赵苗苗，贾君德，秦景洪，梁金栋，杨 帆

(扬州大学水利与能源动力工程学院，江苏 扬州 225009)

闸站结合式工程具有投资小、占地面积少的优点，所以在平原地区被广泛采用，但这种布置结构特殊，闸站结合部的隔墩附近易形成旋涡，且流道进口处的旋涡，会引发气蚀，引起水泵振动，甚至影响建筑物安全[1-3]。因此，提出一种整流措施来改善闸站结合式泵站隔墩附近的侧向水流流态，抑制涡旋产生，改善水泵进口条件，进而提高进水流道的效率显得尤为关键。

导流墩作为泵站前池常用的整流措施，因其结构简单，施工方便，在泵站前池中已经得到了广泛的应用。近年来，CFD技术已成为一种重要研究手段致力于探索工程中水力流动特性，国内外学者对泵站前池已开展了大量的数值模拟研究[4-9]。数值模拟方面，针对闸站结合式泵站前池的侧向进水现象，罗灿等[10]数值模拟了在非对称式闸站结合部加设长导流墩整流的前池水流流态，并通过试验验证了导流墩能改善进水流道进口断面上的流速分布。傅宗甫等[11]对闸站结合部导流墙的体型及适宜长度进行了深入的探讨，提出了导流墙合适长度的范围。严忠民等[12]分析了平原水闸泵站枢纽布置与整流措施，得出了在闸站结合部加设导流墙和泵站前池加设潜墩可有效地改善不良流态。前人在研究闸站结合式泵站前池流态时，多以在闸站结合部隔墩附近加设导流墩来改善水流流态，但大多只研究了导流墩的位置及长度，对导流墩的形式在泵站侧向进水前池整流效果的研究则较为少见。

本文考虑到闸站结合式工程的特殊形式，在前人的研究成果基础上，对导流墩形状进行优化设计。将某非对称布置的闸站结合式引河、泵站前池和进水流道作为整体进行数值模拟，重点研究在闸站结合部隔墩附近前池内加设不同半径的圆弧形导流墩的整流措施，定性地分析了6种方案下隔墩附近的水流流态，定量地得出了各方案下进水流道进口的轴向速度分布均匀度和速度加权平均角，以作为各方案整流效果的评价指标，进而得出最佳整流方案下导流墩头部圆弧半径与闸站结合部隔墩圆弧半径之间的相关参数。

1 数值计算模型

1.1 几何模型

采用UG10.0，建立了该闸站结合式泵站进水部分的几何模型，其平面尺寸大小如图1(a)所示，图中尺寸为m，前池进口总流量236.0 m3/s。该模型由引河、节制闸、泵站前池、进水流道及隔墩组成，其中泵站前池布置在引河右岸，节制闸布置在引河左岸，闸站结合处被隔墩隔开，为典型的非对称闸站结合布置形式[10]。该泵站共有10台泵机组，各机组进水流道从左到右依次编号为1～10，即1号进水流道靠近隔墩，泵站运行时节制闸不过流。水利枢纽的最低运行水位为6.0 m，引河底高程为0 m，流道进口前底板高程为-3.0 m，闸底板高程为0.5 m。三维模型如图1(b)所示，图中X方向为河道水流方向，以主流运动方向为正；Y方向为宽度方向；Z方向为铅直方向，以向上为正方向。

1-1号进水流道；2-2号进水流道；3-3号进水流道；4-4号进水流道； 5-5号进水流道；6-6号进水流道；7-7号进水流道；8-8号进水流道；9-9号进水流道；10-10号进水流道；11-出口；12-前池；13-隔墩；14-节制闸；15-引河；16-引河右岸；17-引河左岸；18-进口图1 闸站结合式泵站进水部分平面尺寸及三维模型Fig.1 Dimensions and 3-D model for intake part of combined sluice-pump station

1.2 边界条件的设置

计算采用的边界条件为：①进口边界：整个计算域的进口取引河进水断面，设为流量进口，总流量为236 m3/s，指定中等湍流强度Tu=5%；②出口边界：取进水流道的出口作为计算域的出口，共10个出口，每个出口采用静压进口边界条件，压力值为1 atm；③自由水面：前池水位变化幅度不大，采用对称面边界处理，忽略空气对水面的切应力作用；④固体壁面：引渠、前池和进水流道处的边壁及底部等处均为固壁，即除进口、出口、水面，其余部分设为wall，采用无滑移的壁面进行处理。计算步数为1 000步，收敛精度设为10-5。计算模型如图2所示。

图2 计算模型Fig.2 Calculated model

1.3 网格划分

该模型将计算域进口位置取在引河处，出口位置取在进水流道出口处，控制网格的尺寸，对整个计算域采用非结构化网格划分。设置网格形状为四面体，大小为0.5 m。根据文献[13]，取水力损失作为选用合适网格数的衡量参数，当网格数超过816 万个时，总水力损失基本一致，相差都未超过2%，满足计算要求。

