奚 斌，郑雅珍，段元锋，杨 旭，鲁 儒

(扬州大学 水利科学与工程学院，江苏 扬州 225000)

1 研究背景

闸站结合的布置方式以布置紧凑、占地面少而被广泛应用，但容易使得枢纽运行时的上下游水流流态复杂化。闸、站分别单独运行时，来流总是偏于一侧。当来流方向发生偏折后，易引发不良流态，出现大范围回流区，并进一步诱发泵站进水口漩涡。不良的水流流场给工程运行带来不利影响。因此，对闸站结合式泵站工程的流态研究十分必要。

一些学者对闸站结合式水利枢纽的水力流动特性进行了研究。陆银军等[1]通过延长隔墩，有效地将回流区上移，降低了横向流速。Luo等[2]提出在前池内加设置长导流墩，改善水流流态。此外，对于闸站结合式泵站，闸站结合处的导流墙将导致泵站前池流态更加复杂。为改善水流条件，学者们提出了多种整流措施[3-6]，其中不仅包含了单一形式的导流墩[7-8]、底坎[9-11]、立柱[12]和压水板[13]等，也开始涉及组合式整流措施[14-16]。但由于每个工程的差异性，相对来说对组合式整流措施的研究较少，且研究中未关注同一进水流道左右侧流场差异。在进流条件较复杂的闸站结合式泵站工程中，由于闸站间进流的相互影响、空间布局结构等原因，单一形式的整流措施往往不能达到良好的整流效果。

本文采用物理模型试验和数值模拟相结合的方法，对某闸站前池和进水池的流态进行了研究。该工程前池、引渠较短，进流条件较差，采用的闸站结合式布置方式使泵站进流横向流速较大。本文提出了多种整流方案，分别研究了其对泵站前池、进水池流态的调整作用，其中包括一种组合式整流措施，可以为同类闸站的设计和更新改造提供参考。

2 物理模型试验

2.1 试验模型及试验方法

某闸站中泵站设计排涝流量为40 m3/s，设计净扬程0.98 m，泵站采用2台竖井贯流泵，单泵流量为20 m3/s，与节制闸联合调度运行。节制闸共3孔，每孔净宽6 m；泵站流道宽7.2 m，进水池由厚1 m的中隔墩分隔成左右两侧，1号进水流道靠近翼墙，2号进水流道靠近闸站结合处的导流墙。闸站工程包括引渠、前池、进水池、进水流道和节制闸等。其中泵站布置在左岸，前池由长为12 m的1∶10的斜坡段和8 m的水平底坡组成，节制闸布置在右岸，闸站结合处由导流墙隔开。

为了研究闸站运行时的水流流态，根据几何相似、水流运动相似和动力相似等准则和相应规程制作了研究对象的物理模型。采用几何比尺30，则流速比尺、流量比尺和糙率比尺[17]分别为5.477、4 929.5和1.762 7。

试验模型包括引渠、前池、进水流道、导流墙、节制闸、外海侧、辅助泵、电磁流量计、循环管道、智能水位仪和配电箱等，装置如图1所示。通过电磁流量计采集数据和测量流量，并在单机组运行时，通过出水口三角堰校核。采用智能水位仪测量水位，使用测压管测量水位进行同步校验。采用智能流速仪和数字粒子图像测速(DPIV)进行流速测定和分析，底部流场通过化学粒子示踪法展示。进水流道内水流流态通过有色示踪液的流动展示说明。模型采用控制单泵过流量(通过调节控制阀的开度来控制流量)，进出水池水位、闸门启闭以及开泵台套数的方法，形成相应运行工况。然后通过DPIV技术和化学粒子示踪液进行流态采集，并将采集的试验数据利用图像处理软件进行处理，得到对应部位流场矢量云图等。

