斜向进流城市雨水泵站引水建筑物流态改善数值模拟

2020-06-17李志祥冯建刚钱尚拓王晓升

中国农村水利水电 2020年6期

李志祥，冯建刚,2，钱尚拓，王晓升

(1.河海大学水利水电学院，江苏南京 210098；2.西藏农牧学院水利土木工程学院，西藏林芝 860000；3.河海大学农业工程学院，江苏南京 210098)

0 前言

雨水泵站用于防治城市内涝，排除城市低洼地带和雨水管道内的积水，是建设海绵城市的重要一环。城市雨水泵站易受地下管网限制和周围建筑约束，进水建筑物往往布局紧促，难以达到泵站设计规范要求的占地面积和布置形式。局促的布置方式使得泵站进水建筑物内常常存在回流漩涡、偏流等不良流态，进而影响水泵进流条件，引起水泵性能下降，造成气蚀、机组振动等问题，严重影响泵站的安全稳定运行[1]。引水建筑物设置在泵房和水源之间，将水从水源引至泵站的前池和进水池，是泵站进水建筑物重要组成部分[2]。为此，分析城市雨水泵站引水建筑物内的水力流态特性，采取合适的整流措施，改善引水建筑物内的不良流态，对保障泵站安全运行、防治城市内涝灾害具有重要意义。

随着计算机技术和计算流体动力学(CFD)理论的不断发展完善，数值模拟成为泵站进水系统水力流动特性分析及整流措施研究的重要手段[3]。冯建刚[4]等针对城市泵站前池的布置特点，提出了导流墩结合底坎的组合式整流措施，对正向、侧向进水泵站前池流态均有较好的改善效果；刘梅清[5]等基于Realizablek-ε模型分析泵站前池内的漩涡流动，比较不同导流墩布置方案对前池整流影响，得出最佳消涡方案；罗灿[6]等采用CFD数值模拟技术研究前池底坎整流措施，探讨了底坎位置、高度及顶宽对整流效果的影响，提出合适的底坎布置方式。目前，研究者多数集中于前池、进水池的流态分析和改善，而对泵站引水建筑物内流量分配均匀性及其内部流态研究鲜见报道[3,7]。泵站引水建筑物三维流场的数值模拟，大多都基于刚盖假定对自由液面进行处理，难以反映泵站内水流实际运动规律：箱涵、格栅井内的水面存在明显的波动，需要引入气相，考虑气相对水体流动的影响。

为此，本文在前人基础上，基于VOF模型对泵站引水建筑物中的气液两相流进行数值模拟，针对斜向箱涵进流城市雨水泵站开展引水建筑物内的水力流动特性分析，研究引水建筑物流量分配均匀性，提出整流方案，并通过物理模型试验加以验证。

1 数值模型

图1是上海市北新泾雨水泵站引水建筑物平面和立面布置示意图。泵站引水建筑物主要包括总箱涵、分水箱涵、扩散段、闸门井和格栅井，格栅井前部设有拦污栅。总箱涵与分水箱涵中间隔墩的中心线夹角为57°，分水箱涵由中间隔墩分成左右(沿着水流方向)两部分，其后段采用圆弧扩散段与闸门井相连接，6孔格栅井与闸门井一一对应。泵站设计运行流量10.98 m3/s，泵站设计水位-4.50 m。

图1 城市雨水泵站引水建筑物平面和立面布置(尺寸单位：mm)Fig.1 Urban storm water pumping station diversion structrue plan and elevation layout

1.1 控制方程与湍流模型

由于总箱涵和分水箱涵衔接处水面波动很大，采用VOF模型对水流流动过程进行模拟。忽略水、气间的质量交换和动量传递，质量力仅考虑重力作用[8]。控制方程如下。

体积分数连续方程：

(1)

(2)

连续方程：

(3)

动量方程：

(4)

式中：ρ=αwρw+αgρg，μ=αwμw+αgμg，αw+αg=1；u是速度矢量；p为压力；g为重力加速度；αw和αg分别是水和空气的体积分数；μ为混合动力黏度系数；ρ为混合密度；下标w、g分别表示水和空气。

RNGk-ε模型在标准k-ε模型基础之上对其湍动黏度进行修正，并对ε方程进行了修改，考虑了湍流漩涡的影响，从而能更好处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动[9]。本文泵站引水建筑物中水流转向大，且存在强烈的水面漩滚，水气两相运动变化剧烈，因此选用RNGk-ε湍流模型封闭控制方程。

1.2 离散格式与定解条件

本次数值计算基于有限元的有限体积法进行离散，对流项采用高分辨率格式(High Resolution Scheme)。其他项中心差分格式，流场的求解采用全隐式多重网格耦合方法，同时求解动量方程和连续性方程。定解条件为引水建筑物进口采用恒定水位的质量流量入口，出口边界条件设置为开敞式的压力出口，压力值采用CEL语言编写泵站设计运行水位下静压分布函数，计算域上部设为零压开敞式边界，其他设置为无滑移的壁面边界。初始时刻，引水建筑物在设计运行水位以下水体积百分数为1，其他区域水体积百分数为0。图2为该泵站引水建筑物计算域示意图。

