多机组泵站侧向进水前池流态及整流措施分析

常鹏程，杨 帆，孙丹丹，李忠斌，沈强儒

（1.扬州大学水利科学与工程学院，江苏扬州 225009；2.徐州市水利建筑设计研究院，江苏徐州 221002；3.南通大学交通与土木工程学院，江苏南通 226019）

0 引 言

随着我国经济的快速发展，洪涝灾害造成的社会经济损失不断增加，为了减少洪涝灾害带来的损失，兴建排涝泵站防止洪涝灾害变得愈加重要。泵站进水前池按照其进水方向可分为正向进水前池和侧向进水前池，修建侧向进水前池的泵站占我国泵站工程的比例约为36%。当地形条件不能满足修建正向进水前池时，工程常采用侧向进水前池的布置形式，由于其进水方向与进水池轴线方向成斜交，易形成漩涡和回流等不良流态［1］，从而恶化进水条件，导致泵装置效率的降低，影响泵装置运行的安全稳定性，缩减水泵的使用寿命。国内外学者针对泵站前池、进水池做了大量的研究工作，如：采用数值模拟技术对泵站进水前池及进水池的内部流动规律开展研究［2-8］；基于CFD（Computational Fluid Dynamics）技术探究了导流墩、立柱和底坎等措施改善前池流态的效果［2-7］；采用物理模型试验或数值模拟和物理模型相结合的策略对泵站进水前池进行流态改善研究［9-14］；基于数值模拟技术研究前池内部大尺度漩涡产生机理及进水池内部涡带形成机理［15，16］。前人研究的泵站侧向进水前池，多以纵向底坡较缓的侧向进水前池为主，具有较大纵向底坡的侧向进水前池内流及改善措施的研究案例相对较少。本文所示翟山大沟泵站工程的侧向进水前池的入流方向与进水池轴线方向呈90°，其原设计方案前池的纵向底坡为0.425，基于CFD 技术对该侧向进水前池的内流场进行数值模拟，分析其流场特征并对前池调控措施的流场调控效果进行比对分析。

1 工程概况

翟山大沟泵站位于江苏省徐州市铜山区境内，为侧向进水泵站，该工程主要承担在暴雨季排出多余的降水，在旱季需保证农作物的正常需水，属于农业灌排泵站。泵站平面布置图见图1，引渠段长27.7 m，引渠的底高程为28.8 m，前池的坡长8.95 m，设计水位为29.91 m。该泵站共有4个进水池，进水池的长度为10.0 m，进水池的底高程为25.0 m，每个进水池配有一台轴流泵装置，单机设计流量为4.25 m3/s，总设计流量Q设为17 m3/s。该泵站受限于实际地形条件布置，且进水池的控制几何结构尺寸、叶轮中心线安装高程均需满足均需满足《GB 50265-2010 泵站设计规范》［17］的要求，综合考虑后该泵站原设计方案的前池纵向底坡较大，原设计方案的前池纵向底坡为0.425。

2 三维模型及数值模拟方法

2.1 计算域

本文所示泵站工程的计算区域包括引渠的末端、侧向进水前池、进水池及4 台水泵机组，采用UG 软件对其计算区域进行三维建模，整体计算模型如图2（a）所示。该泵站前池的长为16.6D，前池的宽为38.0D，进水池的长为8.7D，进水池的宽为15.7D（D为水泵喇叭管口直径），具体尺寸如图2（b）所示。

2.2 数值计算方法与边界条件

泵站进水前池的水流为三维流动，则对该侧向进水前池进行湍流数值模拟的控制方程选用雷诺时均N-S（Navier-Stokes）方程［4-6］。该泵站功能为农业灌排，进水前池的流体介质为水，可看作不可压缩液体，且泵站进水水流为湍流，故采用RNGkε湍流模型，该模型考虑了中低雷诺数效应及涡流因素［2］。进口边界条件采用流量进口，出口边界条件取出水管道出水的断面为出水断面，默认为自由出流，采用压力出口。壁面条件设置，壁面函数采用可伸缩壁面函数（Scalable wall function）处理近壁区流动，由于RNGk-ε模型不适用于壁面边界层内的流动，所以对计算域的壁面需进行处理。引河、前池及进水池表面为自由水面，采用对称边界条件，数值计算过程中忽略空气对水面产生的切应力和热交换。泵站侧向进水前池的各物理量的残差收敛精度均低于1.0×10-5，满足文献［18］中数值计算收敛的精度要求。

