超窄聯(lián)合泵房前池水力性能優(yōu)化：實(shí)例研究

付 輝，牛華寺，毛雨佳，楊若冰，郭新蕾，施春蓉

（1.中國(guó)水利水電科學(xué)研究院 流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100038；2.中國(guó)核電工程有限公司，北京 100840）

1 研究背景

泵房流道作為火/核電站循環(huán)水系統(tǒng)的核心，關(guān)系到電站的安全、穩(wěn)定和高效運(yùn)行。前池在泵房流道中起到了連接進(jìn)水流道和吸水流道的作用，使其具有較優(yōu)的水力性能，不僅可以減小泵房吸水室內(nèi)的表面渦和水內(nèi)渦等不利流態(tài)發(fā)生的概率和強(qiáng)度，還可節(jié)省后期運(yùn)行的費(fèi)用[1-4]。

王廣聚等針對(duì)縱橫比為0.265，進(jìn)流平面擴(kuò)散角180°的泵房前池，通過(guò)模型試驗(yàn)提出在引水隧洞出口的正面設(shè)置與前池同寬度的橫梁和導(dǎo)流墻，以改善水體的均勻和平順性[5]。劉超等通過(guò)模擬分析認(rèn)為，泵房前池處于側(cè)向取水時(shí)，采用導(dǎo)流墩和底坎的組合措施可改善泵站進(jìn)口流速分布的均勻性[6]。于永海等針對(duì)進(jìn)流平面擴(kuò)散角為80.2°的前池，提出通過(guò)在引水隧洞出口的正面設(shè)置懸空導(dǎo)流板以減少回流區(qū)和漩渦等不利的水力現(xiàn)象，并給出了導(dǎo)流板下緣懸空高度選擇的方法[7]。劉新陽(yáng)等采用非連續(xù)底坎、非連續(xù)挑流坎與頂部壓水板相結(jié)合的方式提高了前池的水力性能，并通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)證明：上述措施可使得兩種典型工況下的泵站效率分別提高1.82%和5.96%[8]。秦曉等采用物理模型試驗(yàn)研究了平面擴(kuò)散角為60°的前池，對(duì)前池進(jìn)口處布置的消能橫梁的尺寸、位置和整流效果進(jìn)行了比選[9]。張睿等研究了斜向管涵進(jìn)流條件下泵站的流態(tài)特性，提出了分流墩、格柵式組合梁以及短導(dǎo)流墩的組合式優(yōu)化措施，該泵站前池的縱橫比為0.290，進(jìn)水采用無(wú)擴(kuò)散角的全斷面進(jìn)水[10]。白玉川等對(duì)縱橫比為0.207，進(jìn)流平面擴(kuò)散角為180°的前池進(jìn)行了模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，提出了由傾斜型和順直型導(dǎo)流墩組成的“多人字型”結(jié)構(gòu)以縮小回流區(qū)的范圍和強(qiáng)度，但是該前池采用的是雙箱涵進(jìn)流方案，降低了小縱橫比的影響[11]。Feng 等采用多孔進(jìn)水口、底坎、導(dǎo)流墩在內(nèi)的一系列工程措施優(yōu)化了五號(hào)溝泵站前池的水力性能，該泵站前池的進(jìn)流平面擴(kuò)散角為40°[12]。Zhan采用RNG k-ε模型對(duì)比分析了正向、L型、側(cè)向、擴(kuò)散型等不同進(jìn)水條件下前池流態(tài)和泵房吸水室內(nèi)的漩渦情況[13]。徐存東等研究了多泥沙河流側(cè)向進(jìn)水泵站不同開機(jī)組合時(shí)的前池流態(tài)變化[14]。目前研究的前池似乎均未達(dá)到本文所述縱橫比為0.193，進(jìn)流平面擴(kuò)散角達(dá)到180°，且為單進(jìn)流的情況。