图2 引水建筑物计算域示意图Fig.2 Computational domain diagram of diversion structrue

1.3 计算网格

为保证网格质量，采用ICEM对泵站引水建筑物进行六面体结构化网格划分，建立三套疏密不同的网格方案，并使用计算网格收敛指数[10,11](grid convergence index,GCI)来评估网格方案所引起的数值误差。网格方案1至方案3网格总数分别为544 812、1 152 014和2 630 038，其网格细化比r1,2= 1.284、r2,3= 1.317，以计算域进口至出口，整个引水建筑物的水头损失hw作为变量计算GCI，网格方案1相对网格方案2相对误差δ(1,2)为2.99%，网格方案2相对网格方案3相对误差δ(2,3)为0.41%。表1是GCI计算结果，由表可知水头损失hw随网格的加密呈现单调增加，GCI计算值随着网格加密方案的变化呈减小趋势，说明数值计算结果是随网格总数的增加，单调收敛的。由于网格总量越大，其计算结果越接近真实解，数值误差越小，故选用GCI为0.15%的网格方案3，其计算精度高，能很好地满足本文数值模拟要求。

表1 GCI计算结果Tab.1 The calculation result of GCI

2 初始方案流态

图3是三维流场自由液面图，可以看出水流从总箱涵以偏离原始流向57°的转角，流入分水箱涵，由于流向和流速发生突变，在总箱涵末端可以发现有明显的水面壅高现象。总箱涵比分水箱涵底高程高1.25 m，来流自其末端左侧(沿主流方向看)顺着斜坡跌入分水箱涵，水面下凹，在分水箱涵两侧形成水翅[12]。分水箱涵前段产生水跃，水流翻滚剧烈，水力卷气明显，其后水位逐渐升高，流速变缓。

图3 初始方案自由液面图Fig.3 Free-water suface of original scheme

图4是初始方案的三维流线图，可以明显看出大部分流线直接集中在右分水箱涵且流速较大，左右箱涵流量分配不均。这是因为分水箱涵斜交于总箱涵，分水箱涵中间隔墩位置靠后，未能起到分配水流的作用，水流的惯性使得大部分水流撞上总箱涵末端墙壁后，流入右分水箱涵。经统计左右分水箱涵过流流量分别占总流量的23.53%、76.47%。此外，扩散段外侧边壁扩散角较大，右分水箱涵的水流产生较大逆压梯度，与边壁发生分离，在外侧形成回流区，而左分水箱涵由于流速过小在扩散段处发生分离流现象。体型上，扩散段末端宽度显著小于格栅井宽度；流态上，左右分水箱涵过流流量差距大、扩散段主流偏于内侧，扩散不均，两者共同作用，致使格栅井内流量分配不均：6孔格栅井(从左至右编号为1～6号)的过流流量分别占总流量的4.07%、11.43%、8.03%、48.92%、6.68%和20.87%。4号、6号两孔宣泄了近七成的总流量，尤其以4号孔过流流量最多，约占总流量的一半。从图4可以看出流量的分配不均使得格栅井孔1和孔5流速偏低，基本不过流，并且存在漩涡、回流等不良流态。除4号孔外，其他孔流速分布不均匀，存在着偏流、回流等现象，而且孔4内水流流速过大，可能对拦污栅产生不利影响。为此，选取拦污栅所在断面流速云图进行分析，如图5所示。孔1～6断面流速分布存在明显差异，孔4出现了流量集中现象，最大流速为2.08 m/s远高于泵站设计规范规定的过栅流速范围。过高的过栅流速，可能造成水力损失加大，会使栅尾旋涡脱落频率接近栅条或栅体自振频率，引起共振，甚至导致疲劳破坏[13]。可见流量分配不均是本文引水建筑物中出现不良流态的重要原因。

图4 初始方案三维流线图Fig.4 3-D streamline of original scheme

图5 拦污栅断面速度分布云图Fig.5 Velocity contour of trash rack plane

3 整流措施研究

3.1 整流措施

在泵站引水建筑物中，导流墩是常见整流工程措施，能有效分割来流，迫使水流顺着导流墩方向流动，平面上能打开主流，使得主流向两侧扩散更快，更均匀。其墩头位置对流量的分配起决定性作用，为此将分水箱涵的隔墩延长，深入主箱涵，使得墩头半圆圆心落在总箱涵中心线上，形成分流墩。在扩散段及闸门井段设置左右对称分布三组导流墩，每组导流墩形成的张角随着流程的增加逐渐扩大。在试验中发现，仅凭导流墩难以处理分水箱涵中产生的水跃漩滚，因此在分水箱涵设置横梁[14,15]，迫使水流上挑，壅高水位，减小水翅及水跃对箱涵的冲刷。在不改变泵站引水建筑物外部尺寸情况下，形成了“分流墩、横梁以及张角渐扩导流墩”的组合式整流措施，图6是整流措施的三维几何模型。

