王芳芳，吳時(shí)強(qiáng)，肖 瀟，況曼曼

(1. 南京水利科學(xué)研究院，江蘇南京 210029； 2. 河海大學(xué)，江蘇南京 210098； 3. 長(zhǎng)江科學(xué)院，湖北武漢 430010)

泵站布置形式按照進(jìn)水方式不同可分為正向進(jìn)水和側(cè)向進(jìn)水兩種[1]。但是，受來流條件、實(shí)際地形和其他客觀因素的限制，有時(shí)不得不采用側(cè)向進(jìn)水的布置形式[2]。側(cè)向進(jìn)水指前池來流方向和前池中的主流方向存在夾角，此時(shí)由于彎道水流的運(yùn)動(dòng)特性在前池中容易產(chǎn)生主流脫壁、回流、漩渦等不良流態(tài)，難以形成良好的水泵進(jìn)水條件[2]，影響泵站機(jī)組的安全運(yùn)行。

側(cè)向進(jìn)水泵站前池水流流動(dòng)現(xiàn)象比較復(fù)雜，屬于側(cè)向取水的水力現(xiàn)象，側(cè)向取水水力特性研究已經(jīng)取得一定的成果。數(shù)值模擬方面，針對(duì)側(cè)向取水現(xiàn)象，H.Chen等[3-4]采用的是二維紊流模型，不能很好地反映前池流場(chǎng)的三維特性；V.S.Neary等[5]進(jìn)行了三維層流數(shù)值模擬；R.I.Issa等[6]首次用三維紊流模型模擬了T型分叉結(jié)構(gòu)的兩相流，用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型封閉三維雷諾平均的Navier-Stokes方程，采用壁函數(shù)處理固定邊界；V.S.Neary等[7]考慮了高低雷諾數(shù)對(duì)壁函數(shù)的影響，采用κ-ε紊流模型對(duì)橫向取水口的內(nèi)部水流進(jìn)行了數(shù)值模擬；曹繼文等[8]用各向異性的雷諾應(yīng)力模型封閉方程組，研究了明渠岸邊橫向取水口水流特性。針對(duì)正向取水口進(jìn)水前池，林錦霖[9]采用基于VOF方法的紊流模型對(duì)高水頭小流量電站進(jìn)水前池流場(chǎng)進(jìn)行了三維模擬，劉超等[10]分析了底坎設(shè)置對(duì)整流效果的影響。而側(cè)向進(jìn)水口水流流態(tài)要復(fù)雜得多，印超等[11]用三維數(shù)值模擬分析彎道連接的進(jìn)水前池設(shè)置底坎和導(dǎo)流板的整流效果，彎道與岔道有著本質(zhì)的區(qū)別，同時(shí)并未考慮前池整流措施對(duì)渦量分布和水頭損失的影響。

本文以古德洛爾電廠一期工程[12]側(cè)向進(jìn)水前池和部分明渠為研究對(duì)象，利用三維紊流數(shù)值模型，分析了整流措施對(duì)水流流速和渦量的影響，提出了改善前池流態(tài)的整流措施。古德洛爾電廠一期工程采用帶機(jī)力通風(fēng)冷卻塔的海水循環(huán)水系統(tǒng)，設(shè)一座循環(huán)水泵房，安裝循環(huán)水泵4臺(tái)(3 用 1 備)，每臺(tái)流量3 500 m3/h；海水淡化水泵3臺(tái)(2 用 1 備)，每臺(tái)流量590 m3/h；消防水泵1臺(tái)，水泵流量410 m3/h。

1 三維紊流數(shù)學(xué)模型

1.1 基本方程

泵站進(jìn)水前池水流屬?gòu)?fù)雜的三維紊流流態(tài)，可采用雷諾方程描述，并利用RNGκ-ε雙方程紊流模型封閉Reynolds方程，形成泵房流道三維水流數(shù)學(xué)模型控制方程。方程組包括：

(1)

(2)

(3)

(4)

1.2 數(shù)值方法和邊界條件

控制方程采用有限體積法進(jìn)行離散，采用SIMPLEC算法計(jì)算流場(chǎng)。邊界條件為：(1)進(jìn)口邊界：泵站進(jìn)口處，流速和壓強(qiáng)條件未知，假設(shè)充分發(fā)展流動(dòng)，采用自由出流邊界條件；(2)出口邊界：泵站出口處采用速度入口邊界條件，通過給定流量定義各出口流速值；(3)邊壁處理：采用壁面函數(shù)法處理；(4)自由表面：泵站流量很小，水面變化不會(huì)很大，可采用剛蓋假定方法處理自由表面。