受場(chǎng)地、循環(huán)水泵機(jī)組選型、建設(shè)和后期維護(hù)成本等多種因素的制約，前池在結(jié)構(gòu)和布置型式上變化較大，近年來(lái)總體趨向于壓縮前池的整體尺寸，再配合以多種型式的水力性能優(yōu)化措施，以達(dá)到節(jié)省建設(shè)和后期維護(hù)成本的目標(biāo)。采用小尺寸方案的前池，無(wú)法達(dá)到《火力發(fā)電廠循環(huán)水泵房進(jìn)水流道設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]推薦的擴(kuò)散角和長(zhǎng)度布置的要求，因此需要在前池內(nèi)修建墩、梁類的消能或均流建筑物以優(yōu)化水力性能。但是在日本福島核電廠事故后，核電站抗震設(shè)計(jì)要求提高[16-17]，僅單側(cè)約束或大跨度的墩、梁等優(yōu)化結(jié)構(gòu)在抗震設(shè)計(jì)上有一定的困難，這就給前池水力性能的優(yōu)化提出了新的要求。

本文以某濱海核電站超窄聯(lián)合泵房前池為研究對(duì)象，針對(duì)原設(shè)計(jì)方案中隧洞集中進(jìn)水和泵房分布式取水，以及進(jìn)、取水流道軸線相差較大所導(dǎo)致的前池水力性能不佳等問(wèn)題，提出了半圓形擴(kuò)散墩和懸空隔板相組合的水力性能優(yōu)化措施，在不進(jìn)行大范圍修改的前提下，短距離內(nèi)優(yōu)化了前池的水力性能，改善了泵房吸水室的不對(duì)稱進(jìn)流和水面漩渦情況，并通過(guò)物理模型試驗(yàn)驗(yàn)證。

2 模型布置

聯(lián)合泵房前池的設(shè)計(jì)方案和模型布置如圖1所示，其主要包括引水隧洞，聯(lián)合前池，1號(hào)小型機(jī)組，2號(hào)大型機(jī)組（每個(gè)機(jī)組設(shè)置有2套循環(huán)水泵和流道）等。小型機(jī)組選擇在大型機(jī)組一側(cè)貼建，形成聯(lián)合泵房前池；大型機(jī)組采用吸水室和前池取水流道交錯(cuò)布置的方式；前池內(nèi)的大、小型機(jī)組間設(shè)置了隔板以減弱大型機(jī)組運(yùn)行對(duì)小型機(jī)組的影響。

圖1 聯(lián)合泵房前池模型布置圖

試驗(yàn)采用正態(tài)模型，比尺為1∶20，物理模型整體寬4 m，長(zhǎng)12 m，高1.5 m，其中聯(lián)合泵房前池的橫向長(zhǎng)度為3.6 m（1號(hào)小型機(jī)組前池的寬度為0.6 m，2號(hào)大型機(jī)組前池的寬度為3.0 m），縱向長(zhǎng)度為0.7 m（縱橫比為0.193）。主要試驗(yàn)潮位包括百年一遇低潮位（-1.58 m）和平均低潮位（0.11 m）；小型機(jī)組單泵流量原型值為4.4 m3/s（模型值為2.4 L/s），大型機(jī)組單泵流量原型值為32.4 m3/s（模型值為18.1 L/s）。考慮到大型機(jī)組的泵房流道成對(duì)稱布置，且與小型機(jī)組相鄰的2A機(jī)組受小型機(jī)組前池取水的影響，水力性能更差一些，因此大型機(jī)組中的2A機(jī)組模擬了完整的流道，2B機(jī)組僅模擬流量邊界條件。

試驗(yàn)中布置了A—J 共計(jì)10個(gè)測(cè)量斷面，每個(gè)測(cè)量斷面在橫向上均布1#—5#共5個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)在垂向上設(shè)置在過(guò)流斷面的1/2高度處，流速測(cè)量斷面的具體布置見圖1。流速測(cè)量設(shè)備采用Nortek 三維多普勒流速儀，精度為0.5%，采樣頻率為20 Hz，采樣時(shí)間為30 s；流量測(cè)量設(shè)備采用Sinomeasure電磁流量計(jì)，精度為0.3%。

3 原設(shè)計(jì)方案的體型特點(diǎn)和水力特性

3.1 體型根據(jù)規(guī)范[15]，管道引水條件下前池平面擴(kuò)散角宜在20°～40°之間（圖2（a））。但本文所述的前池平面上采用無(wú)擴(kuò)散的180°角設(shè)計(jì)，且原型中在流動(dòng)方向上的縱向長(zhǎng)度僅為14.1 m，而橫向長(zhǎng)度達(dá)到了72.7 m，形成了超窄進(jìn)水前池（圖2（b））。由于縱向距離很短，水體由引水隧洞進(jìn)入前池后很難擴(kuò)散均勻，形成了變角度的側(cè)向取水。如按規(guī)范推薦的最大40°擴(kuò)散角設(shè)計(jì)，開挖量為現(xiàn)有方案的3.5倍左右，增加工程量約6.2萬(wàn)m3（設(shè)計(jì)總深度24 m）。此外，前池規(guī)模的大幅縮小也有利于降低清理雜質(zhì)和水生物附著的工作量，減小后期維護(hù)成本。

