閘站結(jié)合泵站前池導(dǎo)流墩整流模擬

趙苗苗，賈君德，秦景洪，梁金棟，楊 帆

(揚州大學(xué)水利與能源動力工程學(xué)院，江蘇 揚州 225009)

閘站結(jié)合式工程具有投資小、占地面積少的優(yōu)點，所以在平原地區(qū)被廣泛采用，但這種布置結(jié)構(gòu)特殊，閘站結(jié)合部的隔墩附近易形成旋渦，且流道進(jìn)口處的旋渦，會引發(fā)氣蝕，引起水泵振動，甚至影響建筑物安全[1-3]。因此，提出一種整流措施來改善閘站結(jié)合式泵站隔墩附近的側(cè)向水流流態(tài)，抑制渦旋產(chǎn)生，改善水泵進(jìn)口條件，進(jìn)而提高進(jìn)水流道的效率顯得尤為關(guān)鍵。

導(dǎo)流墩作為泵站前池常用的整流措施，因其結(jié)構(gòu)簡單，施工方便，在泵站前池中已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用。近年來，CFD技術(shù)已成為一種重要研究手段致力于探索工程中水力流動特性，國內(nèi)外學(xué)者對泵站前池已開展了大量的數(shù)值模擬研究[4-9]。數(shù)值模擬方面，針對閘站結(jié)合式泵站前池的側(cè)向進(jìn)水現(xiàn)象，羅燦等[10]數(shù)值模擬了在非對稱式閘站結(jié)合部加設(shè)長導(dǎo)流墩整流的前池水流流態(tài)，并通過試驗驗證了導(dǎo)流墩能改善進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的流速分布。傅宗甫等[11]對閘站結(jié)合部導(dǎo)流墻的體型及適宜長度進(jìn)行了深入的探討，提出了導(dǎo)流墻合適長度的范圍。嚴(yán)忠民等[12]分析了平原水閘泵站樞紐布置與整流措施，得出了在閘站結(jié)合部加設(shè)導(dǎo)流墻和泵站前池加設(shè)潛墩可有效地改善不良流態(tài)。前人在研究閘站結(jié)合式泵站前池流態(tài)時，多以在閘站結(jié)合部隔墩附近加設(shè)導(dǎo)流墩來改善水流流態(tài)，但大多只研究了導(dǎo)流墩的位置及長度，對導(dǎo)流墩的形式在泵站側(cè)向進(jìn)水前池整流效果的研究則較為少見。

本文考慮到閘站結(jié)合式工程的特殊形式，在前人的研究成果基礎(chǔ)上，對導(dǎo)流墩形狀進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。將某非對稱布置的閘站結(jié)合式引河、泵站前池和進(jìn)水流道作為整體進(jìn)行數(shù)值模擬，重點研究在閘站結(jié)合部隔墩附近前池內(nèi)加設(shè)不同半徑的圓弧形導(dǎo)流墩的整流措施，定性地分析了6種方案下隔墩附近的水流流態(tài)，定量地得出了各方案下進(jìn)水流道進(jìn)口的軸向速度分布均勻度和速度加權(quán)平均角，以作為各方案整流效果的評價指標(biāo)，進(jìn)而得出最佳整流方案下導(dǎo)流墩頭部圓弧半徑與閘站結(jié)合部隔墩圓弧半徑之間的相關(guān)參數(shù)。

1 數(shù)值計算模型

1.1 幾何模型

采用UG10.0，建立了該閘站結(jié)合式泵站進(jìn)水部分的幾何模型，其平面尺寸大小如圖1(a)所示，圖中尺寸為m，前池進(jìn)口總流量236.0 m3/s。該模型由引河、節(jié)制閘、泵站前池、進(jìn)水流道及隔墩組成，其中泵站前池布置在引河右岸，節(jié)制閘布置在引河左岸，閘站結(jié)合處被隔墩隔開，為典型的非對稱閘站結(jié)合布置形式[10]。該泵站共有10臺泵機組，各機組進(jìn)水流道從左到右依次編號為1～10，即1號進(jìn)水流道靠近隔墩，泵站運行時節(jié)制閘不過流。水利樞紐的最低運行水位為6.0 m，引河底高程為0 m，流道進(jìn)口前底板高程為-3.0 m，閘底板高程為0.5 m。三維模型如圖1(b)所示，圖中X方向為河道水流方向，以主流運動方向為正；Y方向為寬度方向；Z方向為鉛直方向，以向上為正方向。