2.3 网格合理性分析

采用ICEM CFD 软件对翟山大沟泵站工程的侧向进水前池三维模型进行非结构化网格剖分，其y+约1500，满足参考文献［19］提出的泵站前池数值计算的网格要求。为了验证网格数量对数值计算结果的影响，采用了7 组网格数量分别为660 789，889 456，1 116 984，1 205 675，1 536 894，1 685 438，2 014 627进行计算模型的网格数量合理性分析，对应的网格计算方案编号依次为1～7，为了减少网格数量对前池流动特性的影响，本文采用计算模型的总水力损失的绝对差值来验证网格的合理性，对比不同网格数量时总水力损失的变化，当总水力损失的绝对差值和前池出口平均速度变化不明显时，则该网格数量是合理的。

总水力损失计算式为：

总水力损失的绝对差值计算式为：

式中：hf为计算模型的总水力损失，cm；pin为计算模型进水面的总压，kPa；pout为计算模型的出水面的总压，kPa；ρ为水的密度，kg/m3；g为重力加速度，m/s2；Δh为水力损失绝对差值，cm；j、i为网格方案号，i=1，2，…，6，j=i+1。

表1为不同网格下总水力损失绝对差值，图3为不同网格数量时计算模型总水力损失的绝对差值。如图3所示，当网格数量超过120万时计算模型总水力损失的绝对差值变化幅值趋于稳定，则选择网格方案4，满足泵站侧向进水前池内流场三维数值计算分析的精度要求。

表1 不同网格下总水力损失绝对差值Tab.1 Absolute difference of total hydraulic loss under different grids

3 特征断面与整流方案

3.1 特征断面

选取4 个特征断面（图4），主要包括距离出水断面4.5D（D为喇叭管口直径）处纵断面1-1，距离底面4D处的断面2-2，距离底面2.5D处断面3-3以及距离底面0.8D处断面4-4。

3.2 整流方案

因原方案下的前池流态相对较差，为了改善泵站侧向进水前池和进水池的流态，参考文献［2-7］中的整流措施，文献［17］中泵站前池的设计标准，同时保证水泵叶轮中心线的淹没深度，制定了3 种整流方案进行数值模拟，对比分析得出最优方案。表2为泵站侧向进水前池整流方案，整流方案具体尺寸如表3所示。

表2 泵站侧向进水前池整流方案Tab.2 Rectification scheme of lateral inflow forebay of pumping station

表3 导流墙的主要几何尺寸Tab.3 Main geometric dimensions of diversion wall

4 计算结果分析

4.1 原方案前池流态机理分析

在原设计方案中，进水前池由于侧向进水的影响，水流的转向流动产生向外侧的离心力，使得水流在通过前池弯道时内外压差变大，外侧水流流速变小，内侧水流流速变大，当水流通过前池流向进水池时，水流方向的突然改变使靠近边壁的水流有收缩的趋势，内侧水流有扩散的趋势，这种趋势导致水流脱离边壁形成涡流区，又因为惯性力的作用，前池弯道水流有流向前池边壁的趋势，加剧了侧向进水前池的涡流区该涡流区直接导致泵站的前池的过流断面显著减小，形成大尺度大范围回旋水域。因为地形条件的限制前池坡度较大，远超过文献［17］所规定的前池坡度设计要求，这使得前池水流更加湍急，导致进水池流态急剧恶化。由图8（a）可知，1、4 号进水池的入口处均有一定的漩涡，流线分布不均，向壁面处弯扭严重，不良的进水条件易影响泵装置正常运行，降低泵装置的效率。

4.2 方案2对前池流态的影响

针对原方案流态紊乱的情况，方案2 在前池设置弧形导流墙。由图8（b）的流线分布可知，1 号进水池流线分布较原方案有所好转。2号进水池流线分布较为平均，3号进水池前方靠近右侧隔墩出有旋涡，迫使水流向右偏流，水泵左后方漩涡也变小，4号进水池流线分布均匀，流态较好，进水池前方漩涡消失。由于导流墙对水流的引导，方案2 进水池整体流态较方案1 有所好转。

4.3 方案3对前池流态的影响

原方案由于前池坡度大，水流流速大使进水流态恶化。针对原方案，将前池坡向进水池内延伸1.74D。水流进入前池在左侧翼墙处形成漩涡压迫主流，使1号进水池的水流向左偏流。2号进水池左前方有小部分漩涡，压迫水流向左偏流。3号进水池流线分布均匀流态较好［图8（c）］。4号进水池水流偏折角度变小，但是底层流线分布相对方案1较差。前池坡度变缓，泵站各个机组的站前行近流速波动较原方案变大。