圖2 前池規(guī)范推薦體型和設(shè)計(jì)體型開挖面積對(duì)比

3.2 流態(tài)由于前池縱向長(zhǎng)度極小，而進(jìn)水隧洞出口流速較大（2.2m/s），因此水體流出進(jìn)水隧洞后，直接沖擊前池的邊墻。在垂向上，形成由底部向水面的水體紊動(dòng)和顯著的水體壅高；在橫向上，受邊墻的阻擋作用，水體在靠近機(jī)組進(jìn)水口位置，向左右兩側(cè)分水，主流再由縱向轉(zhuǎn)為橫向，在大型機(jī)組前池內(nèi)形成對(duì)稱的2個(gè)大面積強(qiáng)回流區(qū)（圖3）。因此，原設(shè)計(jì)方案形成了前池集中進(jìn)水和泵房分布式取水，且進(jìn)、取水流道軸線相差較大，前池中的主流方向在短距離內(nèi)由縱向轉(zhuǎn)為橫向?qū)е铝似?、水體壅高、大范圍強(qiáng)回流和流速分布不均等問(wèn)題。前池中的上述流態(tài)不僅易于導(dǎo)致前池中出現(xiàn)泥沙淤積、海上漂浮物和水生物滯留等不利情況，以及導(dǎo)致大型機(jī)組水泵吸水室內(nèi)存在明顯的不對(duì)稱進(jìn)流和第二類表面漩渦（圖4），對(duì)循環(huán)水泵和鼓網(wǎng)的長(zhǎng)期安全和穩(wěn)定運(yùn)行不利。

相比大型機(jī)組的前池，各工況下小型機(jī)組前池內(nèi)的水體流態(tài)則基本穩(wěn)定，陣發(fā)性的水體壅高現(xiàn)象不明顯，僅在百年一遇低潮位下有低強(qiáng)度的回流現(xiàn)象；小型機(jī)組吸水室內(nèi)的流態(tài)也基本穩(wěn)定，偶發(fā)第一類表面渦。這主要是因?yàn)樾⌒蜋C(jī)組雖然與大型機(jī)組共用前池但采用了隔板阻隔，因此減少了大型機(jī)組前池不利流態(tài)的影響。

3.3 流速分布在最不利的百年一遇低潮位工況下，主要測(cè)量斷面法線方向的流速分布如圖5所示。小型機(jī)組雖然取水流量較低，但是在一側(cè)貼建，其流道各斷面流速的流速分布情況也是研究的重點(diǎn)之一。經(jīng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，雖然小型機(jī)組在前池進(jìn)口處的流速分布均勻上稍差，但是沿流向方向的縱向長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于橫向，因此經(jīng)過(guò)沿程整流，至吸水室最近的斷面E和F，斷面流速平均值分別為0.25m/s和0.26m/s，基本相同，未出現(xiàn)明顯的偏流現(xiàn)象。大型機(jī)組流道各測(cè)量斷面的流速分布均勻性較差，特別是流道進(jìn)口斷面G的平均流速（0.50m/s）達(dá)到了斷面H的2.5倍左右，兩側(cè)流道存在著明顯的不對(duì)稱進(jìn)流，對(duì)旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)和水泵的運(yùn)行安全不利。

圖3 2號(hào)大型機(jī)組前池的流態(tài)

圖4 原設(shè)計(jì)方案大型機(jī)組吸水室內(nèi)的流態(tài)

圖5 原方案百年一遇低潮位條件下過(guò)水?dāng)嗝娣ň€方向的流速分布

4 優(yōu)化方案的體型特點(diǎn)和水力特性

4.1 體型為解決上述問(wèn)題，嘗試了在隧洞出口設(shè)置擋板、分流墩等多種措施，但是由于隧洞出口流速較大，前池縱橫比極小，前池流態(tài)對(duì)上述結(jié)構(gòu)的位置非常敏感，很難達(dá)到均勻分流的效果，前池中仍然會(huì)存在較大面積的回流區(qū)。通過(guò)系統(tǒng)的分析，提出了半圓型擴(kuò)散墩和懸空隔板組合的結(jié)構(gòu)體型以改善前池的水力性能，其結(jié)構(gòu)體型和布置具體如圖6所示。

