Research on the Improvement of the Flow Patterns for Forepool with Large Diffusion Angle by the Wedge-shaped Guide Pier

Hua-gang QIAN; Lin-tao CAI; Na LI; Cheng-xiang SUN

China Rural Water and Hydropower ›› 2022 ›› (4) : 144-149,155.

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Abstract

A pumping station forebay with excessive diffusion angle is more likely to result in bad flow patterns in the intake pool， which will affect the flow patterns in the inlet pool， worsen the water inlet condition of the pump，reduce the operation efficiency of the pump， and even affect the normal operation of the pumping station. Both numerical simulation and model test methods are adopted to do research on the flow patterns in the inlet pool for a pumping station with diffusion angle of 55° in the forebay by setting diversion pier in the front pool. The results shows that the wedge diversion pier could play a diversion role well in the inlet of the forebay， and reasonable arrangement of the combined symmetrical wedge diversion pier could effectively improve the flow patterns in the forebay.This kind of diversion pier is simple in structure and small in engineering quantity， so it is easy to popularize and apply it.The research results have a certain reference value to rectify the flow patterns in the forebay for similar pumping stations.

Key words

large diffusion angle forebay / flow pattern / wedge-shaped diversion pier / numerical simulation / model test

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Hua-gang QIAN , Lin-tao CAI , Na LI , Cheng-xiang SUN. Research on the Improvement of the Flow Patterns for Forepool with Large Diffusion Angle by the Wedge-shaped Guide Pier. China Rural Water and Hydropower. 2022, 0(4): 144-149,155

0 引言

泵站前池的设计应满足水流顺畅、流速分布均匀、池内不产生涡流的要求^［1］。对于流态相对较好的正向进水泵站，前池扩散角的合理取值范围为20°~40°之间。但一些城市排涝泵站由于受场地布置等原因的影响，存在扩散角过大等问题，导致前池内流态紊乱，影响泵站的经济运行，严重时会导致机组及泵站振动，影响安全运行。在采用大扩散角前池进水的正向进水泵站前池内，由于水流从引河进入前池时流速较大，主流集中，使得主流在前池内不能及时扩散，伴随出现有脱流、回流和旋涡等不良水流现象^［2-3］，对于两侧进水池甚至会出现严重的侧向进水的现象，影响进水池内的水流流态。在泵站前池研究领域，研究人员主要采用模型试验和数值模拟计算两种方法开展研究，并得了大量的研究成果。罗灿^［4］等研究结果表明，在距进水池口（7~10）D处设置0.3倍水深的底坎整流效果较好。周龙才^［5］等认为对于大扩散角前池，有必要通过加设整流措施改善不良流态，并建议泵站在实际运行中应对称开启中间机组。黄继红^［6］等通过设置导流墩的方式，改善了大扩散角泵站前池内存在的不良流态。刘梅清^［7］等研究前池内的旋涡分布，设计导流墩整流方案改善流态。刘承^［8］等研究结果表明，曲线导流墩对来流的导向效果较好，有利于改善泵站的取水条件。罗海军^［9］等研究结果表明，前池进流在受到导流墩、横梁以及消涡板的综合整流作用下，显著改善了前池和进水池的水流流态。XU ^［10］等通过采用导流墩和压力板两项防淤措施对大型泵站的前池流态进行数值模拟研究，流态优化效果明显。SONG ^［11］等建议增设“T”型导流墩作为泵站的流量控制措施。本文的研究对象为前池扩散角度达到55°的大扩散角泵站前池，采用楔形导流墩的整流措施，设计整流方案，运用CFX软件进行数值模拟计算，搭建水工试验模型，验证整流方案的合理性并选择最优的整流措施。

1 数学模型及计算方法

1.1 几何建模

某泵站设计流量10 m³/s，安装4台口径900 mm立式轴流泵机组，采用开敞式进水池，正向进水前池，前池扩散角55°。

选用UG软件建立泵站进水建筑物的三维模型。图1为该大扩散角泵站的进水建筑物结构布置图及三维模型图，1~4号进水池位置如图所示。图中X方向为水泵进水（顺水流）方向，Y方向为垂直水流方向，Z方向为垂直水面方向，以向上为正方向。

Fig.1 Schematic diagram of the influent structure for pumping station

图1 泵站进水建筑物示意图

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1.2 控制方程及湍流模型

在本文选取的模型中，泵站前池直接与大气相通，可将前池内的水流视为不可压缩、黏性流动的黏性湍流进行三维模拟。

连续性方程：

\frac{\partial u_{i}}{\partial x_{i}} = 0

（1）

式中：u_i 分别为x，y，z轴上的速度分量。

动量方程：

u_{j} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{i}} = g - \frac{1}{ρ} \frac{\partial p}{\partial x_{i}} + \frac{\partial}{\partial x_{j}} [(v + v_{t}) (\frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} + \frac{\partial u_{j}}{\partial x_{i}})]

