常鵬程，楊 帆，孫丹丹，李忠斌，沈強儒

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

0 引 言

隨著我國經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，洪澇災(zāi)害造成的社會經(jīng)濟(jì)損失不斷增加，為了減少洪澇災(zāi)害帶來的損失，興建排澇泵站防止洪澇災(zāi)害變得愈加重要。泵站進(jìn)水前池按照其進(jìn)水方向可分為正向進(jìn)水前池和側(cè)向進(jìn)水前池，修建側(cè)向進(jìn)水前池的泵站占我國泵站工程的比例約為36%。當(dāng)?shù)匦螚l件不能滿足修建正向進(jìn)水前池時，工程常采用側(cè)向進(jìn)水前池的布置形式，由于其進(jìn)水方向與進(jìn)水池軸線方向成斜交，易形成漩渦和回流等不良流態(tài)［1］，從而惡化進(jìn)水條件，導(dǎo)致泵裝置效率的降低，影響泵裝置運行的安全穩(wěn)定性，縮減水泵的使用壽命。國內(nèi)外學(xué)者針對泵站前池、進(jìn)水池做了大量的研究工作，如：采用數(shù)值模擬技術(shù)對泵站進(jìn)水前池及進(jìn)水池的內(nèi)部流動規(guī)律開展研究［2-8］；基于CFD（Computational Fluid Dynamics）技術(shù)探究了導(dǎo)流墩、立柱和底坎等措施改善前池流態(tài)的效果［2-7］；采用物理模型試驗或數(shù)值模擬和物理模型相結(jié)合的策略對泵站進(jìn)水前池進(jìn)行流態(tài)改善研究［9-14］；基于數(shù)值模擬技術(shù)研究前池內(nèi)部大尺度漩渦產(chǎn)生機理及進(jìn)水池內(nèi)部渦帶形成機理［15，16］。前人研究的泵站側(cè)向進(jìn)水前池，多以縱向底坡較緩的側(cè)向進(jìn)水前池為主，具有較大縱向底坡的側(cè)向進(jìn)水前池內(nèi)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(cè)向進(jìn)水前池的入流方向與進(jìn)水池軸線方向呈90°，其原設(shè)計方案前池的縱向底坡為0.425，基于CFD 技術(shù)對該側(cè)向進(jìn)水前池的內(nèi)流場進(jìn)行數(shù)值模擬，分析其流場特征并對前池調(diào)控措施的流場調(diào)控效果進(jìn)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(qū)境內(nèi)，為側(cè)向進(jìn)水泵站，該工程主要承擔(dān)在暴雨季排出多余的降水，在旱季需保證農(nóng)作物的正常需水，屬于農(nóng)業(yè)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(shè)計水位為29.91 m。該泵站共有4個進(jìn)水池，進(jìn)水池的長度為10.0 m，進(jìn)水池的底高程為25.0 m，每個進(jìn)水池配有一臺軸流泵裝置，單機設(shè)計流量為4.25 m3/s，總設(shè)計流量Q設(shè)為17 m3/s。該泵站受限于實際地形條件布置，且進(jìn)水池的控制幾何結(jié)構(gòu)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(shè)計規(guī)范》［17］的要求，綜合考慮后該泵站原設(shè)計方案的前池縱向底坡較大，原設(shè)計方案的前池縱向底坡為0.425。

2 三維模型及數(shù)值模擬方法

2.1 計算域

本文所示泵站工程的計算區(qū)域包括引渠的末端、側(cè)向進(jìn)水前池、進(jìn)水池及4 臺水泵機組，采用UG 軟件對其計算區(qū)域進(jìn)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(jìn)水池的長為8.7D，進(jìn)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(shù)值計算方法與邊界條件