1-1號進(jìn)水流道；2-2號進(jìn)水流道；3-3號進(jìn)水流道；4-4號進(jìn)水流道； 5-5號進(jìn)水流道；6-6號進(jìn)水流道；7-7號進(jìn)水流道；8-8號進(jìn)水流道；9-9號進(jìn)水流道；10-10號進(jìn)水流道；11-出口；12-前池；13-隔墩；14-節(jié)制閘；15-引河；16-引河右岸；17-引河左岸；18-進(jìn)口圖1 閘站結(jié)合式泵站進(jìn)水部分平面尺寸及三維模型Fig.1 Dimensions and 3-D model for intake part of combined sluice-pump station

1.2 邊界條件的設(shè)置

計算采用的邊界條件為：①進(jìn)口邊界：整個計算域的進(jìn)口取引河進(jìn)水?dāng)嗝?，設(shè)為流量進(jìn)口，總流量為236 m3/s，指定中等湍流強度Tu=5%；②出口邊界：取進(jìn)水流道的出口作為計算域的出口，共10個出口，每個出口采用靜壓進(jìn)口邊界條件，壓力值為1 atm；③自由水面：前池水位變化幅度不大，采用對稱面邊界處理，忽略空氣對水面的切應(yīng)力作用；④固體壁面：引渠、前池和進(jìn)水流道處的邊壁及底部等處均為固壁，即除進(jìn)口、出口、水面，其余部分設(shè)為wall，采用無滑移的壁面進(jìn)行處理。計算步數(shù)為1 000步，收斂精度設(shè)為10-5。計算模型如圖2所示。

圖2 計算模型Fig.2 Calculated model

1.3 網(wǎng)格劃分

該模型將計算域進(jìn)口位置取在引河處，出口位置取在進(jìn)水流道出口處，控制網(wǎng)格的尺寸，對整個計算域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。設(shè)置網(wǎng)格形狀為四面體，大小為0.5 m。根據(jù)文獻(xiàn)[13]，取水力損失作為選用合適網(wǎng)格數(shù)的衡量參數(shù)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過816 萬個時，總水力損失基本一致，相差都未超過2%，滿足計算要求。

2 方案設(shè)計

分析該泵站進(jìn)水前池不良進(jìn)水條件的形成原因，提出改善前池流態(tài)的改進(jìn)和優(yōu)化設(shè)計方案。為全面地研究前池的水流流態(tài)，共選取12個特征斷面。主要包括：取面層水平剖面Z=5.5 m，取底層水平剖面Z=0.5 m以研究前池面層及底層的流態(tài)和軸向速度分布，為了分析前池各出口斷面上的軸向速度分布均勻度與加權(quán)平均角，截取了10個進(jìn)水流道進(jìn)口橫斷面。

通過分析原方案前池流態(tài)，發(fā)現(xiàn)該泵站進(jìn)水前池不良進(jìn)水條件的形成原因，提出6種整流措施進(jìn)行對比分析，進(jìn)而選出改善前池流態(tài)的最優(yōu)方案。整流措施細(xì)部如圖3所示。由于隔墩端部是半徑為2.5 m的半圓，為研究隔墩與導(dǎo)流墩的相互聯(lián)系，設(shè)置導(dǎo)流墩圓弧段水平投影為2.5 m，并對比研究半徑為2.5～4.5 m的頭部為圓弧導(dǎo)流墩的整流效果，主要整流方案如表1所示。各整流方案中導(dǎo)流墩高度均與水深相等，長導(dǎo)流墩尺寸為長13 m，厚0.6 m，圓弧形導(dǎo)流墩總長13 m，直段長10.5 m，圓弧半徑2.5～4.5 m，各導(dǎo)流墩頭部與隔墩頭部齊平，如圖3所示，設(shè)隔墩半徑為R。

表1 整流措施表Tab.1 Rectification measures

圖3 整流措施細(xì)部(單位：m) Fig.3 Rectification measures details

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1 評價指標(biāo)

(1)前池各出口斷面軸向流速分布均勻度。流速分布均勻度可作為反映各斷面上速度分布情況的重要指標(biāo)。本文采用軸向速度均勻度Vau表示前池各出口斷面的軸向速度分布的均勻程度，Vau越接近100%，表明前池各出口斷面水流軸向流速分布越均勻，根據(jù)文獻(xiàn)[14]，其計算公式為：

(1)

(2)前池各出口斷面速度加權(quán)平均角度。速度加權(quán)平均角度是衡量前池各出口斷面上橫向流速的重要物理量，前池出口斷面若出現(xiàn)縱向流速則會影響進(jìn)水流道的水力性能，進(jìn)而改變水泵進(jìn)水條件。為此引入速度加權(quán)平均角度θ來衡量，θ值越接近90°，出口水流越接近垂直于出口斷面，水泵的進(jìn)水條件越好，根據(jù)文獻(xiàn)[15]，其計算公式為：

(2)

