超窄联合泵房前池水力性能优化：实例研究

付 辉，牛华寺，毛雨佳，杨若冰，郭新蕾，施春蓉

（1.中国水利水电科学研究院 流域水循环模拟与调控国家重点实验室，北京 100038；2.中国核电工程有限公司，北京 100840）

1 研究背景

泵房流道作为火/核电站循环水系统的核心，关系到电站的安全、稳定和高效运行。前池在泵房流道中起到了连接进水流道和吸水流道的作用，使其具有较优的水力性能，不仅可以减小泵房吸水室内的表面涡和水内涡等不利流态发生的概率和强度，还可节省后期运行的费用[1-4]。

王广聚等针对纵横比为0.265，进流平面扩散角180°的泵房前池，通过模型试验提出在引水隧洞出口的正面设置与前池同宽度的横梁和导流墙，以改善水体的均匀和平顺性[5]。刘超等通过模拟分析认为，泵房前池处于侧向取水时，采用导流墩和底坎的组合措施可改善泵站进口流速分布的均匀性[6]。于永海等针对进流平面扩散角为80.2°的前池，提出通过在引水隧洞出口的正面设置悬空导流板以减少回流区和漩涡等不利的水力现象，并给出了导流板下缘悬空高度选择的方法[7]。刘新阳等采用非连续底坎、非连续挑流坎与顶部压水板相结合的方式提高了前池的水力性能，并通过现场试验证明：上述措施可使得两种典型工况下的泵站效率分别提高1.82%和5.96%[8]。秦晓等采用物理模型试验研究了平面扩散角为60°的前池，对前池进口处布置的消能横梁的尺寸、位置和整流效果进行了比选[9]。张睿等研究了斜向管涵进流条件下泵站的流态特性，提出了分流墩、格栅式组合梁以及短导流墩的组合式优化措施，该泵站前池的纵横比为0.290，进水采用无扩散角的全断面进水[10]。白玉川等对纵横比为0.207，进流平面扩散角为180°的前池进行了模型试验和数值模拟研究，提出了由倾斜型和顺直型导流墩组成的“多人字型”结构以缩小回流区的范围和强度，但是该前池采用的是双箱涵进流方案，降低了小纵横比的影响[11]。Feng 等采用多孔进水口、底坎、导流墩在内的一系列工程措施优化了五号沟泵站前池的水力性能，该泵站前池的进流平面扩散角为40°[12]。Zhan采用RNG k-ε模型对比分析了正向、L型、侧向、扩散型等不同进水条件下前池流态和泵房吸水室内的漩涡情况[13]。徐存东等研究了多泥沙河流侧向进水泵站不同开机组合时的前池流态变化[14]。目前研究的前池似乎均未达到本文所述纵横比为0.193，进流平面扩散角达到180°，且为单进流的情况。

受场地、循环水泵机组选型、建设和后期维护成本等多种因素的制约，前池在结构和布置型式上变化较大，近年来总体趋向于压缩前池的整体尺寸，再配合以多种型式的水力性能优化措施，以达到节省建设和后期维护成本的目标。采用小尺寸方案的前池，无法达到《火力发电厂循环水泵房进水流道设计规范》[15]推荐的扩散角和长度布置的要求，因此需要在前池内修建墩、梁类的消能或均流建筑物以优化水力性能。但是在日本福岛核电厂事故后，核电站抗震设计要求提高[16-17]，仅单侧约束或大跨度的墩、梁等优化结构在抗震设计上有一定的困难，这就给前池水力性能的优化提出了新的要求。

本文以某滨海核电站超窄联合泵房前池为研究对象，针对原设计方案中隧洞集中进水和泵房分布式取水，以及进、取水流道轴线相差较大所导致的前池水力性能不佳等问题，提出了半圆形扩散墩和悬空隔板相组合的水力性能优化措施，在不进行大范围修改的前提下，短距离内优化了前池的水力性能，改善了泵房吸水室的不对称进流和水面漩涡情况，并通过物理模型试验验证。

2 模型布置

联合泵房前池的设计方案和模型布置如图1所示，其主要包括引水隧洞，联合前池，1号小型机组，2号大型机组（每个机组设置有2套循环水泵和流道）等。小型机组选择在大型机组一侧贴建，形成联合泵房前池；大型机组采用吸水室和前池取水流道交错布置的方式；前池内的大、小型机组间设置了隔板以减弱大型机组运行对小型机组的影响。

图1 联合泵房前池模型布置图

试验采用正态模型，比尺为1∶20，物理模型整体宽4 m，长12 m，高1.5 m，其中联合泵房前池的横向长度为3.6 m（1号小型机组前池的宽度为0.6 m，2号大型机组前池的宽度为3.0 m），纵向长度为0.7 m（纵横比为0.193）。主要试验潮位包括百年一遇低潮位（-1.58 m）和平均低潮位（0.11 m）；小型机组单泵流量原型值为4.4 m3/s（模型值为2.4 L/s），大型机组单泵流量原型值为32.4 m3/s（模型值为18.1 L/s）。考虑到大型机组的泵房流道成对称布置，且与小型机组相邻的2A机组受小型机组前池取水的影响，水力性能更差一些，因此大型机组中的2A机组模拟了完整的流道，2B机组仅模拟流量边界条件。