泵站進(jìn)水前池的水流為三維流動，則對該側(cè)向進(jìn)水前池進(jìn)行湍流數(shù)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(nóng)業(yè)灌排，進(jìn)水前池的流體介質(zhì)為水，可看作不可壓縮液體，且泵站進(jìn)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(shù)效應(yīng)及渦流因素［2］。進(jìn)口邊界條件采用流量進(jìn)口，出口邊界條件取出水管道出水的斷面為出水?dāng)嗝?，默認(rèn)為自由出流，采用壓力出口。壁面條件設(shè)置，壁面函數(shù)采用可伸縮壁面函數(shù)（Scalable wall function）處理近壁區(qū)流動，由于RNGk-ε模型不適用于壁面邊界層內(nèi)的流動，所以對計算域的壁面需進(jìn)行處理。引河、前池及進(jìn)水池表面為自由水面，采用對稱邊界條件，數(shù)值計算過程中忽略空氣對水面產(chǎn)生的切應(yīng)力和熱交換。泵站側(cè)向進(jìn)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(xiàn)［18］中數(shù)值計算收斂的精度要求。

2.3 網(wǎng)格合理性分析

采用ICEM CFD 軟件對翟山大溝泵站工程的側(cè)向進(jìn)水前池三維模型進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格剖分，其y+約1500，滿足參考文獻(xiàn)［19］提出的泵站前池數(shù)值計算的網(wǎng)格要求。為了驗證網(wǎng)格數(shù)量對數(shù)值計算結(jié)果的影響，采用了7 組網(wǎng)格數(shù)量分別為660 789，889 456，1 116 984，1 205 675，1 536 894，1 685 438，2 014 627進(jìn)行計算模型的網(wǎng)格數(shù)量合理性分析，對應(yīng)的網(wǎng)格計算方案編號依次為1～7，為了減少網(wǎng)格數(shù)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(wǎng)格的合理性，對比不同網(wǎng)格數(shù)量時總水力損失的變化，當(dāng)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(wǎng)格數(shù)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(jìn)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(wǎng)格方案號，i=1，2，…，6，j=i+1。

表1為不同網(wǎng)格下總水力損失絕對差值，圖3為不同網(wǎng)格數(shù)量時計算模型總水力損失的絕對差值。如圖3所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)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(wěn)定，則選擇網(wǎng)格方案4，滿足泵站側(cè)向進(jìn)水前池內(nèi)流場三維數(shù)值計算分析的精度要求。

表1 不同網(wǎng)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?dāng)嗝?.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(tài)相對較差，為了改善泵站側(cè)向進(jìn)水前池和進(jìn)水池的流態(tài)，參考文獻(xiàn)［2-7］中的整流措施，文獻(xiàn)［17］中泵站前池的設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)，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(jìn)行數(shù)值模擬，對比分析得出最優(yōu)方案。表2為泵站側(cè)向進(jìn)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(cè)向進(jìn)水前池整流方案Tab.2 Rectification scheme of lateral inflow forebay of pumping station

表3 導(dǎo)流墻的主要幾何尺寸Tab.3 Main geometric dimensions of diversion wall

4 計算結(jié)果分析

4.1 原方案前池流態(tài)機理分析

在原設(shè)計方案中，進(jìn)水前池由于側(cè)向進(jìn)水的影響，水流的轉(zhuǎn)向流動產(chǎn)生向外側(cè)的離心力，使得水流在通過前池彎道時內(nèi)外壓差變大，外側(cè)水流流速變小，內(nèi)側(cè)水流流速變大，當(dāng)水流通過前池流向進(jìn)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(nèi)側(cè)水流有擴(kuò)散的趨勢，這種趨勢導(dǎo)致水流脫離邊壁形成渦流區(qū)，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(cè)向進(jìn)水前池的渦流區(qū)該渦流區(qū)直接導(dǎo)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(yuǎn)超過文獻(xiàn)［17］所規(guī)定的前池坡度設(shè)計要求，這使得前池水流更加湍急，導(dǎo)致進(jìn)水池流態(tài)急劇惡化。由圖8（a）可知，1、4 號進(jìn)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(yán)重，不良的進(jìn)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(tài)的影響

針對原方案流態(tài)紊亂的情況，方案2 在前池設(shè)置弧形導(dǎo)流墻。由圖8（b）的流線分布可知，1 號進(jìn)水池流線分布較原方案有所好轉(zhuǎn)。2號進(jìn)水池流線分布較為平均，3號進(jìn)水池前方靠近右側(cè)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(jìn)水池流線分布均勻，流態(tài)較好，進(jìn)水池前方漩渦消失。由于導(dǎo)流墻對水流的引導(dǎo)，方案2 進(jìn)水池整體流態(tài)較方案1 有所好轉(zhuǎn)。

