閘站結(jié)合泵站前池流態(tài)優(yōu)化

奚 斌，鄭雅珍，段元鋒，楊 旭，魯 儒

(揚(yáng)州大學(xué) 水利科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 揚(yáng)州 225000)

1 研究背景

閘站結(jié)合的布置方式以布置緊湊、占地面少而被廣泛應(yīng)用，但容易使得樞紐運(yùn)行時(shí)的上下游水流流態(tài)復(fù)雜化。閘、站分別單獨(dú)運(yùn)行時(shí)，來流總是偏于一側(cè)。當(dāng)來流方向發(fā)生偏折后，易引發(fā)不良流態(tài)，出現(xiàn)大范圍回流區(qū)，并進(jìn)一步誘發(fā)泵站進(jìn)水口漩渦。不良的水流流場給工程運(yùn)行帶來不利影響。因此，對閘站結(jié)合式泵站工程的流態(tài)研究十分必要。

一些學(xué)者對閘站結(jié)合式水利樞紐的水力流動特性進(jìn)行了研究。陸銀軍等[1]通過延長隔墩，有效地將回流區(qū)上移，降低了橫向流速。Luo等[2]提出在前池內(nèi)加設(shè)置長導(dǎo)流墩，改善水流流態(tài)。此外，對于閘站結(jié)合式泵站，閘站結(jié)合處的導(dǎo)流墻將導(dǎo)致泵站前池流態(tài)更加復(fù)雜。為改善水流條件，學(xué)者們提出了多種整流措施[3-6]，其中不僅包含了單一形式的導(dǎo)流墩[7-8]、底坎[9-11]、立柱[12]和壓水板[13]等，也開始涉及組合式整流措施[14-16]。但由于每個(gè)工程的差異性，相對來說對組合式整流措施的研究較少，且研究中未關(guān)注同一進(jìn)水流道左右側(cè)流場差異。在進(jìn)流條件較復(fù)雜的閘站結(jié)合式泵站工程中，由于閘站間進(jìn)流的相互影響、空間布局結(jié)構(gòu)等原因，單一形式的整流措施往往不能達(dá)到良好的整流效果。

本文采用物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對某閘站前池和進(jìn)水池的流態(tài)進(jìn)行了研究。該工程前池、引渠較短，進(jìn)流條件較差，采用的閘站結(jié)合式布置方式使泵站進(jìn)流橫向流速較大。本文提出了多種整流方案，分別研究了其對泵站前池、進(jìn)水池流態(tài)的調(diào)整作用，其中包括一種組合式整流措施，可以為同類閘站的設(shè)計(jì)和更新改造提供參考。

2 物理模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图霸囼?yàn)方法

某閘站中泵站設(shè)計(jì)排澇流量為40 m3/s，設(shè)計(jì)凈揚(yáng)程0.98 m，泵站采用2臺豎井貫流泵，單泵流量為20 m3/s，與節(jié)制閘聯(lián)合調(diào)度運(yùn)行。節(jié)制閘共3孔，每孔凈寬6 m；泵站流道寬7.2 m，進(jìn)水池由厚1 m的中隔墩分隔成左右兩側(cè)，1號進(jìn)水流道靠近翼墻，2號進(jìn)水流道靠近閘站結(jié)合處的導(dǎo)流墻。閘站工程包括引渠、前池、進(jìn)水池、進(jìn)水流道和節(jié)制閘等。其中泵站布置在左岸，前池由長為12 m的1∶10的斜坡段和8 m的水平底坡組成，節(jié)制閘布置在右岸，閘站結(jié)合處由導(dǎo)流墻隔開。

