羅燦，雷帥浩，袁堯，成立，杜康

(1.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇 揚州 225009；2.江蘇省水利科學研究院，江蘇 揚州 225000)

最新《全國水利發(fā)展統(tǒng)計公報》顯示，全國大中型泵站有4 652座，約占4.87%，其他皆為小型泵站.對于小型泵站而言，進水系統(tǒng)采用進水池居多.為了獲取良好的進水條件，進水池前需設置前池.當?shù)匦螚l件受限時，采用側(cè)向進水前池，其水流與進水池水流方向不一致，池內(nèi)易形成回流、旋渦等不良流態(tài)[1].針對側(cè)向進水前池和進水池內(nèi)的不良流態(tài)，國內(nèi)學者做了大量的研究工作.資丹等[2]采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場測試的方法分析了組合式導流墩在大型泵站前池和進水池流態(tài)改善的作用；羅燦等[3]采用數(shù)值模擬和試驗研究的方法分析了導流墩在非對稱式閘站結(jié)合式泵站前池的整流效果；徐波等[4]采用數(shù)值模擬的方法研究了導流墩幾何參數(shù)對閘站合建樞紐通航水流條件的影響；馮建剛等[5]通過水力模型試驗發(fā)現(xiàn)，在前池布設導流墩可有效地改善池內(nèi)流態(tài)；成立等[6]開展了Y形導流墩幾何參數(shù)對前池流態(tài)改善效果的數(shù)值模擬研究；徐存東等[7]采用數(shù)值模擬的方法分析了壓水板對前池流態(tài)的改善作用；于永海等[8]利用數(shù)值模擬的方法分析比較了導流板幾何參數(shù)對前池的整流效果.這表明導流板和導流墩在池內(nèi)改善中都具有重要的作用，但采用導流板和導流墩進行聯(lián)合整流的研究較少.

某泵站設計流量為6 m3/s，根據(jù)《泵站設計規(guī)范》，該泵站為小(1)型泵站[9].該泵站將船閘和泵站合建，為典型的閘站式泵站，泵站前池兼顧通航功能，若涉及整流，無法在前池中布設整流措施.因此，文中圍繞泵站進水池內(nèi)存在的不良流態(tài)，設置不同的整流措施，并對其整流效果展開數(shù)值模擬分析，研究結(jié)果可為同類泵站流態(tài)的改善提供參考.

1 數(shù)值計算方法

1.1 控制方程

文中將水作為不可壓縮流體，進水池內(nèi)的雷諾數(shù)Re=4.4×105，因此泵站進水池內(nèi)的流動為充分發(fā)生的紊流.忽略熱能量交換，采用包括連續(xù)性方程和動量方程在內(nèi)的RANS控制方程去描述該流動，同時采用RNGk-ε湍流模型對方程進行封閉，離散方程組采用分離求解器進行求解.連續(xù)性方程和動量方程分別為

(1)

(2)

式中：ui，uj為各方向速度分量；xi，xj為坐標分量；p為壓力；ρ為水體密度；g為重力加速度；v為水體運動黏性系數(shù)；vt為湍動黏性系數(shù).

1.2 計算域

該泵站共有4臺機組，兩側(cè)各有1個備用進水池，每個進水池內(nèi)設1臺軸流泵機組，單泵設計流量為1.5 m3/s，泵站設計流量為6 m3/s.計算域包括前池、進水池和進水管，如圖1所示，圖中D為進水管直徑，喇叭管進口直徑為1.4D，進水管懸空高(進水管口至底板的距離)為D，后壁距(進水管至后壁的距離)為D，水深為4D，進水池水下體積為單泵設計流量的71.42倍，完全符合設計規(guī)范，沿前池水流方向?qū)⑦M水池依次標記為1#—4#.

圖1 計算域示意圖

1.3 邊界條件設置

取水流進水處為計算域的進口，設置質(zhì)量流量進口，進口流量設置為6 000 kg/s；取進水管出口作為計算域的出口，設置自由出流條件，參考壓力為101.325 kPa；液面設為對稱邊界條件；其他壁面設置為Wall，采取標準壁面函數(shù)處理；采用一階迎風格式，收斂精度為10-4.

1.4 網(wǎng)格無關性

在ANSYS Mesh中采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格依次對前池和進水池進行網(wǎng)格離散.由于網(wǎng)格的數(shù)量和質(zhì)量對數(shù)值計算結(jié)果影響很大，需對其開展無關性分析，為此剖分了8組網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別為15.1萬,46.8萬,81.4萬,111.8萬,183.1萬,265.5萬,345.1萬和421.3萬.

圖2為網(wǎng)格劃分示意圖.圖3為不同網(wǎng)格方案下的水力損失，當網(wǎng)格數(shù)量N超過183.1萬時，水力損失Δh誤差在±2%以內(nèi)，因此采用該網(wǎng)格開展計算.