图1 模型试验装置Fig.1 Model test devices

2.2 原方案存在的问题

经模型试验发现，当闸门关闭，两台机组同开，达到设计排涝流量40 m3/s时，原方案泵站前池存在以下几个方面的问题：①可见明显的回流区出现在前池导流墙左侧，该回流区发生于导流墙顶端，发展并延续至站前，横向宽度超过前池宽度的1/5，如图2(a)所示。②进水池流态受前池内的不良流态影响，致使在机组进水池内形成了第四类漩涡，其特征为表面下陷明显，杂物落入后随漩涡下沉并吸入取水口,对水泵的安全运行极为不利，如图2(b)所示。③流道进水主流发生了严重偏折，进水水流不顺直。且前池水流进入进水池后，进水池左右侧流速偏差大；在进水池左侧注射示踪液，示踪液通过中隔墩开设的孔流入右侧，说明进水池右侧流速明显大于左侧，如图2(c)所示。

图2 模型试验泵站流态Fig.2 Flow patterns of pump station in model test

为进一步定量分析进水池两侧流速差异，选取各流道左右侧断面中心线作为测线所在位置，测量其0.6倍水深处测点轴向流速，从右往左依次标记为A、B、C、D四个特征点(见图3)，试验中进行了多次测速，测速结果如表1所示。

表1 进水池两侧轴向流速差异分析Table 1 Analysis of axial velocity difference between two sides of intake tank

图3 测点位置示意图Fig.3 Location of measuring points

此外，引入两侧流速偏差度λ来衡量进水池左右两侧流速偏差的程度，其表达式为

(1)

式中V1、V2分别为进水流道左右两侧轴向流速(m/s)。

试验表明，进水池左右两侧流速均存在一定偏差，特别针对二号流道，进水池两侧轴向流速偏差度高达12.63%，致使进泵水流流速均匀度差，易引发机组震动。实际工程中会影响机组安全稳定运行。

3 数值模拟优化

为了对原设计方案进行优化，拟通过数值模拟先进行整流方案优选。故据某闸站工程建立与物理模型同比尺的数学模型。控制方程为连续性方程和动量方程(N-S方程)。经计算，泵站前池内的雷诺数为1.33×106，远大于3×104，流动处于高雷诺数湍流状态，是一种充分发展的湍流。故在FLUNT中选取标准K-ε模型作为本文数值模拟的湍流模型，利用有限体积法对区域进行离散化，采用压力与速度耦合求解算法(SIMPLE算法)求解。最大迭代步数设置500步，各默认监控参数的收敛精度保持不变，即10-3。将引渠进水断面作为进口，该断面的流速可认为是均匀分布，采用速度入口边界条件，流量为40 m3/s；将进水流道进口断面作为出口，采用自由出流条件。固体边界均设为壁面边界条件，为无滑移壁面，并采用标准壁面函数对壁面进行处理。自由水面忽略自由液面与大气层之间的热交换，作对称平面处理。

3.1 计算区域与网格

计算区域包括引渠、泵站前池、进水池、节制闸等。采用UG10.0建立了该闸站的几何模型，如图4所示。数学模型流道进口前的水深为0.197 m，为设计运行水位。

图4 闸站进水部分三维模型Fig.4 Three dimensional model of intake part of sluice station

采用对几何结构边界适应性较强的四面体非结构网格,并利用Mesh进行网格划分。经过网格质量评价,发现当网格单元总数为164.8×104，网格节点总数为30.3×104时,网格质量较好,可以满足网格无关性检查的要求。

3.2 数值模拟的可靠性分析

为验证数值模拟的合理性、可行性，保证后期提出的整流措施的可靠性,首先利用建立的数值计算模型对原设计方案的流场进行数值模拟，然后将通过数值计算结果与物理模型试验获得的流场进行对比分析。以闸门关闭，两台机组同开，达到设计排涝流量40 m3/s时为数值模拟的计算工况和物理模型试验工况。

为了对物理模型试验和数值模拟结果进行对比分析，选取了数值模拟的3个特征断面进行流态分析：面层水平剖面Z=0.157 m、0.6倍水深处水平剖面Z=0.063 m、底层水平剖面Z=0.010 m，如图5(a)所示。图5中的(b)、(c)、(d)分别为面层、0.6倍水深处、底层的前池、进水池水平剖面流速云图。

图5 前池、进水池水平剖面流速云图Fig.5 Velocity contours of horizontal profile of forebay and intake basin

