金晓宇，王铁力，袁 尧，杨 帆，周济人

（1. 扬州大学水利科学与工程学院，江苏 扬州 225009； 2. 江苏省水利勘测设计研究院有限公司，江苏 扬州 225127；3. 江苏省水利科学研究院，江苏 南京 210017）

0 引 言

前池是泵站进水建筑物的重要组成部分，水力性能优异的前池不仅可以平顺地扩散水流，为水泵吸水创造良好的入流条件，还能起到水位调节的作用，保障泵站高效安全运行。泵站前池按照进水方向可分为正向进水前池和侧向进水前池，当地形条件受限无法满足正向进水前池布置时，常常采用侧向进水前池，由于其水流方向一般与进水池轴线方向斜交，易造成回流、漩涡等不良流态，从而造成水流条件的恶化，影响水泵的正常运行。《泵站设计标准（GB50265-2022）》针对侧向进水前池流态问题，在8.2.2节指出对大中型泵站应采用数学模型分析进水池水流流态，必要时通过水工模型试验进行验证，表明了侧向进水前池流态的复杂性。针对泵站前池及进水池流态的改善，国内外学者进行了不少的研究工作，如：采用CFD（Computational Fluid Dynamics）技术对前池流态进行整流措施的分析［1-3］，基于物理模型试验对泵站进水前池流态改善开展研究［4-6］；采用CFD 技术对前池和进水池内部流动规律进行数值模拟［7-10］。在以往学者研究的基础上，本文以江苏省扬州市施桥翻水站为研究对象，为解决该泵站侧向进水前池内部流态紊乱的问题，通过数值模拟方法定量和定性地分析研究了原方案及不同整流方案时前池和进水池内部流态的变化规律，对比了整流前后各机组进水池的进口断面和前池出流断面的轴向流速均匀度和速度加权平均角，以评价各个整流方案的效果。

1 工程概况

施桥翻水站位于江苏省扬州市广陵区境内，为侧向进水泵站，该工程主要承担备塘河的引配水，起到防汛排涝的功用，大大提高了上塘河、备塘河的水质。泵站平面布置见图1，引渠段长30.0 m，引渠的底高程为-1.0 m，前池抽排水位为2.0 m。该泵站共有6 个进水池，每个进水池的长度为8.2 m，进水池的底高程为-1.0 m，每个进水池配有一台立式轴流泵机组，总设计流量Q设为25.0 m3/s。该泵站实际运行过程中，侧向进水前池出现大范围的回旋水域，如图2所示。

图1 泵站平面布置图Fig.1 Layout plan of pumping station

图2 前池表面大尺度漩涡Fig.2 Large-scale vortex on forebay surface

2 计算模型及模拟方法

2.1 计算模型

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6 台水泵机组，采用UG 软件对其计算域进行三维建模，整体计算模型如图3 所示。该泵站前池的长度为31.2D，前池的宽度为85.7D，进水池的长度为5.9D，进水池的净宽为2.5D（其中：D为水泵喇叭管的管口直径）。

图3 泵站三维模型及尺寸图Fig.3 Three-dimensional model and size diagram of pumping station

2.2 数值模拟方法

泵站侧向进水前池内水流的流动为三维不可压缩湍流流动，故采用RNGk-ε方程和雷诺时均N-S（Navier-Stokes）方程［11，12］，该方程与标准k-ε方程相比，在湍流中考虑了涡流的影响，提高了旋涡流动的精度；在ε方程中增加了反映主流应变率的一项，提高了高速流动的准确性；同时低雷诺数特定的微分方程也使得它能够更好地处理雷诺数流动和低壁流动。计算域的进口取引渠的进水断面，设为质量流量进口；计算域的出口为出水管道的出口面，设为压力出口，参考压力为1.0 atm；壁面条件设置包括前池、进水池、喇叭管和管道的壁面，均采用无滑移的壁面；根据刚盖假定，引渠、前池及进水池的表面设置为自由水面，忽略空气对水面产生的切应力和热交换，采用刚盖假定。前池各物理量的残差收敛精度为1.0×10-5，满足文献［13］中数值计算关于精度的要求。

2.3 网格无关性分析

在ICEM CFD 软件中对侧向进水前池进行非结构化网格划分，为保证网格的质量和计算的可靠性，对结构连接处和出水弯管段进行加密，满足数值计算中关于网格质量的要求。为了分析网格数量对计算结果无关性的影响，采用7组网格数量，分别为4 705 591、5 333 698、5 443 225、5 726 058、6 130 109、6 301 548、6 841 616，对应产生网格方案的编号依次为1～7，为了减少网格数量对前池流动特性计算结果的影响，本文以前池的水头损失作为衡量计算结果的依据，水头损失的计算方法参考文献［14］，当水头损失之间变化不明显时，则该网格数量是合理的。