2 方案设计

分析该泵站进水前池不良进水条件的形成原因，提出改善前池流态的改进和优化设计方案。为全面地研究前池的水流流态，共选取12个特征断面。主要包括：取面层水平剖面Z=5.5 m，取底层水平剖面Z=0.5 m以研究前池面层及底层的流态和轴向速度分布，为了分析前池各出口断面上的轴向速度分布均匀度与加权平均角，截取了10个进水流道进口横断面。

通过分析原方案前池流态，发现该泵站进水前池不良进水条件的形成原因，提出6种整流措施进行对比分析，进而选出改善前池流态的最优方案。整流措施细部如图3所示。由于隔墩端部是半径为2.5 m的半圆，为研究隔墩与导流墩的相互联系，设置导流墩圆弧段水平投影为2.5 m，并对比研究半径为2.5～4.5 m的头部为圆弧导流墩的整流效果，主要整流方案如表1所示。各整流方案中导流墩高度均与水深相等，长导流墩尺寸为长13 m，厚0.6 m，圆弧形导流墩总长13 m，直段长10.5 m，圆弧半径2.5～4.5 m，各导流墩头部与隔墩头部齐平，如图3所示，设隔墩半径为R。

表1 整流措施表Tab.1 Rectification measures

图3 整流措施细部(单位：m) Fig.3 Rectification measures details

3 数值模拟结果与分析

3.1 评价指标

(1)前池各出口断面轴向流速分布均匀度。流速分布均匀度可作为反映各断面上速度分布情况的重要指标。本文采用轴向速度均匀度Vau表示前池各出口断面的轴向速度分布的均匀程度，Vau越接近100%，表明前池各出口断面水流轴向流速分布越均匀，根据文献[14]，其计算公式为：

(1)

(2)前池各出口断面速度加权平均角度。速度加权平均角度是衡量前池各出口断面上横向流速的重要物理量，前池出口断面若出现纵向流速则会影响进水流道的水力性能，进而改变水泵进水条件。为此引入速度加权平均角度θ来衡量，θ值越接近90°，出口水流越接近垂直于出口断面，水泵的进水条件越好，根据文献[15]，其计算公式为：

(2)

式中：θ为前池各出口断面速度加权平均角度；Vti为前池各出口断面各计算单元的横向速度。

3.2 横断面流态分析

图4(a)及图5(a)为计算得到的原始方案的前池面层和底层流线图，可以看出，进入前池后，受侧向进水的影响，前池内水流整体趋势向右侧有一定角度的偏斜，且有小部分水流在前池左侧角落形成回流，特别是在闸站结合部隔墩处形成了立面大尺度回旋，流态紊乱，隔墩右侧1号进水流道前有明显的旋涡，这极大地影响了1号进水流道进水条件，从而导致水泵产生汽蚀、振动、效率下降。

针对原方案前池内隔墩附近不良流态，采取方案1所示措施，面层和底层流线图如图4(b)及图5(b)，在1号与2号前池间加设一条长导流墩，可以发现，长导流墩能起到导流作用，底层1号进水流道前水流流态明显改善，同时减小了面层闸站结合部隔墩处的旋涡的范围。但是此时在2号进水流道前面层出现了大范围的旋涡，底层进水流道前出现大尺度回流区，流态紊乱，对2号进水流道进口影响很大，降低水泵效率。

针对方案1产生的问题，采取方案2的改进措施，将方案1中长导流墩的头部改为圆弧形，取导流墩头部圆弧半径为R，且圆弧段水平投影长度与隔墩圆弧半径R相同，面层和底层流线图如图4(c)及图5(c)。可以发现，圆弧形导流墩能更好地起到导流的作用，1号进水流道前水流趋于平顺，面层只有小范围的旋涡，底层进水流道前趋于均匀分布，但2号进水流道前仍存在小范围的回流区。

为探讨隔墩圆弧半径R与导流墩半径的联系，方案3即将方案2中导流墩头部圆弧形半径取为1.2R，面层和底层流线图如图4(d)及图5(d)，可以发现，面层与底层流线图与方案2面层流线大体一致，1号进水流道前水流流态较好，但2号进水前池前面层仍存在小范围的旋涡。

图4 各方案面层流线图(单位：m/s)Fig.4 Streamlines on surface planes for each scheme

图5 各方案底层流线图(单位：m/s)Fig.5 Streamlines on bottom planes for each scheme

方案4、方案5、方案6分别是将方案2中导流墩头部圆弧形半径取为1.4R、1.6R、1.8R，面层与底层流线如图4(e)与图5(e)、图4(f)与图5(f)、图4(g)与图5(g)，可以发现，面层闸站结合部隔墩处的旋涡范围逐渐增大，且导流墩右侧2号进水流道前也存在明显的旋涡，底层2号进水流道前偏流现象加剧，水流分布不均匀。