式中：θ為前池各出口斷面速度加權(quán)平均角度；Vti為前池各出口斷面各計算單元的橫向速度。

3.2 橫斷面流態(tài)分析

圖4(a)及圖5(a)為計算得到的原始方案的前池面層和底層流線圖，可以看出，進(jìn)入前池后，受側(cè)向進(jìn)水的影響，前池內(nèi)水流整體趨勢向右側(cè)有一定角度的偏斜，且有小部分水流在前池左側(cè)角落形成回流，特別是在閘站結(jié)合部隔墩處形成了立面大尺度回旋，流態(tài)紊亂，隔墩右側(cè)1號進(jìn)水流道前有明顯的旋渦，這極大地影響了1號進(jìn)水流道進(jìn)水條件，從而導(dǎo)致水泵產(chǎn)生汽蝕、振動、效率下降。

針對原方案前池內(nèi)隔墩附近不良流態(tài)，采取方案1所示措施，面層和底層流線圖如圖4(b)及圖5(b)，在1號與2號前池間加設(shè)一條長導(dǎo)流墩，可以發(fā)現(xiàn)，長導(dǎo)流墩能起到導(dǎo)流作用，底層1號進(jìn)水流道前水流流態(tài)明顯改善，同時減小了面層閘站結(jié)合部隔墩處的旋渦的范圍。但是此時在2號進(jìn)水流道前面層出現(xiàn)了大范圍的旋渦，底層進(jìn)水流道前出現(xiàn)大尺度回流區(qū)，流態(tài)紊亂，對2號進(jìn)水流道進(jìn)口影響很大，降低水泵效率。

針對方案1產(chǎn)生的問題，采取方案2的改進(jìn)措施，將方案1中長導(dǎo)流墩的頭部改為圓弧形，取導(dǎo)流墩頭部圓弧半徑為R，且圓弧段水平投影長度與隔墩圓弧半徑R相同，面層和底層流線圖如圖4(c)及圖5(c)?？梢园l(fā)現(xiàn)，圓弧形導(dǎo)流墩能更好地起到導(dǎo)流的作用，1號進(jìn)水流道前水流趨于平順，面層只有小范圍的旋渦，底層進(jìn)水流道前趨于均勻分布，但2號進(jìn)水流道前仍存在小范圍的回流區(qū)。

為探討隔墩圓弧半徑R與導(dǎo)流墩半徑的聯(lián)系，方案3即將方案2中導(dǎo)流墩頭部圓弧形半徑取為1.2R，面層和底層流線圖如圖4(d)及圖5(d)，可以發(fā)現(xiàn)，面層與底層流線圖與方案2面層流線大體一致，1號進(jìn)水流道前水流流態(tài)較好，但2號進(jìn)水前池前面層仍存在小范圍的旋渦。

圖4 各方案面層流線圖(單位：m/s)Fig.4 Streamlines on surface planes for each scheme

圖5 各方案底層流線圖(單位：m/s)Fig.5 Streamlines on bottom planes for each scheme

方案4、方案5、方案6分別是將方案2中導(dǎo)流墩頭部圓弧形半徑取為1.4R、1.6R、1.8R，面層與底層流線如圖4(e)與圖5(e)、圖4(f)與圖5(f)、圖4(g)與圖5(g)，可以發(fā)現(xiàn)，面層閘站結(jié)合部隔墩處的旋渦范圍逐漸增大，且導(dǎo)流墩右側(cè)2號進(jìn)水流道前也存在明顯的旋渦，底層2號進(jìn)水流道前偏流現(xiàn)象加劇，水流分布不均勻。

各方案下橫斷面流線圖的分析，說明當(dāng)導(dǎo)流墩頭部圓弧形半徑取為(1.0～1.2)R時隔墩附近的前池內(nèi)流態(tài)最平順，此時靠近隔墩的1號與2號進(jìn)水流道進(jìn)水條件最好。但隨著導(dǎo)流墩頭部圓弧半徑的增大，隔墩附近前池內(nèi)流態(tài)沒有得到明顯的改善。

3.3 縱斷面數(shù)值分析

從原方案的數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，閘站結(jié)合部隔墩處前池內(nèi)有明顯的旋渦，對1號和2號進(jìn)水流道影響較大，導(dǎo)致1號進(jìn)水流道前的水流流態(tài)較差，從而影響水泵進(jìn)口條件。此外，前池內(nèi)的水流漩渦容易造成泥沙淤積，因此，為確保泵站的安全高效運行，針對旋渦產(chǎn)生的大小和范圍，對導(dǎo)流墩的尺寸開展研究，來達(dá)到消渦改善隔墩處水流流態(tài)的目的。