4.3 方案3對前池流態(tài)的影響

原方案由于前池坡度大，水流流速大使進(jìn)水流態(tài)惡化。針對原方案，將前池坡向進(jìn)水池內(nèi)延伸1.74D。水流進(jìn)入前池在左側(cè)翼墻處形成漩渦壓迫主流，使1號進(jìn)水池的水流向左偏流。2號進(jìn)水池左前方有小部分漩渦，壓迫水流向左偏流。3號進(jìn)水池流線分布均勻流態(tài)較好［圖8（c）］。4號進(jìn)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(tài)的影響

對于方案3 存在的一些渦流和偏流影響進(jìn)水池流態(tài)，在方案3 條件下，加入弧形導(dǎo)流墻。通過弧形導(dǎo)流墻對水流的調(diào)節(jié)作用，進(jìn)水池流態(tài)改善顯著。圖8（d）為方案4 進(jìn)水池流線圖，1～3 號進(jìn)水池流線趨于對稱分布，4 號進(jìn)水池流態(tài)也較方案3有所好轉(zhuǎn)。由于坡度變緩，再加以導(dǎo)流墻對水流的引導(dǎo)，從前池到進(jìn)水池，水流的行近流速由不均勻分布逐漸變?yōu)榫鶆蚍植?。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(dǎo)流墻的整流效果較好。

4.5 水力性能參數(shù)分析

進(jìn)水池的設(shè)計應(yīng)為水泵進(jìn)口提供良好的進(jìn)水流態(tài)。故本文采用喇叭管進(jìn)口面軸向流速分布均勻度Vzu來評判進(jìn)水池的流態(tài)，喇叭管進(jìn)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(jìn)水池流態(tài)的影響，采用文獻(xiàn)［20］中的漩渦對進(jìn)水池綜合影響函數(shù)。該函數(shù)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(shù)F值越小，表示漩渦對進(jìn)水池流態(tài)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(jìn)水池綜合影響函數(shù)計算公式為

式中：S為前池漩渦核心區(qū)所占的面積；A為漩渦核心區(qū)到池底的高度；E為漩渦核心到進(jìn)水池進(jìn)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(shù)，由圖11可知原方案的喇叭管進(jìn)口面軸向流速分布均勻度均比較小，都在66%左右，4 號進(jìn)水池由于進(jìn)水偏折，流態(tài)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(dǎo)流墻以及減緩前池坡度，各個進(jìn)水池的流態(tài)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(chǔ)上加入弧形導(dǎo)流墻改善流態(tài)，各斷面流速均勻度在75%左右，由于3號進(jìn)水池中水流繞水泵旋轉(zhuǎn)形成回流導(dǎo)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(jìn)水池的影響小，表明進(jìn)水池流態(tài)較好，該整流方案最優(yōu)。

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(cè)出現(xiàn)大量負(fù)流速區(qū)，正流速區(qū)主要偏在右側(cè)，這是由于慣性力作用下水流貼著隔墩進(jìn)入進(jìn)水池，流速高峰分布在右側(cè)。方案4 正流速區(qū)面積相對于方案1明顯擴(kuò)大，水流流速高峰分布在進(jìn)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(jìn)水池流態(tài)影響

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

基于數(shù)值模擬對泵站多機組運行時側(cè)向進(jìn)水前池及進(jìn)水池的流態(tài)變化進(jìn)行了分析，對比了各機組的站前行近流速和喇叭管進(jìn)口面流速分布均勻度，并給出了3種流態(tài)調(diào)整方案，分析得出如下結(jié)論。

（1）根據(jù)前池流線的趨勢，設(shè)置弧形導(dǎo)流墻可以對水流起到很好的引導(dǎo)作用；前池坡度變緩水流流速變緩，水流進(jìn)入進(jìn)水池的流態(tài)變好。

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

（3）相比原設(shè)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(jìn)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(shù)F值下降了3.4，表明采用弧形導(dǎo)流墻和減小側(cè)向進(jìn)水前池縱向坡度，對泵站進(jìn)水流態(tài)有一定的改善作用，本研究可為相似工程提供一定的參考。□