图4 反映了不同网格数量下前池的水头损失，当网格数量超过6 130 109时，水头损失无明显变化，相对误差控制在2%以内，满足文献［15］中侧向进水前池数值分析关于数值计算精度的要求。

图4 不同网格数量下水头损失Fig.4 Hydraulic losses under different grid numbers

3 特征断面与整流方案

3.1 特征断面

选取前池和进水池共3 个特征断面，各特征断面的位置如图5 所示，各断面位置分别为断面1-1，距泵轴线1.3D，断面2-2 距泵轴线5.6D，断面3-3 距离池底面0.4D，其中D为水泵喇叭管的管口直径。

图5 特征断面位置图Fig.5 Location map of characteristic section

在特征断面的选择上，考虑了以下几点：喇叭管附近水流的流态特征直接影响了水泵的安全运行，则在近喇叭管处设断面1-1；前池出口断面衔接前池和进水池，在此处设断面2-2；在喇叭口与底板的中间位置设断面3-3，用以分析流态的变化。采用定性分析与定量计算相结合的方法分析比较各整流措施时前池的整流效果。

3.2 整流方案

因方案1（原方案）下泵站侧向进水前池的流态较差，为了改善前池和进水池的流态，借鉴前人采取的整流措施以及泵站前池的设计要求，制定了4种不同的方案进行分析比较，得出优选方案。表1 及图6 为泵站侧向进水前池的整流方案，各整流方案具体尺寸如表2所示。

表1 泵站侧向进水前池整流方案Tab.1 Rectification scheme for side-inlet forebay of pumping station

表2 弧形导流墙的控制尺寸Tab.2 Control sides of arc-shaped diversion wall

图6 各整流方案示意图Fig.6 Schematic diagram of each rectification scheme

4 计算结果分析

4.1 方案1前池水流流态分析

在前池方案1（原方案）中，泵站在侧向进水条件下，由于水体转弯会产生向外侧的离心力，迫使水流在变向的途中，外侧流速降低，压力升高，而内侧流速升高，压力降低，因此外侧水体有扩散的趋势，内侧水体有收缩的趋势。而当水流完成转向，由前池到进水池的过程中，内外侧水体流动趋势恰好相反，外侧收缩，内侧扩散，这样使得水流脱离边壁而形成漩涡区，而在变向过程中水体因为惯性，有流向外侧边壁的趋势，这种趋势进一步加深了水流的脱流，导致前池过流断面显著减小，流线分布不均，形成大尺度，大范围的回流，导致了前池流态的恶化，进一步影响了水泵的安全运行。由图7（a）可知2、6 号进水池流态较为紊乱，流线分布不均，水流不断冲击外壁，影响泵装置的正常运行。

图7 各方案底层流线图Fig.7 The bottom streamline diagram of each scheme

4.2 方案2对前池流态的影响

针对方案1 产生的不良流态，在侧向进水前池中顺水流方向设置弧形导流墙，以约束水流沿着墙体流动，在水流进入进水池前获得均匀且稳定的流态。由图7（b）可知，2 号与6 号进水池的内部水流趋于均匀分布，流态有所好转，3 号、4 号和5 号进水池内部流线较为平顺，但1号进水池左侧出现小范围旋涡，进水池内存在回流区。方案2前池流态总体较原方案水流情况有所好转。

4.3 方案3对前池流态的影响

针对方案2 前池流态调控的问题，采用方案3，在弧形导流墙的基础上，在前池底部增设底坎，增设底坎可造成水流坎后翻滚，破坏平面回流，重新分配流速。经过弧形导流墙后，水流已改变了运动状态，再受底约束阻挡，水流积蓄了动量，增加了对流速率，致使流态较方案2有了很大的改变，3～6号进水池进口出现了大量紊流，6号进水池右下方出现了大尺度回旋，严重破坏了水流路径，流线分布不均，形成了不良的流态，如图7（c）所示。

4.4 方案4对前池流态的影响

由方案3 可知，在导流墙后设底坎并不能有效改善水流的流态，经导流墙改变的水流流线越坎后会发生翻滚，迫使流线本身发生二次改变。单独设置弧形导流墙对比方案1流态改善效果并不明显，且弧形导流墙施工难度较大，对地基要求较高，因此在方案3 的基础上去除弧形导流墙，单独设底坎，为方案4。意在通过增设底坎，使得水流在自由情况下获得充足的动量，以在越坎之后处在顺流的方向上，由图7（d）可知，水流经过底坎后流线非常平顺、呈对称分布，与原方案相比，流态改善明显，整流效果很好。