各方案下横断面流线图的分析，说明当导流墩头部圆弧形半径取为(1.0～1.2)R时隔墩附近的前池内流态最平顺，此时靠近隔墩的1号与2号进水流道进水条件最好。但随着导流墩头部圆弧半径的增大，隔墩附近前池内流态没有得到明显的改善。

3.3 纵断面数值分析

从原方案的数值模拟结果可以看出，闸站结合部隔墩处前池内有明显的旋涡，对1号和2号进水流道影响较大，导致1号进水流道前的水流流态较差，从而影响水泵进口条件。此外，前池内的水流漩涡容易造成泥沙淤积，因此，为确保泵站的安全高效运行，针对旋涡产生的大小和范围，对导流墩的尺寸开展研究，来达到消涡改善隔墩处水流流态的目的。

图6为原方案进水流道进口断面上的轴向速度分布均匀度图，可以发现，1号进水流道与2号进水流道轴向流速均匀度相差最大，其他各出口断面轴向流速均匀度相差较小，且1号进水流道进口断面轴向流速均匀度最小，由此也可以说明靠近隔墩处前池内流态最差。由于原方案4号～10号出口流态较好，断面轴向均匀度都在70%左右，且本文主要研究闸站结合部隔墩与导流墩尺寸之间的联系，所以重点对措施方案中1号与3号进水流道进口断面进行了纵断面数值分析。

图6 原方案进水流道进口断面上的轴向速度分布均匀度Fig.6 Axial velocity uniformity on section of passage intake for original scheme

表2为原方案及各种方案下1号、2号、3号进水流道进口断面上的轴向速度分布均匀度，计算结果表明，方案2的1～3号进水流道轴向速度分布均匀度最高，方案3次之，故图7仅给出了原方案、方案2及方案3的1～3号进水流道进口断面的轴向速度云图。通过对比可知：原方案1号进水流道进口断面高速区发生偏移，偏向断面左侧，且同一断面上不同区域流速相差较大，左侧流速整体高于右侧，闸站结合部隔墩附近的1号进水流道进口断面上的轴向速度分布均匀度最低，仅为66.56%，速度分布十分不均匀，原方案2号进水流道高速区左右对称分布，偏向断面上方，速度分布较均匀，原方案3号进水流道高速区偏向断面右侧，断面各区域速度相差不大。采用了方案2后，1号进水流道进口断面得到了明显的改善，高速区向断面中心偏移，且与原方案相比，1号进水流道断面各区域的速度相差较小，此时2号进水流道进口高速区向断面左侧偏移，但3号进水流道高速区向断面中心偏移。方案3中1～3号进水流道进口断面轴向速度分布与方案2的趋势基本一致。设置整流方案2及整流方案3后，1号进水流道进口断面上的轴向速度均匀度分别提高了3.63%和3.27%，3号进水流道进口断面上的轴向速度均匀度分别提高了4.61%和4.47%，虽然2号进水流道进口断面上的轴向速度均匀度有所降低，但整体来讲，结合图8，比较各整流方案下的前池出口的加权平均角可以发现，方案2中各进水流道进口断面加权平均角最接近90°，因此，在闸站结合部隔墩处1号与2号进水流道间加设圆弧形导流墩能够改善前池流态，且方案2的整流方案稍优于整流方案3，明显优于其他方案。

表2 各方案进水流道进口断面上的轴向速度分布均匀度 %

3.4 综合结果分析

考虑泵站的综合效益和产出，取各整流方案的1～10号机组的各前池出口断面的平均轴向流速均匀度和平均速度加权平均角度，平均即是将10台机组的流速均匀度或加权平均角相加后求平均，其值最大说明泵站水泵可以获得相对较好的进流条件。平均流速均匀度如图9所示，平均加权平均角如图10所示。通过分析可知始终是方案2最优，方案3次之。

4 结 语

本文采用CFX软件，分析了闸站结合式泵站的前池流态，主要研究在前池内加设长导流墩的整流措施，并分别对端部为不同半径的圆弧形导流墩进行了数值模拟，得到结论如下。

(1)非对称式闸站结合式泵站，水流斜向进入前池，在闸站结合部隔墩附近即1号进水流道前池内有明显的旋涡，影响水泵进口条件，对泵站安全运行不利。

(2)采用头部为圆弧形导流墩的整流措施，能引导水流平顺入流，达到消除旋涡和改善流态的作用，且在保证导流墩头部圆弧段水平投影长度与隔墩半径R相等时，导流墩圆弧半径取(1.0～1.2)R时1号进水流道进口断面轴向速度均匀度最高，提高了3.63%，整流效果最理想。

(3)就此工程而言，在闸站结合部隔墩附近1号与2号进水流道间加设一条头部为圆弧形的导流墩能明显改善1号及3号进水流道进口断面上的流速分布，但会降低2号进水流道的轴向速度分布均匀度，要解决此问题还有待进一步的研究。

(4)不同闸站结合式泵站前池的设计尺寸会有不同，但本文得出的闸站结合部隔墩与前池导流墩整流效果的定量分析可为改善泵站的进水条件提供参考依据。

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