从图5可以看出，不同水平剖面云图均显示，在导流墙左侧即泵站前池，存在大范围回流区。该回流区起始于导流墙前段，并延续到进水池，其回流区横向宽度超过前池宽度的1/5。水流到达前池，流速明显增大，且前池及进水池流速分布十分不均。2号进水池流速较1号进水池流速大。

图6为通过物理模型试验得到的原设计方案前池、进水池面层与底层流场。从图6可以看出，由于水闸闸门关闭，来流在引渠入口偏向泵站一侧。后由于导流墙的存在，引起横向流速，泵站前池靠导流墙一侧出现大范围低速回流区，且回流区一直延伸至站前。

图6 模型试验前池流场云图Fig.6 Flow fields of forebay in model test

通过物理模型试验和数值模拟2种方法均能发现，在设计排涝工况下原方案中，导流墙左侧有一个较大的回流区。进水流道前，进水主流发生了严重偏折。这是由于该处主流横向流速较大，导流墙左侧回流的影响，从而引起水流流动方向偏斜。由此可以看出通过数值模拟得到的回流区无论从面积大小和发生位置都和模型试验的结果基本一致，水流流向和前池主流偏流情况也基本一致。这说明该数学模型可较准确地展示该工程流场特性，可以用于分析其他整流措施下的流态。

4 方案优化研究

4.1 优化方案建立

为探究合适的整流措施，设计了多个优化方案，不同方案整流措施见表2。采用计算流体力学(CFD)仿真技术对4种整流方案前池和进水池进行流场分析。其中整流方案1的措施是在闸站间导流墙上增设1.8 m×1.8 m的通水孔；整流方案2，延长原闸站间的导流墙，同时在导流墙前部增设1.8 m×1.8 m的通水孔；整流方案3，在整流方案2的基础上，在斜坡前增加了Y型导流墩。整流方案4，在整流方案3的基础上增设了和中隔墩同宽的沿流向导流坎，形成组合式整流。各整流措施布置图及尺寸等如图7所示。

表2 不同方案整流措施Table 2 Rectification measures of different schemes

图7 泵站前池整流措施示意图Fig.7 Schematic diagram of flow-rectifying measures for forebay of pumping station

4.2 优化方案分析

4.2.1 流场分析

为了直观地反映前池、进水池的流态，通过数值模型得到了各方案对应的面层流线图及底层流场云图(如图8所示)，并与原方案进行对比分析。

图8 各方案轴向速度分布流线Fig.8 Streamlines of axial velocity of each scheme

各方案导流墙右侧，即节制闸前所在区域，均存在一个大范围的回流区，该区域水流绕过导流墙流入泵站前池。比较图8(a)、8(b)可以看出：无整流措施时，主流被回流区严重压迫，造成主流偏移。采取了整流方案1，通过在闸站结合处的导流墙上开设通水孔，有效缩小了回流的范围，减小了其对泵站进水流道进口流态的影响。这是由于水流通过通水孔后产生翻滚，形成小范围漩涡，减弱原有回流强度，起到改善偏流的作用。1号进水流道前，前池水流方向基本不再偏斜，水流较为顺直；但2号进水流道前，前池水流偏折仍然较为严重，导流墙左侧的回流仍然可见。整流方案1对于改善前池流态有一定帮助，但仍不能满足要求。

为了进一步优化前池流态，采取了整流方案2，延长原闸站间的导流墙，同时在导流墙前部增设1.8 m×1.8 m的通水孔。比较图8(b)、8(c)可以看出，导流墙左侧的回流发生位置前移，位于导流墙前部，远离进水流道，发生范围得到进一步缩小。水流在各进水流道前基本趋于顺直，前池水流方向不再严重偏斜，水流顺直情况得到进一步改善。

从图8(d)、8(e)可以看出：整流方案3、4，无论是在斜坡前再增设Y型导流墩，还是Y型导流墩、沿流向导流坎和通水孔所形成的组合式整流措施，都对前池流态起到了非常良好的整流效果。由于Y型导流墩的分流挑流作用和沿流向导流坎的整流，使得前池水流能够很好地进行重新调整。同时使得导流墙左侧的回流范围进一步缩小，过流能力得到提高，流速分布更加均匀，偏流现象基本消失。