图6 整流措施三维几何模型Fig.6 3-D model of rectification measure

3.2 流态分析

图7是设置整流措施后泵站引水建筑物自由液面图。对比图3可以发现前伸的分流墩将来流一分为二，流向总箱涵末端的流量变小，末端壁面上水面壅高现象明显减小。由于在分水箱涵里设置了横梁，立面上使部分水流上挑，在横梁前雍高水位，使得来自总箱涵的水流在跌入分水箱涵时不致形成很大的水位落差，从而减小分水箱涵的水面下凹和水翅现象，相比原始方案，水面漩滚有所减弱。雍高的水流从横梁上部越过，发生淹没式堰流，其后，随着流程增大，水面趋于平稳。

图7 整流后自由液面图Fig.7 Free-water suface of rectification scheme

图8 整流方案三维流线图Fig.8 3-D streamline of rectification scheme

图8是整流方案的三维流线图。从流线图上能清晰地看到分流墩将总箱涵水流均分，分水箱涵中的横梁不仅能在横梁前雍高水位，减小水翅和水力卷吸，而且可以通过横梁产生紊动混掺，使得过梁水体动能再分配，调整水流在立面方向的流速分布。流线图上显示，水流在扩散段受随流程张角渐扩的导流墩引导，向两侧均匀扩散，流线平顺。张角渐扩的多组导流墩有效遏制了扩散段回流、漩涡等不良流态的发生，更能打开主流，将主流平顺分配至各个流道。对比图4，1号、5号孔在初始方案中出现的回流现象明显减小，流速也有所加大，各孔流速较为均匀，此外，格栅井后的水流横向流动相比原始方案也有所减弱。水流经过一系列整流措施的进行调整，泵站引水建筑物中流态有所改善，六孔格栅井内流量分配较为均匀。用流量分配均匀度Qa来评价整流前后泵站引水建筑物配水均匀性，公式如下：

(5)

流量分配均匀度越接近1表明流量分配越均匀。表2是整流前后格栅井各孔过流流量占总流量的百分比和流量分配均匀度的对比。从表中可以看出，格栅井孔1、5过流流量经过整流后，流量大大增加；原本出现流量集中现象的4号、6号孔，其过流流量减小近一半；“分流墩、横梁以及张角渐扩导流墩”的组合式整流措施显著提高了格栅井流量分配均匀性，流量分配均匀度Qa从原来的0.077提高至0.726，提升超过9倍。

图9是整流后拦污栅断面流速分布云图。对比图5可以发现，得益于“分流墩、横梁以及张角渐扩导流墩”的组合式整流措施使得格栅井各孔过流流量比较均匀，格栅井4号、6号孔流速明显降低，其他各孔流速均有所增大，流速均匀性有所提升。

表2 整流前后格栅井配水流量对比Tab.2 Comparison of distribution flow of grille well before and after rectification

图9 拦污栅断面速度分布云图Fig.9 Velocity contour of trash rack plane

3.3 试验验证

基于物理模型试验，分析验证数值计算的可靠性以及整流方案的实际改善效果。物理模型按照重力相似准则进行设计，综合考虑水流阻力平方区要求，确定模型比尺λL=8，图10为物理模型实际照片。在泵站设计流量情况下，物理模型试验中箱涵转角处水流流态见图11，对比图7整流后自由液面图，可以发现数值计算和物模试验水流流态相似。水流自总箱涵而来，在分流墩作用下，在总箱涵末端壁面上产生较小的雍水，其后水流转入分水箱涵，由于横梁的挑流、雍水作用，横梁前水面未出现大幅度波动，上部过梁水流形成淹没式堰流，其后水流逐步调整，水面渐渐平稳。

图10 物理模型实际照片Fig.10 Photo of physical model

图11 箱涵转角水流流态照片Fig.11 Photo of flow pattern in the culvert corner

图12是整流前后数值计算与试验量测得的格栅井各孔流量占总流量的百分比对比图。试验中，采用光电流速仪对某孔格栅井中间截面量测九个均匀分布点的流速，并求出其平均流速，用水位仪测出该孔水位，以此计算截面出过水面积，再由平均流速乘以过水面积求出该孔的流量。初始方案，4号孔过流流量过大，1号孔基本不过流，格栅井各孔流量分配不均，整流后，格栅井各孔流量分配不均匀情况得到显著改善，可以看出整流措施起到明显的改善效果。对比试验值和计算值，无论初始方案还是整流方案，格栅井各孔流量占总流量的百分比较为相近，且各孔流量分布规律也基本吻合，说明本文数值计算方法是可靠的。