半圓型擴(kuò)散墩設(shè)置在引水隧洞出口，其圓心為進(jìn)水隧洞的中心點(diǎn)，中心線半徑為4.9 m；在開孔方式上雖然非均勻開孔（中部小角度開孔，至兩側(cè)逐漸擴(kuò)大開孔角度）時(shí)的擴(kuò)散效果可能更好，但是從施工便利性考慮最終還是采用均勻開孔，總開孔數(shù)量為9個(gè)，開孔高度為9.0 m，各開孔的角度為10°，半圓形擴(kuò)散墩與前池墻體連接處從結(jié)構(gòu)強(qiáng)度考慮將墩體角度設(shè)置為13°，其余的墩體角度為8°。懸空隔板設(shè)置在擴(kuò)散墩左右兩側(cè)，底部的懸空高度為5.0 m，距擴(kuò)散墩的中心線1.4 m。除了整流消能的作用，前池內(nèi)設(shè)置懸空隔板的另一個(gè)優(yōu)點(diǎn)是可將前池的上下游邊墻連為整體，減小前池的橫向跨度，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)有利于滿足抗震要求。

4.2 流態(tài)在優(yōu)化方案情況下，水體流出引水隧洞后，受到半圓型擴(kuò)散墩的阻擋作用，先在擴(kuò)散墩內(nèi)旋滾消能，再由擴(kuò)散墩之間的開孔進(jìn)入消力井，同時(shí)向兩側(cè)擴(kuò)散。兩側(cè)的懸空隔板可在前池中形成消力井式結(jié)構(gòu)，當(dāng)水體流出擴(kuò)散墩后，在消力井內(nèi)的橫向和垂向兩個(gè)維度上再次旋滾消能，此后通過(guò)懸空隔板的底部均勻、有壓出流（圖7），以抑制前池內(nèi)水體的壅高和消除大面積的回流區(qū)，并改善各機(jī)組流道各進(jìn)水口的流速分布。

圖6 優(yōu)化方案中半圓型擴(kuò)散墩和懸空隔板的具體布置

圖7 半圓型擴(kuò)散墩和懸空隔板組合體型的流線示意圖

在最不利的百年一遇低潮位和常遇的平均低潮位工況下，大型機(jī)組前池和吸水室內(nèi)的流態(tài)分別如圖8和圖9所示。相比于原設(shè)計(jì)方案（圖3和圖4），優(yōu)化方案情況下前池中的流態(tài)得到大幅改善，即使在最不利的百年一遇低潮位工況下，也基本消除了水體的壅高現(xiàn)象和大范圍的強(qiáng)回流區(qū)，也未觀察到漩渦滯留的情況出現(xiàn)；水面處釋放的示蹤粒子（圖中圓圈所示）分布均勻；大型機(jī)組旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)外的吸水室內(nèi)僅間歇性出現(xiàn)第1類表面渦，優(yōu)于規(guī)范[15]的要求。在電站運(yùn)行常遇的平均低潮位工況，相比百年一遇低潮位工況水深升高1.69 m，水體紊動(dòng)強(qiáng)度減弱，此時(shí)的整體流態(tài)要優(yōu)于百年一遇低潮位工況。

圖8 優(yōu)化方案2號(hào)大型機(jī)組前池中的流態(tài)

圖9 優(yōu)化方案大型機(jī)組吸水室內(nèi)的流態(tài)