（2）

式中：

ρ

是流体密度；

t

是时间；p是压力；g为重力加速度；v为水的运动黏性系数；v_t 为紊动黏性系数。

对于数值模拟计算紊流模型的选取，分别使用标准k-ε，RNGk-ε，SSTk-ε，SSG四种紊流模型对原始方案进行计算。分析收敛曲线可以发现，标准k-ε模型与SSTk-ε模型均收敛稳定，收敛效果较好，但SSTk-ε模型的收敛速度慢于标准k-ε模型，RNGk-ε模型和SSG模型在现有计算模型中无法达到收敛效果，因此在本文的数值模拟计算中，将基于标准k-ε模型进行计算。

1.3 网格无关性分析

根据泵站进水结构的特点将其模型整体分为3个部分（引河、前池及进水池），为提高网格质量，对模型的3个部分分别采用0.05、0.025、0.012 5 m的网格尺寸进行划分，以满足计算要求。图2是原始方案模型在不同网格数量级下的水力损失变化曲线图。结果表明，原始方案下，当模型的网格数量超过110万个时，水力损失的变化较小。为了提高计算效率，在后续的数值模拟计算中，确定网格数量为110万个左右。

Fig.2 Hydraulic loss with different mesh quantities

图2 不同网格数量下的水利损失

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1.4 边界条件

在本文的数值模拟计算中，对模型采用的边界条件和参数分别如下：

（1）进口边界：取用质量流进口，中等紊流强度T_u =5%。

（2）出口边界：以水泵出水流道出口为出口边界，出口断面与水流方向垂直，出口条件为一个标准大气压。

（3）壁面边界：将引河、前池及进水池处的边壁和底部视为无滑移的光滑壁面，采用标准壁面函数进行设定。

（4）自由液面：引河、前池和进水池的水流表面均为自由液面，忽略空气对水面的切应力作用，计算时选用“刚盖假定”^［12］，将自由液面设为对称边界。

2 特征断面及评价指标

2.1 特征断面

本文在数值模拟计算中，在前池内选出两个水平剖面和一个垂直纵剖面作为特征断面，数值模拟后，绘制特征断面的流态流场图，计算出流态评价指标。如图3，垂直于主流方向的垂直纵剖面A断面，通过计算能够定量分析进水池进口断面的流速均匀度和加权平均角度。水平剖面取两个特征剖面，分别为面层、底层，能够观察进水池内不同层面产生的流态。

Fig.3 Feature section diagram

图3 特征断面示意图

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2.2 评价指标

选用特征断面速度分布均匀度V_u 作为评价指标评判整流效果。断面流速分布均匀度V_u 的理想值为100%，数值越高则特征断面处流速分布越均匀。流速均匀度计算公式^［13］为：

V_{a u} = [1 - \frac{1}{v_{a}} \sqrt[]{\sum_{i = 1}^{n} (v_{a i} - v_{a})^{2} / n}] \times 100 %

（3）

式中：

V_{a i}

为断面各节点的轴向速度；

V_{a u}

为轴向速度分布均匀度；

V_{a}

为断面平均轴向速度；n为节点的数目。

断面速度加权平均角度是衡量特征断面上横向流速的重要指标。

θ

值的理想值为90°。速度加权平均角的计算公式为：

θ = \frac{\sum_{i = 1}^{n} V_{a i} [90^{\circ} - a r c t a n \frac{V_{t i}}{V_{a i}}]}{\sum_{i = 1}^{n} V_{a i}}

（4）

式中：

θ

为断面速度加权平均角度；

V_{t i}

为断面第i个单元的横向速度。

3 数值模拟方案

3.1 原始方案

水流从引河段正向流入前池，图4为原始方案下的流线图，该方案前池内未施加任何整流措施。表1为原始方案进水流道断面的流速均匀度和加权平均角数值。

Fig.4 Streamline diagram of the original scheme

图4 原始方案流线图

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Tab.1 Axial velocity uniformity and weighted average angle on section A of the original scheme

表1 原始方案各进水流道A断面流速均匀度和加权平均角数值

原始方案	流速分布均匀度/%	速度加权平均角度/（°）
1号进水池	22.85	77.41
2号进水池	70.07	88.00
3号进水池	70.29	87.73
4号进水池	20.52	77.10

