论文题目：Numerical Investigations of Flow Pattern and Anti-Vortex Measures of the Pumping Station Forebay
摘要：泵站前池是外河和进水池（进水流道）的连接段,其作用是为了保证水流在从外河流向进水池（进水流道）的过程中能够平顺地扩散,为进水池（进水流道）提供良好的流态。依据水流方向,前池可分为正向进水前池和侧向进水前池两种基本类型,侧向进水前池拥有占的地方少、投资省等各种特点,在中国的农业灌溉、火电厂循环供水及城战给水排水泵站中较为常见,若泵站兴建所处地形条件狭窄、正向进水不容易布置的情况下常采用侧向进水前池,此时侧向进水前池的水流与进水池（进水流道）水流方向正交或斜交,因流向的改变,前池内易形成回流或旋涡,流速分布变得不均匀,流态紊乱,造成进水池（进水流道）入口处流速分布不均匀,将会导致泵装置水力效率从而降低,影响泵装置中安全稳定的运行,并缩短水泵的使用寿命。本论文以江苏省徐州市翟山大沟泵站为本次的研究对象,该泵站的前池为典型的侧向进水结构且前池具有较大纵向底坡,为明确该泵站侧向进水前池的流场分布特征并且能够确保机组安全稳定的运行,本文将使用数值模拟技术的方法对该泵站的侧向进水前池内流场进行数值模拟,通过定性和定量相结合的分析方法揭示前池的流场特征并对前池流态调控措施的流场调控效果进行对比和分析,优选整流措施,为实际工程提供技术支撑,也为同类型泵站的前池流态调控提供参考。目前,国内外一些学者针对泵站前池的流场及流态调控措施的研究展开了不少的研究工作,研究方法主要集中于数值模拟和物理模型试验。随着实际泵站工程规模越来越大且复杂,物理模型试验的研究方式越来越不经济,且具有耗时长、人力受限和所需场地大等诸多困难而在前池流场及流态调控研究中应用的较少,随着CFD（Computational Fluid Dynamic）技术的不断发展和成熟。通过中国知网以及其他等数据库的文献查询,采用数值模拟技术研究前池流场的论文占比89.33%,CFD数值模拟技术具有省时、省工及研究成本低的优点在前池流场及流态调控中的应用也变得越来越多,很多学者采用CFD数值模拟技术模拟实际泵站工程的运行以得出问题并分析解决,通过数值模拟结果提出了流态调控措施解决实际泵站前池中的流态问题,对实际工程的前池流场做出改善,同时和物理模型试验相比,CFD数值模拟技术可模拟更大范围的泵站建筑物并更快捷、更经济地获得结论,本文对泵站前池流场及流态调控措施的研究采用数值模拟技术。翟山大沟泵站主要承担暴雨季排除多余的降水,在旱季为了能够保证农作物的正常需水,属于农业灌排泵站。泵站有四个进水池,每个进水池都装有潜水轴流泵装置单机设计流量为4.25 m3/s,泵站总设计流量为17 m3/s,每台泵之间的间距为4.4 m,进水池的长度为9.8m。引河的研究尺寸为:长83.3m,宽11.2m。该泵站受限于实际地形条件布置,前池通过两个斜坡与进水池相连接,第一级斜坡高差为1.1 m,第二级斜坡高差为4.9 m。（一）研究内容及技术路线（1）采用数值模拟技术分析翟山大沟泵站的侧向进水前池的流场分布特征;（2）针对该侧向进水前池的流态特征,提出不同的整流措施并开展数值计算;（3）采用定量和定性相结合的方法对比分析各整流措施方案与初设方案的前池流场的差异性,选优合适的整流方案。本文采用Solidworks三维建模软件对翟山大沟泵站引河、前池、进水池和潜水泵进行流体域的整体三维建模,通过网格数量无关性和网格收敛性确定数值计算网格数量从而确保数值计算的有效性,在分析初设方案前池流场特征的基础上提出若干侧向进水前池的整流措施,并通过定量和定性相结合的方法对比分析各整流措施方案,最终优选合适的整流措施,本文所研究的技术路线如图1所示:图1技术路线图（二）数值计算方法基于对三维不可压缩流体的雷诺时均N-S方程和RNG k-ε湍流模型,RNG k-ε湍流模型计算式如式（1）所示,壁面函数采用可伸缩壁面函数处理近壁区流动,采用ANSYSCFX软件对翟山大沟泵站的引河、前池、进水池和潜水泵的流场进行整体数值求解。非结构化网格拥有着很强的自适应几何形体的优点,则引河、前池、进水池和潜水泵均使用非结构化网格剖分,针对流场分析的重点关注区域进行了局部网格加密处理。计算模型的进口边界条件设置为流量,出口边界条件设置为压力,固体壁面采用无滑移壁面处理,引河的平均粗糙度设置为2.5 mm,前池和进水池的壁面粗糙度设置为2 mm。