圖6為原方案進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度分布均勻度圖，可以發(fā)現(xiàn)，1號進(jìn)水流道與2號進(jìn)水流道軸向流速均勻度相差最大，其他各出口斷面軸向流速均勻度相差較小，且1號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面軸向流速均勻度最小，由此也可以說明靠近隔墩處前池內(nèi)流態(tài)最差。由于原方案4號～10號出口流態(tài)較好，斷面軸向均勻度都在70%左右，且本文主要研究閘站結(jié)合部隔墩與導(dǎo)流墩尺寸之間的聯(lián)系，所以重點對措施方案中1號與3號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面進(jìn)行了縱斷面數(shù)值分析。

圖6 原方案進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度分布均勻度Fig.6 Axial velocity uniformity on section of passage intake for original scheme

表2為原方案及各種方案下1號、2號、3號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度分布均勻度，計算結(jié)果表明，方案2的1～3號進(jìn)水流道軸向速度分布均勻度最高，方案3次之，故圖7僅給出了原方案、方案2及方案3的1～3號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面的軸向速度云圖。通過對比可知：原方案1號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面高速區(qū)發(fā)生偏移，偏向斷面左側(cè)，且同一斷面上不同區(qū)域流速相差較大，左側(cè)流速整體高于右側(cè)，閘站結(jié)合部隔墩附近的1號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度分布均勻度最低，僅為66.56%，速度分布十分不均勻，原方案2號進(jìn)水流道高速區(qū)左右對稱分布，偏向斷面上方，速度分布較均勻，原方案3號進(jìn)水流道高速區(qū)偏向斷面右側(cè)，斷面各區(qū)域速度相差不大。采用了方案2后，1號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面得到了明顯的改善，高速區(qū)向斷面中心偏移，且與原方案相比，1號進(jìn)水流道斷面各區(qū)域的速度相差較小，此時2號進(jìn)水流道進(jìn)口高速區(qū)向斷面左側(cè)偏移，但3號進(jìn)水流道高速區(qū)向斷面中心偏移。方案3中1～3號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面軸向速度分布與方案2的趨勢基本一致。設(shè)置整流方案2及整流方案3后，1號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度均勻度分別提高了3.63%和3.27%，3號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度均勻度分別提高了4.61%和4.47%，雖然2號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度均勻度有所降低，但整體來講，結(jié)合圖8，比較各整流方案下的前池出口的加權(quán)平均角可以發(fā)現(xiàn)，方案2中各進(jìn)水流道進(jìn)口斷面加權(quán)平均角最接近90°，因此，在閘站結(jié)合部隔墩處1號與2號進(jìn)水流道間加設(shè)圓弧形導(dǎo)流墩能夠改善前池流態(tài)，且方案2的整流方案稍優(yōu)于整流方案3，明顯優(yōu)于其他方案。

表2 各方案進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的軸向速度分布均勻度 %

3.4 綜合結(jié)果分析

考慮泵站的綜合效益和產(chǎn)出，取各整流方案的1～10號機組的各前池出口斷面的平均軸向流速均勻度和平均速度加權(quán)平均角度，平均即是將10臺機組的流速均勻度或加權(quán)平均角相加后求平均，其值最大說明泵站水泵可以獲得相對較好的進(jìn)流條件。平均流速均勻度如圖9所示，平均加權(quán)平均角如圖10所示。通過分析可知始終是方案2最優(yōu)，方案3次之。

4 結(jié) 語

本文采用CFX軟件，分析了閘站結(jié)合式泵站的前池流態(tài)，主要研究在前池內(nèi)加設(shè)長導(dǎo)流墩的整流措施，并分別對端部為不同半徑的圓弧形導(dǎo)流墩進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到結(jié)論如下。

(1)非對稱式閘站結(jié)合式泵站，水流斜向進(jìn)入前池，在閘站結(jié)合部隔墩附近即1號進(jìn)水流道前池內(nèi)有明顯的旋渦，影響水泵進(jìn)口條件，對泵站安全運行不利。

(2)采用頭部為圓弧形導(dǎo)流墩的整流措施，能引導(dǎo)水流平順入流，達(dá)到消除旋渦和改善流態(tài)的作用，且在保證導(dǎo)流墩頭部圓弧段水平投影長度與隔墩半徑R相等時，導(dǎo)流墩圓弧半徑取(1.0～1.2)R時1號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面軸向速度均勻度最高，提高了3.63%，整流效果最理想。

(3)就此工程而言，在閘站結(jié)合部隔墩附近1號與2號進(jìn)水流道間加設(shè)一條頭部為圓弧形的導(dǎo)流墩能明顯改善1號及3號進(jìn)水流道進(jìn)口斷面上的流速分布，但會降低2號進(jìn)水流道的軸向速度分布均勻度，要解決此問題還有待進(jìn)一步的研究。

(4)不同閘站結(jié)合式泵站前池的設(shè)計尺寸會有不同，但本文得出的閘站結(jié)合部隔墩與前池導(dǎo)流墩整流效果的定量分析可為改善泵站的進(jìn)水條件提供參考依據(jù)。

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