4.3 流速分布和局部水頭損失根據(jù)原設(shè)計(jì)方案的試驗(yàn)結(jié)果，優(yōu)化方案重點(diǎn)關(guān)注了百年一遇低潮位和平均低潮位工況下斷面E—J的流速分布（圖10和圖11）。百年一遇低潮位工況下，在過(guò)水?dāng)嗝娴姆ㄏ蚍较蛏?，小型機(jī)組吸水室斷面E和F流速分布的均勻性比原設(shè)計(jì)方案有所改善，流速標(biāo)準(zhǔn)差分別由0.02m/s和0.04m/s降至0.01m/s和0.02m/s；大型機(jī)組流道進(jìn)口斷面G和H的測(cè)點(diǎn)流速平均值之比由原方案的2.5倍降為優(yōu)化后的1.32倍，不對(duì)稱進(jìn)流現(xiàn)象得到很大改善；斷面G流速標(biāo)準(zhǔn)差由0.07m/s降為0.03m/s，斷面H流速標(biāo)準(zhǔn)差由0.09m/s略升為0.10m/s，斷面流速分布的均勻性總體得到改善（具體見對(duì)比表1）。對(duì)于直接關(guān)系到旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)穩(wěn)定運(yùn)行的吸水室進(jìn)口斷面I和J，優(yōu)化后過(guò)水?dāng)嗝娣ň€方向上的平均流速分別為0.30和0.29m/s（三維總合成流速分別為0.40m/s和0.43m/s），這說(shuō)明吸水室進(jìn)水流道兩側(cè)的進(jìn)流基本一致，消除了原設(shè)計(jì)方案中對(duì)旋轉(zhuǎn)濾網(wǎng)運(yùn)行不利的不對(duì)稱進(jìn)流。

在電站運(yùn)行常遇的平均低潮位工況，斷面E和F的流速分布均勻，基本呈對(duì)稱進(jìn)流，流速標(biāo)準(zhǔn)差與百年一遇低潮位基本相同；斷面G和H的測(cè)點(diǎn)流速平均值之比進(jìn)一步下降至1.24，流速標(biāo)準(zhǔn)差分別下降至0.02m/s和0.09m/s，進(jìn)流的均勻性也進(jìn)一步改善（表1）。吸水室進(jìn)口斷面I和J 過(guò)水?dāng)嗝娣ň€方向上的平均流速分別為0.31m/s和0.29m/s（三維總合成流速均為0.37m/s），也基本處于對(duì)稱進(jìn)流的狀態(tài)。

圖10 優(yōu)化方案百年一遇低潮位條件下過(guò)水?dāng)嗝娣ň€方向的流速分布

圖11 優(yōu)化方案平均低潮位條件下過(guò)水?dāng)嗝娣ň€方向的流速分布

表1 原方案和優(yōu)化方案下斷面E～H測(cè)點(diǎn)平均流速和標(biāo)準(zhǔn)差對(duì)比表

經(jīng)過(guò)測(cè)量，優(yōu)化方案取水隧洞出口與4A機(jī)組前池間的水位差約為18 cm（原型值）。根據(jù)參考文獻(xiàn)[18]，設(shè)計(jì)方案下前池突擴(kuò)斷面的局部水頭損失系數(shù)為0.84，隧洞出口流速為2.2m/s，則局部水頭損失計(jì)算值為0.21 m，因此優(yōu)化方案并未明顯增大進(jìn)水隧洞至前池的水頭損失，這有利于降低水泵的運(yùn)行成本。

5 結(jié)論

以單進(jìn)流條件下，縱橫比為0.193，進(jìn)流平面擴(kuò)散角為180°的某核電站超窄聯(lián)合泵房前池為研究對(duì)象，針對(duì)原設(shè)計(jì)方案中前池集中進(jìn)水和泵房分布式取水所導(dǎo)致的偏流、水體壅高、大范圍強(qiáng)回流和流速分布不均等問(wèn)題，提出了半圓形擴(kuò)散墩和懸空隔板相結(jié)合的水力性能優(yōu)化措施。經(jīng)優(yōu)化后：（1）在最不利的百年一遇低潮位工況下，基本了消除前池中的水體壅高和大范圍的強(qiáng)回流區(qū)；大型機(jī)組流道進(jìn)口斷面G和H的測(cè)點(diǎn)流速平均值之比，由原方案的2.5倍降為優(yōu)化后的1.32倍；吸水室進(jìn)口斷面I和J法線方向上的平均流速分別為0.30和0.29m/s（三維總合成流速分別為0.40和0.43m/s），基本消除了原方案中的不對(duì)稱進(jìn)流。（2）在電站運(yùn)行常遇的平均低潮位工況下，斷面I和J過(guò)水?dāng)嗝娣ň€方向上的平均流速分別為0.31和0.29m/s（三維總合成流速均為0.37m/s），也基本一致。（3）大型機(jī)組吸水室內(nèi)的表面渦強(qiáng)度由第二類降為偶發(fā)第一類。研究成果可為采用類似結(jié)構(gòu)型式的泵房前池水力性能優(yōu)化提供參考。