為了研究閘站運(yùn)行時(shí)的水流流態(tài)，根據(jù)幾何相似、水流運(yùn)動相似和動力相似等準(zhǔn)則和相應(yīng)規(guī)程制作了研究對象的物理模型。采用幾何比尺30，則流速比尺、流量比尺和糙率比尺[17]分別為5.477、4 929.5和1.762 7。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶ㄒ?、前池、進(jìn)水流道、導(dǎo)流墻、節(jié)制閘、外海側(cè)、輔助泵、電磁流量計(jì)、循環(huán)管道、智能水位儀和配電箱等，裝置如圖1所示。通過電磁流量計(jì)采集數(shù)據(jù)和測量流量，并在單機(jī)組運(yùn)行時(shí)，通過出水口三角堰校核。采用智能水位儀測量水位，使用測壓管測量水位進(jìn)行同步校驗(yàn)。采用智能流速儀和數(shù)字粒子圖像測速(DPIV)進(jìn)行流速測定和分析，底部流場通過化學(xué)粒子示蹤法展示。進(jìn)水流道內(nèi)水流流態(tài)通過有色示蹤液的流動展示說明。模型采用控制單泵過流量(通過調(diào)節(jié)控制閥的開度來控制流量)，進(jìn)出水池水位、閘門啟閉以及開泵臺套數(shù)的方法，形成相應(yīng)運(yùn)行工況。然后通過DPIV技術(shù)和化學(xué)粒子示蹤液進(jìn)行流態(tài)采集，并將采集的試驗(yàn)數(shù)據(jù)利用圖像處理軟件進(jìn)行處理，得到對應(yīng)部位流場矢量云圖等。

圖1 模型試驗(yàn)裝置Fig.1 Model test devices

2.2 原方案存在的問題

經(jīng)模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)閘門關(guān)閉，兩臺機(jī)組同開，達(dá)到設(shè)計(jì)排澇流量40 m3/s時(shí)，原方案泵站前池存在以下幾個(gè)方面的問題：①可見明顯的回流區(qū)出現(xiàn)在前池導(dǎo)流墻左側(cè)，該回流區(qū)發(fā)生于導(dǎo)流墻頂端，發(fā)展并延續(xù)至站前，橫向?qū)挾瘸^前池寬度的1/5，如圖2(a)所示。②進(jìn)水池流態(tài)受前池內(nèi)的不良流態(tài)影響，致使在機(jī)組進(jìn)水池內(nèi)形成了第四類漩渦，其特征為表面下陷明顯，雜物落入后隨漩渦下沉并吸入取水口,對水泵的安全運(yùn)行極為不利，如圖2(b)所示。③流道進(jìn)水主流發(fā)生了嚴(yán)重偏折，進(jìn)水水流不順直。且前池水流進(jìn)入進(jìn)水池后，進(jìn)水池左右側(cè)流速偏差大；在進(jìn)水池左側(cè)注射示蹤液，示蹤液通過中隔墩開設(shè)的孔流入右側(cè)，說明進(jìn)水池右側(cè)流速明顯大于左側(cè)，如圖2(c)所示。

圖2 模型試驗(yàn)泵站流態(tài)Fig.2 Flow patterns of pump station in model test

為進(jìn)一步定量分析進(jìn)水池兩側(cè)流速差異，選取各流道左右側(cè)斷面中心線作為測線所在位置，測量其0.6倍水深處測點(diǎn)軸向流速，從右往左依次標(biāo)記為A、B、C、D四個(gè)特征點(diǎn)(見圖3)，試驗(yàn)中進(jìn)行了多次測速，測速結(jié)果如表1所示。

表1 進(jìn)水池兩側(cè)軸向流速差異分析Table 1 Analysis of axial velocity difference between two sides of intake tank

圖3 測點(diǎn)位置示意圖Fig.3 Location of measuring points

此外，引入兩側(cè)流速偏差度λ來衡量進(jìn)水池左右兩側(cè)流速偏差的程度，其表達(dá)式為

(1)

式中V1、V2分別為進(jìn)水流道左右兩側(cè)軸向流速(m/s)。

試驗(yàn)表明，進(jìn)水池左右兩側(cè)流速均存在一定偏差，特別針對二號流道，進(jìn)水池兩側(cè)軸向流速偏差度高達(dá)12.63%，致使進(jìn)泵水流流速均勻度差，易引發(fā)機(jī)組震動。實(shí)際工程中會影響機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行。