4.2.2 流速均匀度分析

流道进口断面的流速均匀性是评判前池和进水池整流效果的重要指标。为了分析前池水流对流道进口断面流速的影响，引入流速分布均匀度Va的概念，对泵站前池整流效果进行评价，其计算表达式为

经计算，各方案的流道进口断面流速分布均匀度如表3所示。从表3可以发现:由于主流偏折，在原方案中，2号流道右侧进口断面的轴向速度分布均匀性最差，2号流道左侧的轴向速度分布均匀性也受到影响;1号流道进口断面轴向速度分布较为均匀。4种优化方案均改善了2号进水流道的流速均匀度且1号流道流速均匀度较好。Y型导流墩和沿流向导流坎起到了整流作用，其改善2号右侧进水池流态的同时也对2号左侧进水池产生影响，2号流道左右侧断面轴向速度分布均匀度分别提高了3.51和7.16个百分点。

表3 各方案流道进口断面上的轴向流速分布均匀度Table 3 Uniformity of axial velocity distribution in the inlet section of each scheme

表3的计算结果表明，1号流道进口断面和2号流道右侧进口断面上的轴向流速分布均匀度较好。为进一步判定整流效果，图9给出了各整流措施下，2号流道左侧进口断面上的轴向速度云图。发现无整流措施时，该断面上高速区发生偏移，位于断面左侧，右侧速度梯度明显小于左侧，这是由于主流偏折导致的。采取整流方案1时，断面流速分布得到改善，高速区向断面中间移动，但总体仍偏向左侧。分别采取整流方案2、3、4后，流速分布得到了明显改善，高速区基本位于断面的中心，且断面流速梯度得到一定程度的优化。由此可见，优化整流方案能对前池、进水池流态起到良好整流效果，其中组合式整流方案，具有明显的优越性。

图9 各方案水泵进口断面上的轴向流速云图Fig.9 Axial velocity contours of water pump inlet section in each scheme

5 推荐方案验证

根据数值模拟可知：优化方案中，整流措施1—4均对前池及进水池流态起到改善作用，其中组合式整流措施总体整流效果较好。

为进一步定量分析数值计算的可靠度，评估优化效果，对组合式整流方案在相同工况下(闸门关闭，两台机组同开，达到设计排涝流量)进行了模型试验，并选取与原设计方案下相同位置测量其流速，从右往左也依次标记为A、B、C、D 4个特征点，进行多次测速。

由表4可以看出，数值计算结果与模型试验结果整体趋势基本一致，相对误差较小。4个测点数值模拟轴向速度和物理模型试验测得对应轴向流速最大相对误差为7.4%，最小为0.64%。物理模型试验与数值模拟结果一致，数值模拟结果可靠。优化后，原设计方案中2号进水池两侧流速偏差度由原来的12.63%下降为3.47%，均匀性大大提高，表明优化方案对改善前池和进水池不良流态是有效的。同时发现，经优化后设计流量时，前池回流区缩小，主流顺直，进水池内无明显吸气涡产生。且在单台机组运行时，前池内漩涡基本消除，水泵进流得到明显改善。

表4 轴向流速数值计算误差分析Table 4 Error analysis for numerical calculation of axial velocity at each measuring point

6 结 论

以某闸站为研究对象，针对闸站结合式水利枢纽，其前池、引渠较短，进流条件较差的水利工程，利用物理模型试验和数值模拟相结合的方法，对其前池和进水池流态进行了研究，得出以下结论：

(1)当闸门关闭，两台机组同开，在设计排涝工况下，模型试验和数值模拟结果均表明，泵站前池靠近导流墙一侧，存在大范围的回流区，引发了前池的不良流态，进而严重影响了进水池的流态，对水泵的稳定运行极为不利，需进一步优化。

(2)与原方案相比，延长闸站间导流墙并在其墙上开孔亦或增加Y型导流墩、沿流向导流坎等措施，能有效改善导流墙后回流产生的横向斜流。

(3)在闸站结合处导流墙上开设通水孔、在泵站前池内设置Y型导流墩和沿流向导流坎所形成的组合式整流措施，对前池流态改善效果显著。可上移并缩小回流区的范围，改善主流偏流，提高进水流道进口流速均匀度。