引河、前池和进水池的表面为自由液面,忽略空气对水面产生的切应力和热交换采用对称平面条件,各相连过流建筑物的交界面均采用静静交界面。泵站前池数值计算各物理量的残差收敛精度设置为1×10-6。RANS可以如下进行:（1）k方程可以表示为:（2）ε方程可以定义为:（3）ε方程可以从RANS方程得到。涡流粘度为:μt=ρCμk2/ε（4）常数σκ,σε,C1,C2,＆Cμ是根据软件ANSYS-CFX中基于实验数据在5%的中等强度湍流下确定的。以RANS方程和采用CFD技术的k-ε模型为基础,对侧向进水泵站多机组运行时前池无整改措施的数值模拟进行了对比分析。其中μi是沿i方向的速度分量,xi（i=1,2,3）是坐标轴,p是压力,ρ是密度,μ动态粘度,k湍动能,t时间,σk,σε湍流普朗特数。CFD数值计算结果常受到前处理的影响,最主要的影响因素就是计算模型的网格数量,数值计算的时间以及计算结果的准确性均与网格质量密切相关,特别是模型中有复杂过流部件的结构。本文对比分析了网格数量从115万至610万间共6种不同网格中数量的计算模型,采用水力损失为定量分析指标,方案1至方案6的网格数量分别为 1 1 50155,2093038,3067875,4186264,5016607 和 6096321。由于网格数量增加,前池水力损失形成渐递增的趋势,为了能够减少网格数量对前池流动性能所产生的影响,采用前池的水力损失的绝对差值来验证网格数量的合理性,相邻两个计算方案的水力损失绝对差值,呈先减小后增大再减小的趋势,在网格数量达到5016607时,水力损失的差值为0,且此时前池出口平均速度变化不明显。在前池流场的数值计算过程,网格的质量是影响计算速度和结果准确性的另一个重要因素,不同网格剖分类型和剖分方法对前池流场计算结果所得到的精度有着一定的影响,为此开展了网格收敛性的分析,采用网格收敛因子（Grid Convergence Index,简称GCI）来计算离散误差的大小,选取流量为参数进行GCI值结果计算,GCI值也会因为网格数量的加密而逐渐减小,且GCI值均小于5%,表明离散误差较小,经过网格数量无关性和收敛性分析,确定本文计算的网格数量为6096321个。网格收敛性的计算方法为:r=（Dz/Dz+1）（5）r是网格控制元素的数量之比,D是网格控制元素的数量。定义到网格集的误差可以定义为:|ε|=|Qz-Qz+1/Qz+1|（6）流量为17 m3/s。d是收敛精度,取值范围为1到3,在本研究中设置为1。取安全系数Fs等于1.25,它的取值范围为1.25到3。则GCI的计算式为:GCI=Fs|ε|/rd-1 × 100（7）（三）结果与分析（1）不同方案前池流态比较为了对比分析5种不同整流方案的前池流态调控效果,选取初设方案与5种整流方案前池水面下-0.95 m的特征截面的流场进行分析,将特征截面分为沿进水池轴线方向A～O、垂直进水池轴线1～11共165个区域,以此分析旋涡的面积占比及旋涡的改善效果。初设方案时前池水流以一定的倾斜角度进入进水池,且右侧边机组的进水池水流流态最差,右侧2个进水池内存在明显的旋涡且旋涡均位于喇叭口的右侧形成于K-2、J-2区域,左侧2个进水池的进口前侧存在大范围的旋涡,覆盖了 E-6与1-4合围区域,阻碍了进入左侧2个进水池的水流,前池水流呈现两对角旋涡挤压主流的特征,导致主流以较大偏流角流出前池,前池内水流偏转起始于B-10区域,第一个旋涡形成于D-10区域,F-5区域的旋涡主要因主流的偏转引起的回流和左侧翼墙的约束,左侧的两个进水池内旋涡区域较小,分布于F-2、G-2区域。在前池的盲端O段出现旋涡且阻碍主流明显,整流方案1在初设方案基础上将盲端O段的圆弧形翼墙和直线段翼墙调整为1/4的椭圆弧线形翼墙,以此进一步调控前池内部不良流态。整流方案1前池的第一个旋涡由初设方案D-10区域改变为1-9区域,旋涡发生的区域变为右侧翼墙处,推迟了旋涡形成的时间,影响了旋涡的传播。初设方案的F-5区域的旋涡位置变化至G-5区域。整流方案1的右侧翼墙的调整对前池内旋涡发生的区域起到了较好的调控作用,主流受旋涡的挤压获得较好改善,但主流仍以较大偏斜角度进入进水池,各进水池内部旋涡依然存在,右侧2个进水池内旋涡范围和强度明显大于左侧2个进水池,右侧的2个进水池旋涡位于J-4、K-3区域,为进一步调整进入进水池的水流方向,在整流方案1的基础上增设3个弧形导流墩,且弧形导流墩与进水池隔墩相连。