3 數(shù)值模擬優(yōu)化

為了對原設(shè)計(jì)方案進(jìn)行優(yōu)化，擬通過數(shù)值模擬先進(jìn)行整流方案優(yōu)選。故據(jù)某閘站工程建立與物理模型同比尺的數(shù)學(xué)模型。控制方程為連續(xù)性方程和動量方程(N-S方程)。經(jīng)計(jì)算，泵站前池內(nèi)的雷諾數(shù)為1.33×106，遠(yuǎn)大于3×104，流動處于高雷諾數(shù)湍流狀態(tài)，是一種充分發(fā)展的湍流。故在FLUNT中選取標(biāo)準(zhǔn)K-ε模型作為本文數(shù)值模擬的湍流模型，利用有限體積法對區(qū)域進(jìn)行離散化，采用壓力與速度耦合求解算法(SIMPLE算法)求解。最大迭代步數(shù)設(shè)置500步，各默認(rèn)監(jiān)控參數(shù)的收斂精度保持不變，即10-3。將引渠進(jìn)水?dāng)嗝孀鳛檫M(jìn)口，該斷面的流速可認(rèn)為是均勻分布，采用速度入口邊界條件，流量為40 m3/s；將進(jìn)水流道進(jìn)口斷面作為出口，采用自由出流條件。固體邊界均設(shè)為壁面邊界條件，為無滑移壁面，并采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)對壁面進(jìn)行處理。自由水面忽略自由液面與大氣層之間的熱交換，作對稱平面處理。

3.1 計(jì)算區(qū)域與網(wǎng)格

計(jì)算區(qū)域包括引渠、泵站前池、進(jìn)水池、節(jié)制閘等。采用UG10.0建立了該閘站的幾何模型，如圖4所示。數(shù)學(xué)模型流道進(jìn)口前的水深為0.197 m，為設(shè)計(jì)運(yùn)行水位。

圖4 閘站進(jìn)水部分三維模型Fig.4 Three dimensional model of intake part of sluice station

采用對幾何結(jié)構(gòu)邊界適應(yīng)性較強(qiáng)的四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,并利用Mesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分。經(jīng)過網(wǎng)格質(zhì)量評價(jià),發(fā)現(xiàn)當(dāng)網(wǎng)格單元總數(shù)為164.8×104，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)總數(shù)為30.3×104時(shí),網(wǎng)格質(zhì)量較好,可以滿足網(wǎng)格無關(guān)性檢查的要求。

3.2 數(shù)值模擬的可靠性分析

為驗(yàn)證數(shù)值模擬的合理性、可行性，保證后期提出的整流措施的可靠性,首先利用建立的數(shù)值計(jì)算模型對原設(shè)計(jì)方案的流場進(jìn)行數(shù)值模擬，然后將通過數(shù)值計(jì)算結(jié)果與物理模型試驗(yàn)獲得的流場進(jìn)行對比分析。以閘門關(guān)閉，兩臺機(jī)組同開，達(dá)到設(shè)計(jì)排澇流量40 m3/s時(shí)為數(shù)值模擬的計(jì)算工況和物理模型試驗(yàn)工況。

為了對物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比分析，選取了數(shù)值模擬的3個(gè)特征斷面進(jìn)行流態(tài)分析：面層水平剖面Z=0.157 m、0.6倍水深處水平剖面Z=0.063 m、底層水平剖面Z=0.010 m，如圖5(a)所示。圖5中的(b)、(c)、(d)分別為面層、0.6倍水深處、底層的前池、進(jìn)水池水平剖面流速云圖。

圖5 前池、進(jìn)水池水平剖面流速云圖Fig.5 Velocity contours of horizontal profile of forebay and intake basin

