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多機(jī)組泵站側(cè)向進(jìn)水前池流態(tài)及整流措施分析

2021-12-30 06:17:32常鵬程孫丹丹李忠斌沈強(qiáng)儒
中國農(nóng)村水利水電 2021年12期
關(guān)鍵詞:前池流態(tài)漩渦

常鵬程,楊 帆,孫丹丹,李忠斌,沈強(qiáng)儒

(1.揚(yáng)州大學(xué)水利科學(xué)與工程學(xué)院,江蘇揚(yáng)州 225009;2.徐州市水利建筑設(shè)計(jì)研究院,江蘇徐州 221002;3.南通大學(xué)交通與土木工程學(xué)院,江蘇南通 226019)

0 引 言

隨著我國經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展,洪澇災(zāi)害造成的社會經(jīng)濟(jì)損失不斷增加,為了減少洪澇災(zāi)害帶來的損失,興建排澇泵站防止洪澇災(zāi)害變得愈加重要。泵站進(jìn)水前池按照其進(jìn)水方向可分為正向進(jìn)水前池和側(cè)向進(jìn)水前池,修建側(cè)向進(jìn)水前池的泵站占我國泵站工程的比例約為36%。當(dāng)?shù)匦螚l件不能滿足修建正向進(jìn)水前池時(shí),工程常采用側(cè)向進(jìn)水前池的布置形式,由于其進(jìn)水方向與進(jìn)水池軸線方向成斜交,易形成漩渦和回流等不良流態(tài)[1],從而惡化進(jìn)水條件,導(dǎo)致泵裝置效率的降低,影響泵裝置運(yùn)行的安全穩(wěn)定性,縮減水泵的使用壽命。國內(nèi)外學(xué)者針對泵站前池、進(jìn)水池做了大量的研究工作,如:采用數(shù)值模擬技術(shù)對泵站進(jìn)水前池及進(jìn)水池的內(nèi)部流動(dòng)規(guī)律開展研究[2-8];基于CFD(Computational Fluid Dynamics)技術(shù)探究了導(dǎo)流墩、立柱和底坎等措施改善前池流態(tài)的效果[2-7];采用物理模型試驗(yàn)或數(shù)值模擬和物理模型相結(jié)合的策略對泵站進(jìn)水前池進(jìn)行流態(tài)改善研究[9-14];基于數(shù)值模擬技術(shù)研究前池內(nèi)部大尺度漩渦產(chǎn)生機(jī)理及進(jìn)水池內(nèi)部渦帶形成機(jī)理[15,16]。前人研究的泵站側(cè)向進(jìn)水前池,多以縱向底坡較緩的側(cè)向進(jìn)水前池為主,具有較大縱向底坡的側(cè)向進(jìn)水前池內(nèi)流及改善措施的研究案例相對較少。本文所示翟山大溝泵站工程的側(cè)向進(jìn)水前池的入流方向與進(jìn)水池軸線方向呈90°,其原設(shè)計(jì)方案前池的縱向底坡為0.425,基于CFD 技術(shù)對該側(cè)向進(jìn)水前池的內(nèi)流場進(jìn)行數(shù)值模擬,分析其流場特征并對前池調(diào)控措施的流場調(diào)控效果進(jìn)行比對分析。

1 工程概況

翟山大溝泵站位于江蘇省徐州市銅山區(qū)境內(nèi),為側(cè)向進(jìn)水泵站,該工程主要承擔(dān)在暴雨季排出多余的降水,在旱季需保證農(nóng)作物的正常需水,屬于農(nóng)業(yè)灌排泵站。泵站平面布置圖見圖1,引渠段長27.7 m,引渠的底高程為28.8 m,前池的坡長8.95 m,設(shè)計(jì)水位為29.91 m。該泵站共有4個(gè)進(jìn)水池,進(jìn)水池的長度為10.0 m,進(jìn)水池的底高程為25.0 m,每個(gè)進(jìn)水池配有一臺軸流泵裝置,單機(jī)設(shè)計(jì)流量為4.25 m3/s,總設(shè)計(jì)流量Q設(shè)為17 m3/s。該泵站受限于實(shí)際地形條件布置,且進(jìn)水池的控制幾何結(jié)構(gòu)尺寸、葉輪中心線安裝高程均需滿足均需滿足《GB 50265-2010 泵站設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]的要求,綜合考慮后該泵站原設(shè)計(jì)方案的前池縱向底坡較大,原設(shè)計(jì)方案的前池縱向底坡為0.425。