1.3 網(wǎng)格劃分

圖1 古德洛爾電廠一期工程修改方案Fig.1 Modified phase-Ⅰ program of Cuddalore pumping station

古德洛爾電廠一期工程為側(cè)向前池進(jìn)水，原方案中未設(shè)置上部岔道(二期取水渠道)，且未增設(shè)導(dǎo)流孔、立柱和胸墻的部分。由于一期與二、三期取水明渠共用，導(dǎo)致一期取水水流流態(tài)復(fù)雜化。對(duì)泵站進(jìn)水流態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬，分析泵站前池流態(tài)、流速分布、漩渦等水力特性，最終提出變直道為岔道及在前池入口增設(shè)一排整流孔和在泵站入口加設(shè)胸墻措施，分別用來減小二、三期引水對(duì)一期泵房流道前池的影響和調(diào)整橫斷面流速、渦量分布不均情況，修改方案見圖1。

鑒于電廠泵站前池幾何形狀較為復(fù)雜，為滿足計(jì)算精度要求，計(jì)算范圍包含了部分引水明渠溝，并與前池一起進(jìn)行了網(wǎng)格布置。前池區(qū)域由于其形態(tài)復(fù)雜采用了非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格布置，局部加密網(wǎng)格，網(wǎng)格單元最小尺寸為0.2 m，引水明渠和進(jìn)水流道均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格布置，網(wǎng)格單元最小尺寸為0.5 m，垂向分層剖分。原方案劃分網(wǎng)格總數(shù)約為3.7×105個(gè)，修改方案網(wǎng)格數(shù)增加約5.3×105個(gè)，修改方案前后劃分網(wǎng)格見圖2。

(a) 原方案 (b) 修改方案圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh generation

2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的可靠性，選定一、二期流量均為12 090 m3/h工況，分別選取了典型斷面平均流速矢量的物理模型實(shí)測(cè)結(jié)果與數(shù)學(xué)模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。圖3(a)標(biāo)注了選取的典型控制斷面位置(斷面A～D)。由圖3(b)～3(e)可見，計(jì)算結(jié)果與物模試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，誤差基本在20%以內(nèi)，這表明數(shù)學(xué)模型及選用的參數(shù)是合理的，可用于模擬流道復(fù)雜水流流態(tài)。

(a) 各斷面位置 (b) 斷面A速度分布 (c) 斷面B速度分布

(d) 斷面C速度分布 (e) 斷面D速度分布圖3 模型驗(yàn)證Fig.3 Model verification

3 前池水流特性分析

3.1 流場(chǎng)分析

通過比較方案修改前后進(jìn)水前池水流流向流速分布(圖4)可看出，原方案流速分布存在較大的偏流現(xiàn)象，主流靠近右岸，最大流速達(dá)到0.3 m/s，而左岸流速僅為0.1 m/s左右，中間偏右位置急劇過渡；修改后方案進(jìn)水前池整體流速分布比較均勻?？梢姡鲈O(shè)整流孔措施可以有效糾正泵站前池水流偏流現(xiàn)象，改善流速分布不均衡的不良流態(tài)。

泵站進(jìn)水前池水流均勻程度對(duì)整個(gè)前池流態(tài)影響較大，特別是偏流嚴(yán)重會(huì)在前池內(nèi)產(chǎn)生大范圍的漩渦和回流，導(dǎo)致水泵機(jī)組振動(dòng)等。為了定量分析修改方案對(duì)流速分布均勻程度的影響，取前池典型橫斷面流速分布，以斷面流速分布均勻度Vu為目標(biāo)函數(shù)，進(jìn)一步分析方案修改前后流態(tài)改善情況。因?yàn)榍俺剡M(jìn)水口處斷面流速分布均勻程度直接決定了下游泵站進(jìn)口處流速分布，所以取距前池進(jìn)口6 m處(整流孔稍下)斷面分析修改后前后斷面流速分布特征，如圖5所示。由圖5可見，原方案流速分布在右岸局部集中較大，左岸整體流速較小，左右比例約為1:7，偏流較為嚴(yán)重，而修改方案斷面流速分布整體均勻，有明顯的波峰、波谷交替現(xiàn)象，這是因?yàn)閷?dǎo)流孔間隔排列的作用，隨著水流沿程調(diào)整可以更加均勻。