由图4可以发现，水流在进入前池后无法及时充分地扩散，导致前池两侧水流脱壁产生回流，在前池两侧边壁处出现旋涡，旋涡面积由面层至底层逐渐增大，甚至出现进水流裹挟旋涡进入进水池，在1号和4号进水池前端形成旋涡和低流速区。

综合表1和图4可知，2号和3号进水池特征断面的流速均匀度和加权平均角度较高，而1号和4号进水池较低，主要原因是受前池两侧边壁处旋涡回流区和进水流在进水池前发生横向扩散的影响，压缩了1号和4号进水池的进水空间，形成侧向进水的现象，导致隔墩进口处水流侧向进入，引起进水池内发生水流偏斜的不良流态。

3.2 整流措施方案的设计

针对大扩散角泵站存在的不良流态，本文共设计了如表2所示的6种楔形导流墩整流方案，通过调整整流措施位置、尺寸与组合方式，改善前池内存在的不良流态。表2中D为水泵吸水管直径。

Tab.2 Rectification schemes

表2 整流方案

方案号	整流措施
1	在前池进口处加设角度为55°的楔形导流墩
2	以方案1为基础，增加楔形导流墩顶角角度至90°，同时减小楔形导流墩尺寸，末端宽为2D
3	以方案2为基础，保持楔形导流墩顶角角度不变，继续减小楔形导流墩尺寸，末端宽为1.2D
4	在主前池水流进口处设置两个相距3.2D的对称的楔形导流墩，各导流墩末端宽为1.2D
5	以方案4为基础，将两个对称的楔形导流墩向下游方向移动2D
6	以方案3和方案7为基础，将两个方案的整流措施相结合

楔形导流墩的具体尺寸及布置见图5。各方案中楔形导流墩高度均从引河底向上0.2倍水深处向下延伸至前池底面。

Fig.5 Drawings of rectification measurea for schemes

图5 整流方案示意图

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3.3 整流措施方案的数值模拟

A断面处1号和4号进水池流速分布均匀度和加权平均角计算结果示于表3。图6为各方案流线图。

Tab.3 Axial velocity uniformity and weighted average angle on section for each scheme

表3 各整流方案断面流速均匀度和加权平均角数值

方案	流速均匀度/%					速度加权平均角/（°）
方案	1号	2号	3号	4号	平均	1号	2号	3号	4号	平均
1	65.29	33.89	34.38	65.14	49.68	84.62	76.56	76.04	84.78	80.50
2	63.53	36.06	37.06	64.06	50.18	83.49	72.03	73.13	83.71	78.09
3	35.28	68.52	68.38	33.29	51.37	76.29	83.66	84.36	77.44	80.44
4	45.70	64.12	64.24	50.78	56.21	76.03	87.92	88.03	76.67	82.16
5	35.86	69.16	69.31	34.94	52.32	77.12	87.75	87.81	77.80	82.62
6	62.81	65.33	65.77	60.62	63.63	87.58	84.72	84.99	84.41	85.43

Fig.6 Streamline diagram of various rectification schemes

图6 各整流方案流线图

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综合表3和图6可见，方案1在泵站前池进口处可以很好地起到分流作用，高速水流彻底消除了前池两侧旋涡，提高了1号和4号进水池的断面流速均匀度和流速加权平均角。但由于楔形导流墩尺寸、位置等因素选择不合理，在导流墩后形成大面积的低流速区，流态紊乱，在进水池中出现严重偏流现象。

方案2：由于导流墩变小，在1号和4号进水池内侧边壁处已开始出现小范围的低流速区；在2号和3号进水池中的低流速区面积有所减小，断面流速均匀度有一定程度的提升，但仍存在较为严重的偏流。

方案3：该方案能够有效地减小进水池前端的低流速区，1号和4号进水池的断面流速均匀度有小幅度的提升，但由于导流墩尺寸过小，分流效果减弱，对前池两侧的旋涡区影响较小，1号和4号进水池面层仍然存在偏流现象，整流效果不佳。

方案4：该方案在不影响2号和3号进水池中水流流态的同时，对前池内旋涡范围有明显的压缩，减小了旋涡区面积，同时1号和4号进水池的断面流速均匀度提升较大；但由于旋涡区没有得到完全消除，面层水流仍存在偏流现象。

方案5：对比方案4，面层和底层的低流速区面积都有所增加，压缩了1号和4号进水池前端的进水空间，面层水流仍存在严重的偏流现象。

方案6：该方案下水流在进入前池时能在导流墩的引导下快速地扩散，较好的贴合在前池两侧边壁上，避免了旋涡区的产生，1号至4号进水池内水流流态平顺稳定，断面处的流速均匀度均得到了大幅度提升，各进水池的断面流速均匀度和加权平均角分布较为平均，有效地改善了该泵站的进水流态。