圖2 網(wǎng)格劃分示意圖

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下的水力損失

將總水力損失作為特征參數(shù)，可采用式(3)利用進、出口的總壓來計算總水力損失，即

(3)

式中：Δh為總水力損失；pin為進口處總壓強，Pa；pout為出口處總壓強，Pa；ρ為水的密度，取1.0×103kg/m3；g為重力加速度，取9.8 m/s2.

2 特征斷面和流態(tài)評價指標

2.1 特征斷面選取

圖4為各方案整流措施，圖中L1為進水池長度；L2為J型導流墩尾端距進水管中心線的距離；L3為J型導流墩直線段長度；L4為J型導流墩直線段與圓弧段間距；L5為J型導流墩圓弧段尾端直線段長度；L6為翼型導流板的弦長(最大長度)；L7為翼型導流板的最大厚度；W1為進水池寬度；W2為J型導流墩直線段到進水池邊壁的距離；W3為J型導流墩的寬度；R為J型導流墩圓弧段內(nèi)圓半徑；α為翼型導流板仰角(翼弦與水平面的夾角)；β為J型導流墩圓弧段的角度；H1為下層翼型導流板距底板的高度；H2為中層翼型導流板與下層翼型導流板間距；H3為中層翼型導流板與上層翼型導流板間距；H4為上層翼型導流板距水面的高度.為了定性分析進水池面層、中層和底層流態(tài)，分別截取3個斷面，如圖4a所示.斷面1-1靠近水面，距底板高度H=3.5D；斷面2-2為中間斷面，距底板高度H=2.5D；斷面3-3靠近底板，距底板高度H=0.5D.為了定量分析吸水管前的流動狀況，順水流方向，在距吸水管中心線D處截取縱剖面4-4，如圖4a所示.

圖4 各方案整流措施

2.2 流態(tài)評價指標

對于縱剖面4-4，采用進水流道水力性能評判的目標函數(shù)，即軸向速度分布均勻度vau、速度加權平均角θ以及斷面平均軸向速度va進行定量分析.軸向速度分布均勻度vau用于判別特征斷面上軸向流速的分布均勻程度，其數(shù)值越接近100%，斷面流速分布越均勻；速度加權平均角θ用于表征斷面軸向速度與斷面的夾角，其數(shù)值越接近90°，流動平順性越好[1].

3 整流措施幾何特性

針對無措施時進水池內(nèi)存在的不良流態(tài)，文中共設計了3種整流措施，分別為翼型導流板、J型導流墩以及翼型導流板+J型導流墩，如圖4所示.翼型選用標準的NA012翼型，各整流措施的尺寸見表1，其中，各整流措施中導流墩的高度與水深相等.

表1 各整流措施位置及尺寸

4 計算結(jié)果分析

4.1 橫斷面流態(tài)分析

圖5為各方案進水池面層的流線分布及速度v云圖.從圖5a可以看出，原方案下1#—3#進水池流態(tài)紊亂，尤其是進水池左側(cè)存在大尺度的回旋區(qū)(圖中紅色虛線)，其中3#進水池后壁處存在水流回旋，2#和4#進水池后壁池可能形成水流回旋.

針對原方案進水池內(nèi)流態(tài)紊亂，方案1在進水池進口處設置翼型導流板，可以破壞立面水流回旋，使得進水池流態(tài)得到很大改善，從圖5b可以看出，相比原方案，1#進水池大回旋明顯變小，2#和3#進水池大回旋區(qū)消失，僅在進水池后壁處形成很小的水流回旋.方案2在進水池進口處設置J型導流墩，其弧形部分切合側(cè)向進水水流，使水流流態(tài)更加均勻?qū)ΨQ.從圖5c可以看出，相比原方案，1#進水池大回旋明顯變小，2#和3#進水池大回旋區(qū)消失，進水池水流均勻?qū)ΨQ，僅在進水池后壁處形成很小的水流回旋.為了進一步改善進水池流態(tài)，方案3采用聯(lián)合措施“J型導流墩+翼型導流板”，從圖5d可以看到，進水池大回流消失，僅在后壁出現(xiàn)輕微的水流回旋，進水池整體水流流態(tài)均勻?qū)ΨQ.圖6為各方案中層的流線分布及速度云圖.

圖5 各方案面層流線分布

圖6 各方案中層流線分布

從圖6a可以看出，原方案下，1#—3#進水池左側(cè)均存在大面積的回流區(qū)，順前池主流方向進水池回流區(qū)逐漸變小，其中3#進水池后壁有水流回旋.從圖6b可以看出，經(jīng)方案1整流后，1#進水池回流區(qū)明顯減少一半，2#和3#進水池回流區(qū)消失，其中4#進水池后壁處有水流回旋.從圖6c可以看出，經(jīng)方案2整流后，1#進水池回流區(qū)大面積減少，2#和3#進水池回流區(qū)消失，其中4#進水池后壁處有水流回旋.從圖6d可以看出，經(jīng)方案3整流后，相比其他方案，進水池左側(cè)大回流消失，流態(tài)均勻?qū)ΨQ，僅在進水池后壁處出現(xiàn)水流回旋，整體流態(tài)好.