4.5 水力性能参数分析

进水池在设计时需满足均匀的流速分布，以达到良好的进水流态。采用进水池断面1-1 的轴向流速分布均匀度Vzu［16］和速度加权平均角β［17］来评测进水池流态的好坏。进水池断面1-1 如图5 所示，理想情况下，Vzu的取值为100%，表明流速分布均匀；β的取值为90°，表明进水流道无横向速度。

图8 为不同方案下各机组进水池断面1-1 的轴向流速分布均匀度及速度加权平均角，由图8 可知方案1 的2 号及6 号进水池流态较差，轴向流速分布均匀度和速度加权平均角都较小，相比于其他机组的进水池差异明显，在前池设置了弧形导流墙（方案2）后，2 号进水池流态得到了改善，轴向流速分布均匀度较方案1 提高了50%，2 号和6 号进水池断面1-1 的速度加权平均角较方案1也提高了15%；方案3在方案2基础上于前池底部设置底坎，水流的轴向流速分布均匀度有一定程度的降低，流态较方案1 变化较大；方案4 仅设置底坎，轴向流速分布均匀度与速度加权平均角较方案1 均有很大程度的提升，且1～6 号进水池之间轴向流速分布均匀度与速度加权平均角数值波动较小，水流平稳，流态较好。

图8 不同方案下各机组进水池断面1-1的轴向流速分布均匀度及速度加权平均角Fig.8 Axial velocity distribution uniformity and velocity weighted average angle of intake sump section 1-1 in each unit under each scheme

为了更加全面地比较各个整流方案的优劣，选取前池和进水池的交界面，对特征断面2-2 进行分析，将进水池进口断面2-2 的平均偏流角θ［18］和行近流速-V［19］作为评测水流衔接段流态好坏的依据。进水池进口断面2-2如图5所示。

当进水池进口断面2-2 的平均偏流角越小，表明水流的偏流程度越低，前池与进水池之间衔接越平顺，理想情况下，θ的取值为0°；而行近流速波动越少，则速度分布越均匀，流态越好。

不同方案下进水池进口断面2-2的平均偏流角和行近流速如图9 所示。由图9 可知，方案1（原方案）时2 号和6 号进水池前断面的平均偏流角较大，行近流速分布不均匀，说明方案1下前池与进水池之间水流的流态过渡较差；方案2 时，2 号进水池前流态得到明显改善，断面的平均偏流角显著降低且行近流速和3-5 号进水池保持一致，但1 号进水池前水流偏流程度较方案1有所加深，其余进水池前流态无明显变化，该方案对流态总体影响不大；方案3 断面的平均偏流角较原方案整体有所提高且6 号进水池前水流流速较大，整流效果较差；方案4 断面的平均偏流角较方案1 显著下降，且各进水池前水流偏流程度大致相同，行近流速分布波动较小，流速分布均匀，整流效果最好。

图9 各机组进水池进口断面2-2的平均偏流角及行近流速分布Fig.9 Average drift angle and approach velocity distribution of intake sump section in each unit under each scheme

图10 和图11 分别为方案1 和方案4 设计流量下特征断面1-1的速度等值线图［20］，受惯性影响，大量水流贴着壁面进入进水池，使方案1的2号和6号进水池在右侧区域的流速明显高于左侧，左侧出现负流速区；流速分布紊乱，流态较差。对比图10和图11，方案4 相比于方案1，正流速区面积明显扩大，2 号和6号进水池中负流速区消失，整个进水断面流速高峰分布在水池中心，流速分布对比方案1比较均匀，呈对称分布。该方案较好地改善了泵站侧向进水前池流速分布不均的问题。

图10 方案1设计流量下特征断面1-1速度等值线图（单位：m/s）Fig.10 Velocity contour map of characteristic section 1-1 at the design flow under scheme 1

图11 方案4设计流量下特征断面1-1速度等值线图（单位：m/s）Fig.11 Velocity contour map of characteristic section 1-1 at the design flow under scheme 1

5 结 论

基于数值模拟技术对3种整流方案下侧向进水前池及进水池的流态进行了联合分析，明确了各机组进水池和前池特征断面的流速分布，分析了各特征断面的水力性能参数，得出以下结论。

（1）弧形导流墙可改变水流流动轨迹以适应流线方向，对水流起到很好的导向作用；底坎可调节平面回流，为水流积蓄动量，对水流流速进行重新分配，改善流态。

（2）通过对3种整流方案的前池及进水池流态分析，采用仅增设底坎的整流方式能很好地调控水流，流线分布均匀，进水池内部流速分布更为合理，整流效果最佳；在弧形导流墙后增设底坎反而某种程度上使得水流朝着紊乱的方向发展，并不能起到改善流态的作用

（3）相比于方案1（原方案），经方案4 整流后，侧向进水前池所选进口特征断面轴向流速分布均匀度平均提高了约30%，断面速度加权平均角提高了约5%，上述整流措施可为同类泵站侧向进水前池进水的流态改善提供一些参考。