從圖5可以看出，不同水平剖面云圖均顯示，在導(dǎo)流墻左側(cè)即泵站前池，存在大范圍回流區(qū)。該回流區(qū)起始于導(dǎo)流墻前段，并延續(xù)到進(jìn)水池，其回流區(qū)橫向?qū)挾瘸^前池寬度的1/5。水流到達(dá)前池，流速明顯增大，且前池及進(jìn)水池流速分布十分不均。2號進(jìn)水池流速較1號進(jìn)水池流速大。

圖6為通過物理模型試驗(yàn)得到的原設(shè)計(jì)方案前池、進(jìn)水池面層與底層流場。從圖6可以看出，由于水閘閘門關(guān)閉，來流在引渠入口偏向泵站一側(cè)。后由于導(dǎo)流墻的存在，引起橫向流速，泵站前池靠導(dǎo)流墻一側(cè)出現(xiàn)大范圍低速回流區(qū)，且回流區(qū)一直延伸至站前。

圖6 模型試驗(yàn)前池流場云圖Fig.6 Flow fields of forebay in model test

通過物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬2種方法均能發(fā)現(xiàn)，在設(shè)計(jì)排澇工況下原方案中，導(dǎo)流墻左側(cè)有一個(gè)較大的回流區(qū)。進(jìn)水流道前，進(jìn)水主流發(fā)生了嚴(yán)重偏折。這是由于該處主流橫向流速較大，導(dǎo)流墻左側(cè)回流的影響，從而引起水流流動方向偏斜。由此可以看出通過數(shù)值模擬得到的回流區(qū)無論從面積大小和發(fā)生位置都和模型試驗(yàn)的結(jié)果基本一致，水流流向和前池主流偏流情況也基本一致。這說明該數(shù)學(xué)模型可較準(zhǔn)確地展示該工程流場特性，可以用于分析其他整流措施下的流態(tài)。

4 方案優(yōu)化研究

4.1 優(yōu)化方案建立

為探究合適的整流措施，設(shè)計(jì)了多個(gè)優(yōu)化方案，不同方案整流措施見表2。采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)仿真技術(shù)對4種整流方案前池和進(jìn)水池進(jìn)行流場分析。其中整流方案1的措施是在閘站間導(dǎo)流墻上增設(shè)1.8 m×1.8 m的通水孔；整流方案2，延長原閘站間的導(dǎo)流墻，同時(shí)在導(dǎo)流墻前部增設(shè)1.8 m×1.8 m的通水孔；整流方案3，在整流方案2的基礎(chǔ)上，在斜坡前增加了Y型導(dǎo)流墩。整流方案4，在整流方案3的基礎(chǔ)上增設(shè)了和中隔墩同寬的沿流向?qū)Я骺?，形成組合式整流。各整流措施布置圖及尺寸等如圖7所示。

表2 不同方案整流措施Table 2 Rectification measures of different schemes

圖7 泵站前池整流措施示意圖Fig.7 Schematic diagram of flow-rectifying measures for forebay of pumping station

4.2 優(yōu)化方案分析

4.2.1 流場分析

為了直觀地反映前池、進(jìn)水池的流態(tài)，通過數(shù)值模型得到了各方案對應(yīng)的面層流線圖及底層流場云圖(如圖8所示)，并與原方案進(jìn)行對比分析。

圖8 各方案軸向速度分布流線Fig.8 Streamlines of axial velocity of each scheme

各方案導(dǎo)流墻右側(cè)，即節(jié)制閘前所在區(qū)域，均存在一個(gè)大范圍的回流區(qū)，該區(qū)域水流繞過導(dǎo)流墻流入泵站前池。比較圖8(a)、8(b)可以看出：無整流措施時(shí)，主流被回流區(qū)嚴(yán)重壓迫，造成主流偏移。采取了整流方案1，通過在閘站結(jié)合處的導(dǎo)流墻上開設(shè)通水孔，有效縮小了回流的范圍，減小了其對泵站進(jìn)水流道進(jìn)口流態(tài)的影響。這是由于水流通過通水孔后產(chǎn)生翻滾，形成小范圍漩渦，減弱原有回流強(qiáng)度，起到改善偏流的作用。1號進(jìn)水流道前，前池水流方向基本不再偏斜，水流較為順直；但2號進(jìn)水流道前，前池水流偏折仍然較為嚴(yán)重，導(dǎo)流墻左側(cè)的回流仍然可見。整流方案1對于改善前池流態(tài)有一定幫助，但仍不能滿足要求。