4 模型试验

为了验证数值计算结果，应用模型试验的方法对泵站前池及进水池进行了物理模型试验，将原始方案及最佳整流方案结果与数值模拟结果对比分析，以验证数值模拟的可靠性。

4.1 模型试验装置设计

本文中所建立的水力模型包括引河、前池、进水池、进水管等进水建筑物，以1∶15的模型比尺建立水工试验模型。试验中，在相应管道上安装电磁流量计，测得各泵的流量，并通过闸阀控制确保各个泵的流量相同。模型试验中，通过选用泡沫悬浮粒子，使其悬浮于水流表面，水流流动时悬浮粒子随着水流移动表征面层水流流态。对于底层流态，通过在前池底部设置丝线，表征出水流的流动方向。试验装置平面布置图和实物图如图7所示。

Fig.7 Diagram of model test facility

图7 试验装置图

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4.2 原始方案

原始方案下，将实拍图绘制出流线图如图8所示，便于与数值模拟流线图进行比对分析。

Fig.8 Streamline diagram of the original scheme

图8 原始方案流线图

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在原方案下，对比模型试验流线图（图8）与数值模拟流线图（图4），考虑到误差的影响，两者结果基本相同。

4.3 最佳整流方案

通过比较数值模拟的6个方案，方案6可以取得最佳整流效果。在模型试验中，导流墩后出现小面积的旋涡区，在进水池进口处得以消除，对各个进水池中的流态未造成影响。采取整流方案6的模型试验流线图如图9所示。

Fig.9 Streamline diagram of the best scheme

图9 最佳方案流线图

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在方案8下，对比模型试验流线图（图9）与数值模拟流线图（图4），模型试验的结果基本与数值模拟一致，验证了整流方案的合理性。

5 结论

采用数值模拟和模型试验相结合的方法，研究了在前池内加设楔形导流墩对前池内流态的改善效果。结果表明：采用多个楔形导流墩组合的方式为最佳的整流方案，当在前池进口处布置一个顶角角度为90°，底边长度为1.2D的楔形导流墩，在其后2D处布置两个相距3.2D的对称式楔形导流墩时，可以取得最佳整流效果。 □

References

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0 引言
1 数学模型及计算方法
1.1 几何建模
Fig.1 Schematic diagram of the influent structure for pumping station
1.2 控制方程及湍流模型
1.3 网格无关性分析
Fig.2 Hydraulic loss with different mesh quantities
1.4 边界条件
2 特征断面及评价指标
2.1 特征断面
Fig.3 Feature section diagram
2.2 评价指标
3 数值模拟方案
3.1 原始方案
Fig.4 Streamline diagram of the original scheme
Tab.1 Axial velocity uniformity and weighted average angle on section A of the original scheme
3.2 整流措施方案的设计
Tab.2 Rectification schemes
Fig.5 Drawings of rectification measurea for schemes
3.3 整流措施方案的数值模拟
Tab.3 Axial velocity uniformity and weighted average angle on section for each scheme
Fig.6 Streamline diagram of various rectification schemes
4 模型试验
4.1 模型试验装置设计
Fig.7 Diagram of model test facility
4.2 原始方案
Fig.8 Streamline diagram of the original scheme
4.3 最佳整流方案
Fig.9 Streamline diagram of the best scheme
5 结论
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2021-09-10	2022-04-15
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2022-06-09

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1 数学模型及计算方法

1.1 几何建模

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1.3 网格无关性分析

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1.4 边界条件

2 特征断面及评价指标

2.1 特征断面

Fig.3 Feature section diagram

2.2 评价指标

3 数值模拟方案

3.1 原始方案

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3.2 整流措施方案的设计

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3.3 整流措施方案的数值模拟

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4 模型试验

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4.2 原始方案

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1.3 网格无关性分析

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1.4 边界条件

2 特征断面及评价指标

2.1 特征断面

Fig.3 Feature section diagram

2.2 评价指标

3 数值模拟方案

3.1 原始方案

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3.2 整流措施方案的设计

Tab.2 Rectification schemes

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3.3 整流措施方案的数值模拟

Tab.3 Axial velocity uniformity and weighted average angle on section for each scheme

Fig.6 Streamline diagram of various rectification schemes

4 模型试验

4.1 模型试验装置设计

Fig.7 Diagram of model test facility

4.2 原始方案

Fig.8 Streamline diagram of the original scheme

4.3 最佳整流方案

Fig.9 Streamline diagram of the best scheme

5 结 论

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0 引言

5 结论