整流方案2的前池内部旋涡数量明显减少,旋涡范围明显减小,旋涡首现于D-10区域,但在两个相邻弧形导流墩内存在较多的小范围旋涡,旋涡的传播影响至进水池内,各进水池内旋涡均出现于池内右侧但旋涡的旋转方向不同,旋涡均位于进水池的前2/3区域,最左侧进水池内旋涡是逆时针旋转,旋涡位于F-4区域,其余三个进水池内旋涡是顺时针方向,旋涡位于H-3、J-2.5和K-3区域,水流的速度梯度存在方向差异性,水泵机组安全稳定的运行依然受到不良流态的影响。整流方案3在整流方案2的基础上,将弧形导流墩调整为直线形导流墩,且直线形导流墩和进水池隔墩不相连,前池的旋涡首次出现于D-10区域,在直线形导流墩和进水池隔墩区域均出现比较大范围的旋涡,水流在导流墩和隔墩的间隔区域内混惨较多,水流相互影响,在最左侧的进水池入口处出现大范围的旋涡,次左侧的进水池和最右侧进水池的进口前出现了对称的旋涡对,水流经进水池进一步约束调整,在距后壁的进水池50%长度范围内,进水池内部流态整体较好,在该区域范围内次左侧进水池出现旋涡,旋涡位于H-2区域。整流方案4在整流方案3的基础上,在各进水池的进口中间增设导流墩;方案5在方案3的基础上,在前池内增设底坎,底坎的一端与左侧导流墙相连结。整流方案4的前池内部仅存在小范围的旋涡,旋涡位于H-9区域,直线形导流墩间水流流态相比整流方案3得到明显改善,仅在次左侧的直线形导流墩的右下侧出现了旋涡,各进水池内均出现了一定的旋涡但整体流体良好。整流方案5的流态相比整流方案3的流态改善并不明显,直线形导流墩和进水池隔墩的空隙区仍存在大尺度旋涡且旋涡传播影响至进水池,中间的两个进水池和最右边进水池内均存在旋涡。通过对5个整流方案和初设方案前池的流场分析,整流方案4的整流效果最好。（2）不同方案的流速分布比较针对5个整流方案和初设方案的前池的特征断面进行速度分析,共截取三个特征断面,其中:特征断面X位于前池的圆弧翼墙前缘处横截面,特征断面Y为进水池的进口横截面,特征断面Z为垂直于进水池轴线且位于进水池长度一半处的横截面。初设方案的各特征截面速度云图和速度矢量图表明前池右侧的速度普遍大于左侧,主流偏向右侧,速度沿着水深方向逐渐减小,特征截面Y和特征截面Z均存在逆向的流速方向（简称:逆向速度）,水流存在旋涡。整流方案1的特征截面Z的速度分布得到较好改善,主流位于中间区域,左侧两个进水池的逆向速度值略减小。整流方案2的特征截面X的速度在最左侧进水池相对应的速度最小,为其余三个进水池进口速度的28%左右,特征截面Y和特征截面Z的速度矢量均显示有逆向速度分布。整流方案3、整流方案4和整流方案5的特征截面X的速度分布较均匀,整流方案3的特征截面Y和特征截面Z的逆向速度均位于水面上层,水面即有一定范围的表面旋涡存在。整流方案4的特征截面Y对应的次右边进水池有逆向速度,速度梯度差异明显,特征截面X的速度分布整体均匀,最左边进水池的整体速度略大。整流方案5的特征截面Y存在逆向速度,中间进水池对应区域逆向速度位于底部区域,两侧进水池的逆向速度分布于近水面区域;在特征截面Z对应的两边侧进水池的速度均值较大,右边进水池存在逆向速度,表明旋涡的存在。从流速分布矢量图和速度分布云图可了解到,整流方案3和整流方案5的流场调控效果差异性小,均优于整流方案1和整流方案2的流场调控效果,整流方案4的流场调控效果优于整流方案3和整流方案5。（3）流场调控效果的定量分析采用基于面积加权的轴向速度分布的均匀度和旋涡面积缩减率对5个整流方案的前池流场调控效果进行了定量计算,轴向速度分布均匀度Vu+计算式如下:（8）其中:vai为第i个网格单元的轴向速度,m/s;va为轴流泵入口面的平均轴向速度,m/s;ΔAi为第i个网格单元的面积,m2;n为断面的网格单元总数。旋涡面积率wi和旋涡面积缩减率Δwi计算式如下:Wi=swi/sf× 100%（9）（10）其中:wi为旋涡面积率,%;Δwi为第i个整流方案的旋涡面积缩减率,%;Swi为第i个整流方案前池旋涡的面积,m2;Sf为前池的水域面积,m2;Swl为初设方案的旋涡的面积,m2。经计算不同整流方案时各机组叶轮进口的轴向速度分布均匀度如表1所示。表1各水泵进口面的轴向速度分布均匀度（水泵从右向左编号为:a～d）初设方案的水泵进口的最大轴向速度分布均匀度为71.7%,最小为65.27%,平均为69.31%,轴向速度分布均匀度按水泵从右向左逐渐递增。与初设方案相比,整流方案1的流场调控后各水泵进口的轴向速度分布均匀度平均提高了 2.785%,各水泵的轴向速度分布均匀度仍呈从右向左递增的趋势。