2 三維模型及數(shù)值模擬方法

2.1 計(jì)算域

本文所示泵站工程的計(jì)算區(qū)域包括引渠的末端、側(cè)向進(jìn)水前池、進(jìn)水池及4 臺水泵機(jī)組,采用UG 軟件對其計(jì)算區(qū)域進(jìn)行三維建模,整體計(jì)算模型如圖2(a)所示。該泵站前池的長為16.6D,前池的寬為38.0D,進(jìn)水池的長為8.7D,進(jìn)水池的寬為15.7D(D為水泵喇叭管口直徑),具體尺寸如圖2(b)所示。

2.2 數(shù)值計(jì)算方法與邊界條件

泵站進(jìn)水前池的水流為三維流動(dòng),則對該側(cè)向進(jìn)水前池進(jìn)行湍流數(shù)值模擬的控制方程選用雷諾時(shí)均N-S(Navier-Stokes)方程[4-6]。該泵站功能為農(nóng)業(yè)灌排,進(jìn)水前池的流體介質(zhì)為水,可看作不可壓縮液體,且泵站進(jìn)水水流為湍流,故采用RNGkε湍流模型,該模型考慮了中低雷諾數(shù)效應(yīng)及渦流因素[2]。進(jìn)口邊界條件采用流量進(jìn)口,出口邊界條件取出水管道出水的斷面為出水?dāng)嗝?,默認(rèn)為自由出流,采用壓力出口。壁面條件設(shè)置,壁面函數(shù)采用可伸縮壁面函數(shù)(Scalable wall function)處理近壁區(qū)流動(dòng),由于RNGk-ε模型不適用于壁面邊界層內(nèi)的流動(dòng),所以對計(jì)算域的壁面需進(jìn)行處理。引河、前池及進(jìn)水池表面為自由水面,采用對稱邊界條件,數(shù)值計(jì)算過程中忽略空氣對水面產(chǎn)生的切應(yīng)力和熱交換。泵站側(cè)向進(jìn)水前池的各物理量的殘差收斂精度均低于1.0×10-5,滿足文獻(xiàn)[18]中數(shù)值計(jì)算收斂的精度要求。

2.3 網(wǎng)格合理性分析

采用ICEM CFD 軟件對翟山大溝泵站工程的側(cè)向進(jìn)水前池三維模型進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格剖分,其y+約1500,滿足參考文獻(xiàn)[19]提出的泵站前池?cái)?shù)值計(jì)算的網(wǎng)格要求。為了驗(yàn)證網(wǎng)格數(shù)量對數(shù)值計(jì)算結(jié)果的影響,采用了7 組網(wǎng)格數(shù)量分別為660 789,889 456,1 116 984,1 205 675,1 536 894,1 685 438,2 014 627進(jìn)行計(jì)算模型的網(wǎng)格數(shù)量合理性分析,對應(yīng)的網(wǎng)格計(jì)算方案編號依次為1~7,為了減少網(wǎng)格數(shù)量對前池流動(dòng)特性的影響,本文采用計(jì)算模型的總水力損失的絕對差值來驗(yàn)證網(wǎng)格的合理性,對比不同網(wǎng)格數(shù)量時(shí)總水力損失的變化,當(dāng)總水力損失的絕對差值和前池出口平均速度變化不明顯時(shí),則該網(wǎng)格數(shù)量是合理的。

總水力損失計(jì)算式為:

總水力損失的絕對差值計(jì)算式為:

式中:hf為計(jì)算模型的總水力損失,cm;pin為計(jì)算模型進(jìn)水面的總壓,kPa;pout為計(jì)算模型的出水面的總壓,kPa;ρ為水的密度,kg/m3;g為重力加速度,m/s2;Δh為水力損失絕對差值,cm;j、i為網(wǎng)格方案號,i=1,2,…,6,j=i+1。

表1為不同網(wǎng)格下總水力損失絕對差值,圖3為不同網(wǎng)格數(shù)量時(shí)計(jì)算模型總水力損失的絕對差值。如圖3所示,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過120萬時(shí)計(jì)算模型總水力損失的絕對差值變化幅值趨于穩(wěn)定,則選擇網(wǎng)格方案4,滿足泵站側(cè)向進(jìn)水前池內(nèi)流場三維數(shù)值計(jì)算分析的精度要求。

表1 不同網(wǎng)格下總水力損失絕對差值Tab.1 Absolute difference of total hydraulic loss under different grids

3 特征斷面與整流方案

3.1 特征斷面

選取4 個(gè)特征斷面(圖4),主要包括距離出水?dāng)嗝?.5D(D為喇叭管口直徑)處縱斷面1-1,距離底面4D處的斷面2-2,距離底面2.5D處斷面3-3以及距離底面0.8D處斷面4-4。

