基于數值計算和模型試驗的泵站側向進水結構優化

王 翌

(新疆水利電力建設總公司，新疆 烏魯木齊 830091)

1 研究方法

圖1所示為某泵站側向進水結構的平面布局，圖(a)和圖(b)分別為該泵站的俯視圖和A-A截面的視圖；選用了UG的3D構造設計軟件，并以1∶10的比例建立泵站側向進水結構計算模型。

圖1 泵站側向進水結構的平面布局(單位：mm)

根據質量守恒、能量守恒和動量守恒定律，當流動介質為清水時，可不考慮溫度變化，則連續性方程與質量守恒定律關系如式(1)所示[1-2]。

(1)

(2)

式中：ui為不同方向上的平均速度，m/s；xi為流體中某一點x方向上的動量分量，kg·m/s；μ為絕對黏度，Pa·s；τij為應力張量，Pa。湍流數值模擬使用Reynolds時均數模擬方法進行[3]。它可以有效克服計算量大的難題。

而湍流模型中，Realizable 模型由于能夠完美地結合標準模型的特點，即能夠計算近壁面處的黏性流動，又能準確地計算主流區附近的湍流，能夠良好的捕捉到近壁面位置的渦結構，節省計算時間。因此，此次研究采用Realizable k-ε模型進行數值模擬，采用Fluent軟件對其進行計算。利用二階迎風進行離散，SIMPLEC算法求解，從而獲得更高的計算效率。

2 泵站側向進水前池多結構參數優化

在循環水泵機組中，由于側向進水對水泵的抽水特性影響較大。故需優化側向進水前池的結構，以改善水泵的抽水效率。通過試驗研究，確定不同結構參數下進水流道內水流特性變化規律。由于響應面試驗優化方法的測試時間更短，測試數量也更少，故可以在保證準確度的情況下，采用響應面法降低各因素的取值幅度，并對試驗數據進行分析與討論。以此優化各結構參數的最佳組合[4-5]。

考慮到擴散角α、坡度β、轉向角γ對進水結構的水力性能影響較大，利用該三個參數作為優化側向進水前池的參數，并將該三個結構參數當作響應面試驗方法的自變量。同時，對該三個參數作三因素三水平試驗，使用數值模擬的方法，對各個方案的側向進水結構的流場進行模擬，以得到試驗結果。

在此基礎上，將所選擇的影響因子與試驗結果值進行比較，并將其與響應面優化模型進行比較，利用方差分析法，建立精確的試驗數據及試驗數據間的回歸方程，從而實現回歸模型的顯著性判定[6]。在滿足顯著性指標的前提下，分析各結構參數之間的相互作用，探討結構參數與優化設計指標之間的關系，得到能夠提高出口斷面流速分布均勻度的側向進水結構參數。如果不能達到預期的效果，就會根據響應面方法的測試結果，反復進行以上的測試，直到達到預期的效果。

3 泵站側向進水結構模型試驗

按1∶10比例將優化后的模型開展不同條件下的泵站側向進水流場試驗，并將其與試驗結果進行對比，對理論和試驗結果的正確性展開驗證。基于上述結論，本項目擬對不同工況下的泵站側向進水流道進行相關試驗。主要對優化后的泵站側向進水結構內部水流特性，尤其是側向進水池和進水流道內部流態等進行數值仿真。

該試驗模型由引水段、側向進水前池、進水流道和進水喇叭管等組成，且試驗裝置選用一臺循環水泵作為電源。采用變頻器控制循環泵的轉速，進而對系統中的流量進行調整，并對不同管道的閘閥進行切換，實現了對水泵運行機組的順序的控制，并保證了同一時間水泵均有相同的流量[7]。水流是使用循環水泵，通過輸水管道輸送至蓄水箱，之后再進入引水段。為了保證第二次進入引水段的流型穩定，引水段必須適當加長[8]。進水流道側壁裝有一塊有機玻璃，可觀察進水喇叭口的水流狀態，也可便于轉動度儀測量。在泵站側向進水結構的測速剖面中，應用流速傳感器進行流量測定，其誤差值不能超過1%。使用絲線法，對側向進水前池內的流態展開測量，絲線在側向進水前池內擺動的水平投影方向應該不超過10°。

4 泵站側向進水結構優化結果分析

4.1 原始模型數值計算結果

此次工程項目共有660 MW機組2臺，每臺機組配備3臺立式固定葉混流循環水泵，3×50%的比例。循環水系統的運行方式為單元式，全負荷運行時，在考核的天氣情況下，1機2泵同時運行，而1機1泵運行的情況，一般是在夏季低負荷或冬季中負荷的條件下。在“1機1 泵”和“1機2泵”兩個工作狀態下，采用了不同的設計方案，提出了12個不同的水位條件下的計算方法。在設計操作水位的原始模型中，對各種機組運行方案進行了計算，結果如表1所示。