為了進(jìn)一步優(yōu)化前池流態(tài)，采取了整流方案2，延長原閘站間的導(dǎo)流墻，同時(shí)在導(dǎo)流墻前部增設(shè)1.8 m×1.8 m的通水孔。比較圖8(b)、8(c)可以看出，導(dǎo)流墻左側(cè)的回流發(fā)生位置前移，位于導(dǎo)流墻前部，遠(yuǎn)離進(jìn)水流道，發(fā)生范圍得到進(jìn)一步縮小。水流在各進(jìn)水流道前基本趨于順直，前池水流方向不再嚴(yán)重偏斜，水流順直情況得到進(jìn)一步改善。

從圖8(d)、8(e)可以看出：整流方案3、4，無論是在斜坡前再增設(shè)Y型導(dǎo)流墩，還是Y型導(dǎo)流墩、沿流向?qū)Я骺埠屯ㄋ姿纬傻慕M合式整流措施，都對前池流態(tài)起到了非常良好的整流效果。由于Y型導(dǎo)流墩的分流挑流作用和沿流向?qū)Я骺驳恼?，使得前池水流能夠很好地進(jìn)行重新調(diào)整。同時(shí)使得導(dǎo)流墻左側(cè)的回流范圍進(jìn)一步縮小，過流能力得到提高，流速分布更加均勻，偏流現(xiàn)象基本消失。

4.2.2 流速均勻度分析

流道進(jìn)口斷面的流速均勻性是評判前池和進(jìn)水池整流效果的重要指標(biāo)。為了分析前池水流對流道進(jìn)口斷面流速的影響，引入流速分布均勻度Va的概念，對泵站前池整流效果進(jìn)行評價(jià)，其計(jì)算表達(dá)式為

經(jīng)計(jì)算，各方案的流道進(jìn)口斷面流速分布均勻度如表3所示。從表3可以發(fā)現(xiàn):由于主流偏折，在原方案中，2號流道右側(cè)進(jìn)口斷面的軸向速度分布均勻性最差，2號流道左側(cè)的軸向速度分布均勻性也受到影響;1號流道進(jìn)口斷面軸向速度分布較為均勻。4種優(yōu)化方案均改善了2號進(jìn)水流道的流速均勻度且1號流道流速均勻度較好。Y型導(dǎo)流墩和沿流向?qū)Я骺财鸬搅苏髯饔?，其改?號右側(cè)進(jìn)水池流態(tài)的同時(shí)也對2號左側(cè)進(jìn)水池產(chǎn)生影響，2號流道左右側(cè)斷面軸向速度分布均勻度分別提高了3.51和7.16個(gè)百分點(diǎn)。

表3 各方案流道進(jìn)口斷面上的軸向流速分布均勻度Table 3 Uniformity of axial velocity distribution in the inlet section of each scheme

表3的計(jì)算結(jié)果表明，1號流道進(jìn)口斷面和2號流道右側(cè)進(jìn)口斷面上的軸向流速分布均勻度較好。為進(jìn)一步判定整流效果，圖9給出了各整流措施下，2號流道左側(cè)進(jìn)口斷面上的軸向速度云圖。發(fā)現(xiàn)無整流措施時(shí)，該斷面上高速區(qū)發(fā)生偏移，位于斷面左側(cè)，右側(cè)速度梯度明顯小于左側(cè)，這是由于主流偏折導(dǎo)致的。采取整流方案1時(shí)，斷面流速分布得到改善，高速區(qū)向斷面中間移動，但總體仍偏向左側(cè)。分別采取整流方案2、3、4后，流速分布得到了明顯改善，高速區(qū)基本位于斷面的中心，且斷面流速梯度得到一定程度的優(yōu)化。由此可見，優(yōu)化整流方案能對前池、進(jìn)水池流態(tài)起到良好整流效果，其中組合式整流方案，具有明顯的優(yōu)越性。

