2 整流方案

因原方案下的前池流態相對較差，為了改善泵站側向進水前池和進水池的流態，參考文獻［2-7］中的整流措施，文獻［17］中泵站前池的設計標準，同時保證水泵葉輪中心線的淹沒深度，制定了3 種整流方案進行數值模擬，對比分析得出最優方案。表2為泵站側向進水前池整流方案，整流方案具體尺寸如表3所示。

表2 泵站側向進水前池整流方案Tab.2 Rectification scheme of lateral inflow forebay of pumping station

表3 導流墻的主要幾何尺寸Tab.3 Main geometric dimensions of diversion wall

4 計算結果分析

4.1 原方案前池流態機理分析

在原設計方案中，進水前池由于側向進水的影響，水流的轉向流動產生向外側的離心力，使得水流在通過前池彎道時內外壓差變大，外側水流流速變小，內側水流流速變大，當水流通過前池流向進水池時，水流方向的突然改變使靠近邊壁的水流有收縮的趨勢，內側水流有擴散的趨勢，這種趨勢導致水流脫離邊壁形成渦流區，又因為慣性力的作用，前池彎道水流有流向前池邊壁的趨勢，加劇了側向進水前池的渦流區該渦流區直接導致泵站的前池的過流斷面顯著減小，形成大尺度大范圍回旋水域。因為地形條件的限制前池坡度較大，遠超過文獻［17］所規定的前池坡度設計要求，這使得前池水流更加湍急，導致進水池流態急劇惡化。由圖8（a）可知，1、4 號進水池的入口處均有一定的漩渦，流線分布不均，向壁面處彎扭嚴重，不良的進水條件易影響泵裝置正常運行，降低泵裝置的效率。

4.2 方案2對前池流態的影響

針對原方案流態紊亂的情況，方案2 在前池設置弧形導流墻。由圖8（b）的流線分布可知，1 號進水池流線分布較原方案有所好轉。2號進水池流線分布較為平均，3號進水池前方靠近右側隔墩出有旋渦，迫使水流向右偏流，水泵左后方漩渦也變小，4號進水池流線分布均勻，流態較好，進水池前方漩渦消失。由于導流墻對水流的引導，方案2 進水池整體流態較方案1 有所好轉。

4.3 方案3對前池流態的影響

原方案由于前池坡度大，水流流速大使進水流態惡化。針對原方案，將前池坡向進水池內延伸1.74D。水流進入前池在左側翼墻處形成漩渦壓迫主流，使1號進水池的水流向左偏流。2號進水池左前方有小部分漩渦，壓迫水流向左偏流。3號進水池流線分布均勻流態較好［圖8（c）］。4號進水池水流偏折角度變小，但是底層流線分布相對方案1較差。前池坡度變緩，泵站各個機組的站前行近流速波動較原方案變大。

4.4 方案4對前池流態的影響

對于方案3 存在的一些渦流和偏流影響進水池流態，在方案3 條件下，加入弧形導流墻。通過弧形導流墻對水流的調節作用，進水池流態改善顯著。圖8（d）為方案4 進水池流線圖，1～3 號進水池流線趨于對稱分布，4 號進水池流態也較方案3有所好轉。由于坡度變緩，再加以導流墻對水流的引導，從前池到進水池，水流的行近流速由不均勻分布逐漸變為均勻分布。如圖9所示，對比方案1～4 的站前行近流速，方案4 的站前行近流速相對其他方案的站前行近流速波動較小，流速分布均勻，這說明減緩前池的坡度加上導流墻的整流效果較好。

4.5 水力性能參數分析

進水池的設計應為水泵進口提供良好的進水流態。故本文采用喇叭管進口面軸向流速分布均勻度Vzu來評判進水池的流態，喇叭管進口面如圖10 所示，Vzu的理想值為100%，表明流速分布絕對均勻，其計算公式如下：