表1 設計運行水位不同機組運行方案C1和C2斷面流速分布均勻度 %

由表1可以看出，在設計運行水位條件下，C2斷面上兩臺水泵在不同工況下的流速分布均勻度較低，說明兩臺同時運行時，每個機組進入進水流道前，兩臺水泵間存在主流之間的干擾，使得兩臺水泵前池的流態比單臺水泵較差。并且在不同的運行水位狀態下，每個方案的特征斷面流速均表現出較低的分布均勻度，且每一段的流速也不均勻。在A2工況中，1*泵的進水流道流速分布均勻度只有49.00%，3*泵為47.75%，這不能滿足進水流道的速度要求，也不能保證進水流道的流動一致，并可能出現倒灌和漩渦等現象。

設計運行水位下每個水泵機組在流道出口斷面處的速度分布一致，整體上表現為中部流速大，周圍速度小。但在機組運行方案下，中間高流速區域與中心位置均發生了偏離，使得循環水泵的進水條件有所下降。

由表2可以看出，在每個機組的運行計劃下，每個進水流道出口段的平均加權偏流角是65.73°，基本上達到了水力設計的要求。

表2 設計運行水位不同方案流道出口斷面流速加權偏流角 (°)

4.2 優化后側向進水結構數值計算結果

為了優化側向進水前池的不同結構參數，運用響應面法，進而得到以最佳流速分布均勻度為目標的數學模型的有關參數。通過對試驗結果的分析，確定了優化后最佳的坡度、轉向角和擴散角分別為8°、75°和11°。經改進后，側向進水前池與進水流道在各種工況下的流動狀態均優于原有模型，且無顯著的偏流與大面積的回流漩渦；同時，在喇叭管附近，也并沒有產生高強度的漩渦結構，在設計運行水位優化模型中，根據數值模擬的結果，對不同的機組操作方案進行了計算，并對流速特征斷面C1和C2流速分布均勻度進行計算，結果如表3所示。

表3 設計水位不同方案流速特征斷面C1和C2流速分布均勻度 %

通過表3可以看出，在特征斷面C2上，流速分布均勻度較原設計有較大改善，改善幅度約為19.15%。計算結果顯示，和原模型相比，優化后的模型能對側向進水前池內已有的非理想流態進行調整與改善，從而提高了每一斷面的流速分布均勻度。

不同機組在流道出口斷面的速度分布比較一致，整體上表現出中部速度大，周圍速度小的特點。對優化后模型的進水流道出口斷面加權偏流角平均值進行計算，結果如表4所示。

表4 設計運行水位優化模型不同泵組合流道出口斷面流速加權偏流角 (°)

由表4可以看出，在不同的運行方案操作模式下，所有機組在進水流道出口處的平均斷面加權偏流角是78.44°，比原來的模型增加12.93°。

4.3 泵站側向進水結構模型試驗分析

在A1工況下，對優化模型的測速斷面C1處的每一個測點進行流速測試，計算出流場的流速分布均勻度，并將其和數值計算進行比較，檢驗數值計算方法的準確性。對A1工況下優化模型特征斷面C1處的流速分布情況進行分析，其中，A1工況1*泵的測速斷面C1縱向測點流速如圖2所示。

圖2 A1工況1*泵的測速斷面C1縱向測點流速

圖2中，數值計算結果流速的橫向變化趨勢與模型試驗結果相吻合。在1*泵C1斷面上，多數測點負橫向流速比正向流速大，主要原因是在進水流道入口附近，在轉向段的影響下出現了偏流。同理，A1工況2*泵的測速斷面C1縱向測點流速如圖3所示，圖3中，數值計算結果流速的橫向變化趨勢與模型試驗結果同樣相吻合。在特征斷面2*泵C1段，多數情況下，縱向側面負橫向流速與正向流速接近；當處于進水流道段時，水流的流向基本上與入口段相一致，沒有出現顯著的偏流。對數值計算和模型試驗的斷面C1的流動速度分布均勻度進行分析，結果如表5所示。

表5 A1工況下特征斷面 C1 流速分布均勻度 %

圖3 A1工況2*泵的測速斷面C1縱向測點流速

通過表5可以看出，模型試驗和數值計算對1*泵和2*泵的結果比較接近，且1*泵和2*泵的相對誤差值都在5%之內，分別為4.39%、4.82%。

5 結 論

為了使水流能夠在泵站的進水前池中均勻地分布，并無大范圍的回流、漩渦等現象。通過數值模擬、模型試驗等手段，對泵站側向進水結構中的水流形態及水力特征進行深入的分析，用響應面對原有的模型結構參數進行了優化。并通過試驗進行驗證。表明研究成果對類似側向進水結構的泵站水力設計和水力特性的優化有一定的借鑒意義。但由于影響側向進水結構內流動狀態的因素眾多，后續將對側向進水結構內水流狀態的變化規律進行深入研究。