试验中布置了A—J 共计10个测量断面，每个测量断面在横向上均布1#—5#共5个测点，测点在垂向上设置在过流断面的1/2高度处，流速测量断面的具体布置见图1。流速测量设备采用Nortek 三维多普勒流速仪，精度为0.5%，采样频率为20 Hz，采样时间为30 s；流量测量设备采用Sinomeasure电磁流量计，精度为0.3%。

3 原设计方案的体型特点和水力特性

3.1 体型根据规范[15]，管道引水条件下前池平面扩散角宜在20°～40°之间（图2（a））。但本文所述的前池平面上采用无扩散的180°角设计，且原型中在流动方向上的纵向长度仅为14.1 m，而横向长度达到了72.7 m，形成了超窄进水前池（图2（b））。由于纵向距离很短，水体由引水隧洞进入前池后很难扩散均匀，形成了变角度的侧向取水。如按规范推荐的最大40°扩散角设计，开挖量为现有方案的3.5倍左右，增加工程量约6.2万m3（设计总深度24 m）。此外，前池规模的大幅缩小也有利于降低清理杂质和水生物附着的工作量，减小后期维护成本。

图2 前池规范推荐体型和设计体型开挖面积对比

3.2 流态由于前池纵向长度极小，而进水隧洞出口流速较大（2.2m/s），因此水体流出进水隧洞后，直接冲击前池的边墙。在垂向上，形成由底部向水面的水体紊动和显著的水体壅高；在横向上，受边墙的阻挡作用，水体在靠近机组进水口位置，向左右两侧分水，主流再由纵向转为横向，在大型机组前池内形成对称的2个大面积强回流区（图3）。因此，原设计方案形成了前池集中进水和泵房分布式取水，且进、取水流道轴线相差较大，前池中的主流方向在短距离内由纵向转为横向导致了偏流、水体壅高、大范围强回流和流速分布不均等问题。前池中的上述流态不仅易于导致前池中出现泥沙淤积、海上漂浮物和水生物滞留等不利情况，以及导致大型机组水泵吸水室内存在明显的不对称进流和第二类表面漩涡（图4），对循环水泵和鼓网的长期安全和稳定运行不利。

相比大型机组的前池，各工况下小型机组前池内的水体流态则基本稳定，阵发性的水体壅高现象不明显，仅在百年一遇低潮位下有低强度的回流现象；小型机组吸水室内的流态也基本稳定，偶发第一类表面涡。这主要是因为小型机组虽然与大型机组共用前池但采用了隔板阻隔，因此减少了大型机组前池不利流态的影响。

3.3 流速分布在最不利的百年一遇低潮位工况下，主要测量断面法线方向的流速分布如图5所示。小型机组虽然取水流量较低，但是在一侧贴建，其流道各断面流速的流速分布情况也是研究的重点之一。经试验发现，虽然小型机组在前池进口处的流速分布均匀上稍差，但是沿流向方向的纵向长度远大于横向，因此经过沿程整流，至吸水室最近的断面E和F，断面流速平均值分别为0.25m/s和0.26m/s，基本相同，未出现明显的偏流现象。大型机组流道各测量断面的流速分布均匀性较差，特别是流道进口断面G的平均流速（0.50m/s）达到了断面H的2.5倍左右，两侧流道存在着明显的不对称进流，对旋转滤网和水泵的运行安全不利。

图3 2号大型机组前池的流态

图4 原设计方案大型机组吸水室内的流态

图5 原方案百年一遇低潮位条件下过水断面法线方向的流速分布

4 优化方案的体型特点和水力特性

4.1 体型为解决上述问题，尝试了在隧洞出口设置挡板、分流墩等多种措施，但是由于隧洞出口流速较大，前池纵横比极小，前池流态对上述结构的位置非常敏感，很难达到均匀分流的效果，前池中仍然会存在较大面积的回流区。通过系统的分析，提出了半圆型扩散墩和悬空隔板组合的结构体型以改善前池的水力性能，其结构体型和布置具体如图6所示。

半圆型扩散墩设置在引水隧洞出口，其圆心为进水隧洞的中心点，中心线半径为4.9 m；在开孔方式上虽然非均匀开孔（中部小角度开孔，至两侧逐渐扩大开孔角度）时的扩散效果可能更好，但是从施工便利性考虑最终还是采用均匀开孔，总开孔数量为9个，开孔高度为9.0 m，各开孔的角度为10°，半圆形扩散墩与前池墙体连接处从结构强度考虑将墩体角度设置为13°，其余的墩体角度为8°。悬空隔板设置在扩散墩左右两侧，底部的悬空高度为5.0 m，距扩散墩的中心线1.4 m。除了整流消能的作用，前池内设置悬空隔板的另一个优点是可将前池的上下游边墙连为整体，减小前池的横向跨度，在结构设计时有利于满足抗震要求。