圖7為各方案底層的流線分布及速度云圖.從圖7a可以看出，原方案中1#和2#進水池左側(cè)均存在回流，3#和4#進水池流線平順.從圖7b可以看出，經(jīng)方案1整流后，1#進水池流態(tài)有所改善，2#進水池回流區(qū)消失.從圖7c可以看出，經(jīng)方案2整流后，1#進水池回流區(qū)明顯減少一半，2#進水池回流區(qū)消失.從圖7d可以看出，經(jīng)方案3整流后，相比其他方案，1#進水池流態(tài)有所改善，整體流態(tài)均勻?qū)ΨQ.

圖7 各方案底層流線分布

4.2 縱剖面流態(tài)分析

為了更好地分析各方案的整流效果，計算了各方案下進水池縱剖面的軸向流速分布均勻度、速度加權平均角和斷面平均軸向流速，計算結(jié)果如表2所示.由表2可以得知：① 各方案進水池縱剖面軸向流速分布均勻度隨進水池距前池進口距離的增加整體呈上升趨勢，原方案軸向流速分布均勻度上升趨勢較緩，其中1#進水池為73.17%，方案1軸向流速分布均勻度上升趨勢明顯，與原方案相比，4#進水池提高了10.31%.方案2軸向流速分布均勻度上升趨勢較原方案更為平緩，與原方案相比，2#進水池下降了5.51%.方案3軸向流速分布均勻度上升趨勢最為明顯，相比原方案，4#進水池提高了12.20%，因此方案3整流效果最好.② 原方案及方案2速度加權平均角與進水池距前池進口距離呈負相關關系，與原方案相比，方案2下降趨勢更加平緩，其中3#進水池相比原方案提高了0.2°，方案1及方案3速度加權平均角與進水池距前池進口距離并非單調(diào)變化關系，各方案3#進水池均為最優(yōu)，其中方案3數(shù)值最大，因此方案3整流效果亦最好.③ 原方案、方案2及方案3進水池斷面平均軸向流速隨進水池距前池進口距離的增加單調(diào)遞減，其中，原方案各進水池斷面平均軸向流速下降趨勢最為明顯，最大差值為0.059 m/s.方案2斷面平均軸向流速下降趨勢較緩，最大差值為0.019 m/s，方案3下斷面平均軸向流速更為平緩，最大差值僅為0.001 m/s，可忽略不計.但與其他方案相比，方案1變化趨勢不同，亦非單調(diào)變化關系，其中，2#進水池斷面平均軸向流速最小，綜合分析后，方案3整流效果最好.

表2 各方案縱剖面流態(tài)評價指標

圖8為各方案下進水池縱剖面軸向速度w云圖(從左至右依次為1#—4#進水池).從圖8a可以看出，原方案下各進水池縱剖面流態(tài)分布極度不均，且1#—3#進水池左側(cè)均存在負流速區(qū)，高速區(qū)均在右側(cè)；從圖8b可以看出，方案1下各進水池縱剖面流態(tài)分布有所提高，其中2#和3#進水池負流速區(qū)消失，1#進水池回流區(qū)明顯變小，高速區(qū)基本在進水池中間；從圖8c可以看出，方案2下各進水池縱剖面流態(tài)分布均勻，其中1#—3#進水池回流區(qū)大面積減少，高速區(qū)基本在進水池中間；從圖8d可以看出，方案3下各進水池縱剖面流態(tài)分布基本均勻，各進水池回流區(qū)消失，高速區(qū)在進水池中間.因此方案3整流效果最佳.

圖8 各方案進水池縱剖面軸向速度云圖

通過對比不同方案進水池縱剖面軸向流速分布均勻度、速度加權平均角、斷面平均軸向流速和軸向速度云圖可發(fā)現(xiàn)，方案3下進水池流態(tài)最好.

5 結(jié) 論

針對側(cè)向進水泵站進水池出現(xiàn)的大尺度回旋問題，提出了在進水池加設J型導流墩、翼型導流板以及J型導流墩+翼型導流板的整流措施，分別分析了3種整流措施對進水池的改善作用，得出如下結(jié)論：

1)原方案進水池均存在大尺度的回旋區(qū)，大回流區(qū)由進水池進口延伸至進水管前端，流態(tài)分布極度不均勻.

2)3種整流措施均可有效改善進水池流態(tài)，進水池大尺度回旋基本消失.J型導流墩的弧形部分很好地切合側(cè)向進水主流方向，并結(jié)合直線部分對水流有很好的導向作用；翼型導流板可以破壞水流回旋，并對水流有很好的平順作用.所選的J型導流墩+翼型導流板方案進水池縱斷面軸向流速分布均勻度整體大于其他方案，軸向流速分布均勻度可提高12.2%.

3)提出的3種整流措施均是在原有基礎上開展的創(chuàng)新性設計，結(jié)果和機理分析表明整流效果良好.研究成果不僅豐富了相關理論，拓展了整流措施的選擇，還可用于其他同類小型泵站，應用前景巨大.