為了評價整流措施對進水池流態的影響，采用文獻［20］中的漩渦對進水池綜合影響函數。該函數表示面積與漩渦深度的乘積與距離和水泵喇叭管直徑乘積的比值，函數F值越小，表示漩渦對進水池流態的影響也就越小，其理想值為F=0，表示前池沒有漩渦。漩渦對進水池綜合影響函數計算公式為

式中：S為前池漩渦核心區所占的面積；A為漩渦核心區到池底的高度；E為漩渦核心到進水池進口斷面的距離；D為喇叭管直徑。

圖11 為各個方案下各斷面流速均勻度及漩渦綜合影響函數，由圖11可知原方案的喇叭管進口面軸向流速分布均勻度均比較小，都在66%左右，4 號進水池由于進水偏折，流態較差流速均勻度比其他斷面低2%。方案2 和方案3 通過弧形導流墻以及減緩前池坡度，各個進水池的流態均有所改善，流速均勻度較原方案提升約5%。方案4 在方案3 基礎上加入弧形導流墻改善流態，各斷面流速均勻度在75%左右，由于3號進水池中水流繞水泵旋轉形成回流導致斷面2-3 的流速均勻度較低，比其他斷面低了約3%，總體較原方案提高大約10%。方案4 的F值小于前3 個方案的F值，表明方案4 中漩渦對進水池的影響小，表明進水池流態較好，該整流方案最優。

圖12、13 分別是方案1 和方案4 下特征斷面1-1 的軸向速度等值線圖。對比圖12 和圖13 可知：原方案左側出現大量負流速區，正流速區主要偏在右側，這是由于慣性力作用下水流貼著隔墩進入進水池，流速高峰分布在右側。方案4 正流速區面積相對于方案1明顯擴大，水流流速高峰分布在進水池中間，流速分布較原方案變得均勻。

4.6 方案4對不同開機組合下進水池流態影響

在泵站實際運行工程中，若抽水流量低于設計流量時，可采取減少開機臺數以滿足實際運行流量的要求。本文對兩個流量工況（0.75Q設，0.5Q設）時考慮開三臺機組或兩臺機組，在方案4 的整流措施下進行數值模擬分析整流措施對其流態的影響，具體方案如表4所示。如圖14 所示，方案1 進水池流線平順，流態較好；方案2 情況下，2 號進水池的左前方有較大漩渦，3號進水池流線平行分布，4號進水池有左側隔墩有漩渦分布距水泵進水管較近易影響水泵運行。方案3 的情況下，1、2 號進水池前方均有一定回流但對進水池整體流態影響不大，進水池流態較好；方案4 情況下，3、4 號進水池前方均有漩渦，3#進水池漩渦引起進水流態惡化；方案5 情況下，2 號進水池前方有小范圍漩渦，3 號進水池流線平順近似平行分布。綜合上述流態分析，方案1 和方案3 流態較好，建議在實際運行情況中采用方案1和方案3這兩種開機方案。

表4 不同開機組合方案表Tab.4 Tables of different start-up combinations

5 結 論

基于數值模擬對泵站多機組運行時側向進水前池及進水池的流態變化進行了分析，對比了各機組的站前行近流速和喇叭管進口面流速分布均勻度，并給出了3種流態調整方案，分析得出如下結論。

（1）根據前池流線的趨勢，設置弧形導流墻可以對水流起到很好的引導作用；前池坡度變緩水流流速變緩，水流進入進水池的流態變好。

（2）通過3種方案的流態分析以及行近流速、喇叭管進口面流速分布均勻度和漩渦綜合影響函數的比較，采用減小前池縱向坡度和弧形導流墻的整流方案，側向進水前池和進水池的流態最好，流線趨于均勻分布，流速分布也更加合理。

（3）相比原設計方案，方案4各機組的站前行近流速相分布均勻，喇叭管進口面的軸向流速分布均勻度平均提高了約10%，漩渦綜合影響函數F值下降了3.4，表明采用弧形導流墻和減小側向進水前池縱向坡度，對泵站進水流態有一定的改善作用，本研究可為相似工程提供一定的參考。□