圖9 各方案水泵進(jìn)口斷面上的軸向流速云圖Fig.9 Axial velocity contours of water pump inlet section in each scheme

5 推薦方案驗(yàn)證

根據(jù)數(shù)值模擬可知：優(yōu)化方案中，整流措施1—4均對前池及進(jìn)水池流態(tài)起到改善作用，其中組合式整流措施總體整流效果較好。

為進(jìn)一步定量分析數(shù)值計(jì)算的可靠度，評估優(yōu)化效果，對組合式整流方案在相同工況下(閘門關(guān)閉，兩臺機(jī)組同開，達(dá)到設(shè)計(jì)排澇流量)進(jìn)行了模型試驗(yàn)，并選取與原設(shè)計(jì)方案下相同位置測量其流速，從右往左也依次標(biāo)記為A、B、C、D 4個(gè)特征點(diǎn)，進(jìn)行多次測速。

由表4可以看出，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果整體趨勢基本一致，相對誤差較小。4個(gè)測點(diǎn)數(shù)值模擬軸向速度和物理模型試驗(yàn)測得對應(yīng)軸向流速最大相對誤差為7.4%，最小為0.64%。物理模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果一致，數(shù)值模擬結(jié)果可靠。優(yōu)化后，原設(shè)計(jì)方案中2號進(jìn)水池兩側(cè)流速偏差度由原來的12.63%下降為3.47%，均勻性大大提高，表明優(yōu)化方案對改善前池和進(jìn)水池不良流態(tài)是有效的。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，經(jīng)優(yōu)化后設(shè)計(jì)流量時(shí)，前池回流區(qū)縮小，主流順直，進(jìn)水池內(nèi)無明顯吸氣渦產(chǎn)生。且在單臺機(jī)組運(yùn)行時(shí)，前池內(nèi)漩渦基本消除，水泵進(jìn)流得到明顯改善。

表4 軸向流速數(shù)值計(jì)算誤差分析Table 4 Error analysis for numerical calculation of axial velocity at each measuring point

6 結(jié) 論

以某閘站為研究對象，針對閘站結(jié)合式水利樞紐，其前池、引渠較短，進(jìn)流條件較差的水利工程，利用物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對其前池和進(jìn)水池流態(tài)進(jìn)行了研究，得出以下結(jié)論：

(1)當(dāng)閘門關(guān)閉，兩臺機(jī)組同開，在設(shè)計(jì)排澇工況下，模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果均表明，泵站前池靠近導(dǎo)流墻一側(cè)，存在大范圍的回流區(qū)，引發(fā)了前池的不良流態(tài)，進(jìn)而嚴(yán)重影響了進(jìn)水池的流態(tài)，對水泵的穩(wěn)定運(yùn)行極為不利，需進(jìn)一步優(yōu)化。

(2)與原方案相比，延長閘站間導(dǎo)流墻并在其墻上開孔亦或增加Y型導(dǎo)流墩、沿流向?qū)Я骺驳却胧?，能有效改善?dǎo)流墻后回流產(chǎn)生的橫向斜流。

(3)在閘站結(jié)合處導(dǎo)流墻上開設(shè)通水孔、在泵站前池內(nèi)設(shè)置Y型導(dǎo)流墩和沿流向?qū)Я骺菜纬傻慕M合式整流措施，對前池流態(tài)改善效果顯著?？缮弦撇⒖s小回流區(qū)的范圍，改善主流偏流，提高進(jìn)水流道進(jìn)口流速均勻度。