整流方案2的轴向速度分布均匀度呈中间水泵进口面最好,最大值达73.07%,两侧水泵的进口面数值略低的分布,相比整流方案1的轴向速度分布均匀度平均降低了 0.618%。整流方案3各水泵的轴向速度分布均匀度相比整流方案1的均值降低了 1.41%,但各水泵进口的轴向速度分布均匀度的差异性减小。整流方案4和整流方案5的各水泵的轴向速度分布均匀度均值相比整流方案1的轴向速度分布均匀度均值分别提高了 5.4%和0.473%,其中整流方案4的轴向速度分布均匀度提高幅度最大,各水泵的轴向速度分布均匀度均大于76%,流场调控措施最有效,更有利于各水泵的安全稳定可靠运行,表明了采用直线形导流墙和导流墩有利于侧向进水前池中流场的调控,可为该泵站的水泵提供良好的入流条件。为了量化各整流措施对前池旋涡面积的消除效果,采用旋涡面积缩减率对各整流方案进行了计算,得到的结果如表2所示。表2不同整流方案时前池旋涡面积缩减率初设方案的前池旋涡面积率为12.501%,整流方案1～整流方案5的旋涡面积率依次为8.784%、8.969%、8.646%、3.846%和10.691%,整流方案4的旋涡面积比最小,相比初设方案,整流方案4的旋涡面积缩减率达70.56%,比其他各整流方案的旋涡面积缩减率增加了超过40%,表明了整流措施4的椭圆形翼墙、直线形导流墙和导流墩相结合的整流措施对侧向进水前池的流态调控是有效的,可为同类泵站的前池流态调控提供一定的参考。
关键词：泵站;前池;流态;数值模拟;整流;侧向进水
学科专业：Hydraulic Engineering
Abstract
摘要
Symbol Description
Chapter 1 Introduction
1.1 Overview
1.2 Background
1.3 Scope and Objectives of The Present Study
1.4 Research Contents
1.5 Literature Review
Chapter 2 Methodology
2.1 Introduction
2.2 Reynold's Averaged Navier-Stokes Model
2.2.1 General Description of RNG k-ε Model
2.2.2 Transport Equations and Parameters for the RNG Model Implantedin ANSYS-CFX
2.3 Mesh Division Method
2.4 Summary
Chapter 3.Description of Computational Domain, Mesh, Flow and BoundaryConditions
3.1 Introduction
3.2 Description of The Computation Domain
3.3 Boundary Conditions
3.3.1 Inlet Sections
3.3.2 Outlet Sections
3.3.3 Walls
3.4 Grid Generation
3.5 Discussions of Grid Independence and Convergence
3.6 Summary
Chapter 4 Results and Discussion
4.1 Flow Pattern and Flow Velocity Distribution Analysis of the Original Design
4.2 Results and Analysis of Rectification Schemes
4.2.1 Flow Pattern Comparison
4.2.2 velocity distribution comparison
4.3 Uniformity Velocity Distribution of Pump's Inlet Estimation
4.4 Vortex Reduction Estimation
4.5 Summary
Chapter 5 Conclusion and Recommendations
5.1 Conclusion
5.2 Recommendations
References
List of Figures
List of Tables
Appendix
Scientic Puplished Papers
Conferences
Awards
Activities
Acknowledgements