(a) 原方案 (b) 修改方案圖4 三維流速等值線分布Fig.4 Contour of 3-D velocity distribution

(a) 原方案 (b) 修改方案圖5 典型斷面流速分布Fig.5 Velocity distribution along the typical cross-sections

建立斷面流速矢量分布均勻度Vu目標(biāo)函數(shù)：

(5)

計(jì)算可得，原方案典型斷面的底層、中層和表層流速分布均勻度分別為32%，31%和32%；修改方案的分別為45%，46%和71%，較修改方案分別增加41%，48%和122%。

3.2 漩渦特征分析

流速不均勻分布會(huì)引起前池內(nèi)整個(gè)區(qū)域的漩渦，如果流速比較大，整體漩渦會(huì)加劇前池內(nèi)水流紊亂，同時(shí)吸入雜質(zhì)進(jìn)入泵站入口，易造成水泵的堵塞、磨損加劇等危害，嚴(yán)重影響泵站安全運(yùn)行。圖6給出了前池渦量場(chǎng)分布情況。由圖6(a)知，原方案水流慣性作用必然會(huì)引起前池內(nèi)整個(gè)區(qū)域的大漩渦，橫向流動(dòng)嚴(yán)重，修改方案(圖6(b))采用整流孔和整流墩聯(lián)合使用，可看到整流后進(jìn)水前池內(nèi)流線分布得到很好地改善，橫向流速基本消除，泵站入口水流平順。

取進(jìn)水前池典型的3個(gè)縱斷面(沿水流方向)渦量分布，如圖7所示?？梢?，原方案渦量較大處集中在底坡變化處(圖7(a))，前池進(jìn)口和末端底坡變化處水流渦量增大。修改方案雖然導(dǎo)流孔消除了前池大范圍的漩渦(圖7(b))，但是也增大了附近局部水流渦量，延伸至下游又明顯減弱。為了保證泵站入口底部水流的流通性與均勻性，在前池末端泵站入口前增加胸墻來改善水流底部流態(tài)，比較可見，胸墻的設(shè)立有效地消除了前池末端處的渦量集中現(xiàn)象，保證胸墻后底部水流平順進(jìn)入泵站進(jìn)口區(qū)，同時(shí)，胸墻后區(qū)域墻底水流層出現(xiàn)強(qiáng)度較小的橫軸漩渦，渦體大、強(qiáng)度小，對(duì)入口流態(tài)影響不大。

(a) 原方案 (b) 修改方案圖6 三維流線分布Fig.6 Distribution of 3-D streamline

3.3 水頭損失

分別取方案修改前后進(jìn)水前池對(duì)稱四等分?jǐn)嗝鎦=4和y=12(見圖3(a))表層壓力值換算水面線高程(見圖8)，可得出整流措施特別是整流孔對(duì)水頭損失的影響，同時(shí)對(duì)稱面水面線高程還可以反映明渠進(jìn)口和前池內(nèi)水面分布特征。由圖8中y<0區(qū)域(即明渠內(nèi))4條水面線可知，前池進(jìn)口前明渠段在整流前后水面均沿程壅高，且修改后壅高坡降較原型增大；y>0區(qū)域(即前池內(nèi))，整流后由于局部水頭損失增大水面降低。此外，對(duì)比對(duì)稱斷面水面線可以看出前池內(nèi)水面基本水平。

4 結(jié) 語

(1)概述了泵站側(cè)向進(jìn)水前池?cái)?shù)值模擬研究進(jìn)展，鑒于橫向岔道不均勻取水前池流態(tài)復(fù)雜，需要進(jìn)行三維數(shù)值模擬研究；

(2)基于fluent軟件建立三維水流數(shù)值模型，模擬研究了泵站側(cè)向取水前池水流三維特性，由于彎道引起的水流偏流現(xiàn)象嚴(yán)重，前池形成大范圍漩渦，造成前池內(nèi)水面波動(dòng)較大，流態(tài)惡劣，影響下游機(jī)組運(yùn)行；

(3)以古德洛爾電廠一期工程為例，對(duì)比了方案修改前后側(cè)向前池進(jìn)水流態(tài)的流速、渦量和水面線分布特點(diǎn)，修改方案利用整流孔和立柱增加了前池進(jìn)口段水流流速分布的均勻性，大大消減了前池內(nèi)大范圍漩渦，保證了前池水面的平穩(wěn)，泵站進(jìn)口設(shè)立胸墻破壞局部漩渦、消除水面波動(dòng)，有效改善進(jìn)口水流條件。

參 考 文 獻(xiàn)：

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