4.2 流态在优化方案情况下，水体流出引水隧洞后，受到半圆型扩散墩的阻挡作用，先在扩散墩内旋滚消能，再由扩散墩之间的开孔进入消力井，同时向两侧扩散。两侧的悬空隔板可在前池中形成消力井式结构，当水体流出扩散墩后，在消力井内的横向和垂向两个维度上再次旋滚消能，此后通过悬空隔板的底部均匀、有压出流（图7），以抑制前池内水体的壅高和消除大面积的回流区，并改善各机组流道各进水口的流速分布。

图6 优化方案中半圆型扩散墩和悬空隔板的具体布置

图7 半圆型扩散墩和悬空隔板组合体型的流线示意图

在最不利的百年一遇低潮位和常遇的平均低潮位工况下，大型机组前池和吸水室内的流态分别如图8和图9所示。相比于原设计方案（图3和图4），优化方案情况下前池中的流态得到大幅改善，即使在最不利的百年一遇低潮位工况下，也基本消除了水体的壅高现象和大范围的强回流区，也未观察到漩涡滞留的情况出现；水面处释放的示踪粒子（图中圆圈所示）分布均匀；大型机组旋转滤网外的吸水室内仅间歇性出现第1类表面涡，优于规范[15]的要求。在电站运行常遇的平均低潮位工况，相比百年一遇低潮位工况水深升高1.69 m，水体紊动强度减弱，此时的整体流态要优于百年一遇低潮位工况。

图8 优化方案2号大型机组前池中的流态

图9 优化方案大型机组吸水室内的流态

4.3 流速分布和局部水头损失根据原设计方案的试验结果，优化方案重点关注了百年一遇低潮位和平均低潮位工况下断面E—J的流速分布（图10和图11）。百年一遇低潮位工况下，在过水断面的法向方向上，小型机组吸水室断面E和F流速分布的均匀性比原设计方案有所改善，流速标准差分别由0.02m/s和0.04m/s降至0.01m/s和0.02m/s；大型机组流道进口断面G和H的测点流速平均值之比由原方案的2.5倍降为优化后的1.32倍，不对称进流现象得到很大改善；断面G流速标准差由0.07m/s降为0.03m/s，断面H流速标准差由0.09m/s略升为0.10m/s，断面流速分布的均匀性总体得到改善（具体见对比表1）。对于直接关系到旋转滤网稳定运行的吸水室进口断面I和J，优化后过水断面法线方向上的平均流速分别为0.30和0.29m/s（三维总合成流速分别为0.40m/s和0.43m/s），这说明吸水室进水流道两侧的进流基本一致，消除了原设计方案中对旋转滤网运行不利的不对称进流。

在电站运行常遇的平均低潮位工况，断面E和F的流速分布均匀，基本呈对称进流，流速标准差与百年一遇低潮位基本相同；断面G和H的测点流速平均值之比进一步下降至1.24，流速标准差分别下降至0.02m/s和0.09m/s，进流的均匀性也进一步改善（表1）。吸水室进口断面I和J 过水断面法线方向上的平均流速分别为0.31m/s和0.29m/s（三维总合成流速均为0.37m/s），也基本处于对称进流的状态。

图10 优化方案百年一遇低潮位条件下过水断面法线方向的流速分布

图11 优化方案平均低潮位条件下过水断面法线方向的流速分布

表1 原方案和优化方案下断面E～H测点平均流速和标准差对比表

经过测量，优化方案取水隧洞出口与4A机组前池间的水位差约为18 cm（原型值）。根据参考文献[18]，设计方案下前池突扩断面的局部水头损失系数为0.84，隧洞出口流速为2.2m/s，则局部水头损失计算值为0.21 m，因此优化方案并未明显增大进水隧洞至前池的水头损失，这有利于降低水泵的运行成本。

5 结论

以单进流条件下，纵横比为0.193，进流平面扩散角为180°的某核电站超窄联合泵房前池为研究对象，针对原设计方案中前池集中进水和泵房分布式取水所导致的偏流、水体壅高、大范围强回流和流速分布不均等问题，提出了半圆形扩散墩和悬空隔板相结合的水力性能优化措施。经优化后：（1）在最不利的百年一遇低潮位工况下，基本了消除前池中的水体壅高和大范围的强回流区；大型机组流道进口断面G和H的测点流速平均值之比，由原方案的2.5倍降为优化后的1.32倍；吸水室进口断面I和J法线方向上的平均流速分别为0.30和0.29m/s（三维总合成流速分别为0.40和0.43m/s），基本消除了原方案中的不对称进流。（2）在电站运行常遇的平均低潮位工况下，断面I和J过水断面法线方向上的平均流速分别为0.31和0.29m/s（三维总合成流速均为0.37m/s），也基本一致。（3）大型机组吸水室内的表面涡强度由第二类降为偶发第一类。研究成果可为采用类似结构型式的泵房前池水力性能优化提供参考。