4.4 方案4对前池流态的影响

对于方案3 存在的一些涡流和偏流影响进水池流态，在方案3 条件下，加入弧形导流墙。通过弧形导流墙对水流的调节作用，进水池流态改善显著。图8（d）为方案4 进水池流线图，1～3 号进水池流线趋于对称分布，4 号进水池流态也较方案3有所好转。由于坡度变缓，再加以导流墙对水流的引导，从前池到进水池，水流的行近流速由不均匀分布逐渐变为均匀分布。如图9所示，对比方案1～4 的站前行近流速，方案4 的站前行近流速相对其他方案的站前行近流速波动较小，流速分布均匀，这说明减缓前池的坡度加上导流墙的整流效果较好。

4.5 水力性能参数分析

进水池的设计应为水泵进口提供良好的进水流态。故本文采用喇叭管进口面轴向流速分布均匀度Vzu来评判进水池的流态，喇叭管进口面如图10 所示，Vzu的理想值为100%，表明流速分布绝对均匀，其计算公式如下：

为了评价整流措施对进水池流态的影响，采用文献［20］中的漩涡对进水池综合影响函数。该函数表示面积与漩涡深度的乘积与距离和水泵喇叭管直径乘积的比值，函数F值越小，表示漩涡对进水池流态的影响也就越小，其理想值为F=0，表示前池没有漩涡。漩涡对进水池综合影响函数计算公式为

式中：S为前池漩涡核心区所占的面积；A为漩涡核心区到池底的高度；E为漩涡核心到进水池进口断面的距离；D为喇叭管直径。

图11 为各个方案下各断面流速均匀度及漩涡综合影响函数，由图11可知原方案的喇叭管进口面轴向流速分布均匀度均比较小，都在66%左右，4 号进水池由于进水偏折，流态较差流速均匀度比其他断面低2%。方案2 和方案3 通过弧形导流墙以及减缓前池坡度，各个进水池的流态均有所改善，流速均匀度较原方案提升约5%。方案4 在方案3 基础上加入弧形导流墙改善流态，各断面流速均匀度在75%左右，由于3号进水池中水流绕水泵旋转形成回流导致断面2-3 的流速均匀度较低，比其他断面低了约3%，总体较原方案提高大约10%。方案4 的F值小于前3 个方案的F值，表明方案4 中漩涡对进水池的影响小，表明进水池流态较好，该整流方案最优。

图12、13 分别是方案1 和方案4 下特征断面1-1 的轴向速度等值线图。对比图12 和图13 可知：原方案左侧出现大量负流速区，正流速区主要偏在右侧，这是由于惯性力作用下水流贴着隔墩进入进水池，流速高峰分布在右侧。方案4 正流速区面积相对于方案1明显扩大，水流流速高峰分布在进水池中间，流速分布较原方案变得均匀。

4.6 方案4对不同开机组合下进水池流态影响

在泵站实际运行工程中，若抽水流量低于设计流量时，可采取减少开机台数以满足实际运行流量的要求。本文对两个流量工况（0.75Q设，0.5Q设）时考虑开三台机组或两台机组，在方案4 的整流措施下进行数值模拟分析整流措施对其流态的影响，具体方案如表4所示。如图14 所示，方案1 进水池流线平顺，流态较好；方案2 情况下，2 号进水池的左前方有较大漩涡，3号进水池流线平行分布，4号进水池有左侧隔墩有漩涡分布距水泵进水管较近易影响水泵运行。方案3 的情况下，1、2 号进水池前方均有一定回流但对进水池整体流态影响不大，进水池流态较好；方案4 情况下，3、4 号进水池前方均有漩涡，3#进水池漩涡引起进水流态恶化；方案5 情况下，2 号进水池前方有小范围漩涡，3 号进水池流线平顺近似平行分布。综合上述流态分析，方案1 和方案3 流态较好，建议在实际运行情况中采用方案1和方案3这两种开机方案。

表4 不同开机组合方案表Tab.4 Tables of different start-up combinations

5 结 论

基于数值模拟对泵站多机组运行时侧向进水前池及进水池的流态变化进行了分析，对比了各机组的站前行近流速和喇叭管进口面流速分布均匀度，并给出了3种流态调整方案，分析得出如下结论。

（1）根据前池流线的趋势，设置弧形导流墙可以对水流起到很好的引导作用；前池坡度变缓水流流速变缓，水流进入进水池的流态变好。

（2）通过3种方案的流态分析以及行近流速、喇叭管进口面流速分布均匀度和漩涡综合影响函数的比较，采用减小前池纵向坡度和弧形导流墙的整流方案，侧向进水前池和进水池的流态最好，流线趋于均匀分布，流速分布也更加合理。

（3）相比原设计方案，方案4各机组的站前行近流速相分布均匀，喇叭管进口面的轴向流速分布均匀度平均提高了约10%，漩涡综合影响函数F值下降了3.4，表明采用弧形导流墙和减小侧向进水前池纵向坡度，对泵站进水流态有一定的改善作用，本研究可为相似工程提供一定的参考。□