3.2 整流方案

因原方案下的前池流態(tài)相對較差,為了改善泵站側(cè)向進(jìn)水前池和進(jìn)水池的流態(tài),參考文獻(xiàn)[2-7]中的整流措施,文獻(xiàn)[17]中泵站前池的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn),同時(shí)保證水泵葉輪中心線的淹沒深度,制定了3 種整流方案進(jìn)行數(shù)值模擬,對比分析得出最優(yōu)方案。表2為泵站側(cè)向進(jìn)水前池整流方案,整流方案具體尺寸如表3所示。

表2 泵站側(cè)向進(jìn)水前池整流方案Tab.2 Rectification scheme of lateral inflow forebay of pumping station

表3 導(dǎo)流墻的主要幾何尺寸Tab.3 Main geometric dimensions of diversion wall

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 原方案前池流態(tài)機(jī)理分析

在原設(shè)計(jì)方案中,進(jìn)水前池由于側(cè)向進(jìn)水的影響,水流的轉(zhuǎn)向流動(dòng)產(chǎn)生向外側(cè)的離心力,使得水流在通過前池彎道時(shí)內(nèi)外壓差變大,外側(cè)水流流速變小,內(nèi)側(cè)水流流速變大,當(dāng)水流通過前池流向進(jìn)水池時(shí),水流方向的突然改變使靠近邊壁的水流有收縮的趨勢,內(nèi)側(cè)水流有擴(kuò)散的趨勢,這種趨勢導(dǎo)致水流脫離邊壁形成渦流區(qū),又因?yàn)閼T性力的作用,前池彎道水流有流向前池邊壁的趨勢,加劇了側(cè)向進(jìn)水前池的渦流區(qū)該渦流區(qū)直接導(dǎo)致泵站的前池的過流斷面顯著減小,形成大尺度大范圍回旋水域。因?yàn)榈匦螚l件的限制前池坡度較大,遠(yuǎn)超過文獻(xiàn)[17]所規(guī)定的前池坡度設(shè)計(jì)要求,這使得前池水流更加湍急,導(dǎo)致進(jìn)水池流態(tài)急劇惡化。由圖8(a)可知,1、4 號進(jìn)水池的入口處均有一定的漩渦,流線分布不均,向壁面處彎扭嚴(yán)重,不良的進(jìn)水條件易影響泵裝置正常運(yùn)行,降低泵裝置的效率。

4.2 方案2對前池流態(tài)的影響

針對原方案流態(tài)紊亂的情況,方案2 在前池設(shè)置弧形導(dǎo)流墻。由圖8(b)的流線分布可知,1 號進(jìn)水池流線分布較原方案有所好轉(zhuǎn)。2號進(jìn)水池流線分布較為平均,3號進(jìn)水池前方靠近右側(cè)隔墩出有旋渦,迫使水流向右偏流,水泵左后方漩渦也變小,4號進(jìn)水池流線分布均勻,流態(tài)較好,進(jìn)水池前方漩渦消失。由于導(dǎo)流墻對水流的引導(dǎo),方案2 進(jìn)水池整體流態(tài)較方案1 有所好轉(zhuǎn)。

4.3 方案3對前池流態(tài)的影響

原方案由于前池坡度大,水流流速大使進(jìn)水流態(tài)惡化。針對原方案,將前池坡向進(jìn)水池內(nèi)延伸1.74D。水流進(jìn)入前池在左側(cè)翼墻處形成漩渦壓迫主流,使1號進(jìn)水池的水流向左偏流。2號進(jìn)水池左前方有小部分漩渦,壓迫水流向左偏流。3號進(jìn)水池流線分布均勻流態(tài)較好[圖8(c)]。4號進(jìn)水池水流偏折角度變小,但是底層流線分布相對方案1較差。前池坡度變緩,泵站各個(gè)機(jī)組的站前行近流速波動(dòng)較原方案變大。

4.4 方案4對前池流態(tài)的影響

對于方案3 存在的一些渦流和偏流影響進(jìn)水池流態(tài),在方案3 條件下,加入弧形導(dǎo)流墻。通過弧形導(dǎo)流墻對水流的調(diào)節(jié)作用,進(jìn)水池流態(tài)改善顯著。圖8(d)為方案4 進(jìn)水池流線圖,1~3 號進(jìn)水池流線趨于對稱分布,4 號進(jìn)水池流態(tài)也較方案3有所好轉(zhuǎn)。由于坡度變緩,再加以導(dǎo)流墻對水流的引導(dǎo),從前池到進(jìn)水池,水流的行近流速由不均勻分布逐漸變?yōu)榫鶆蚍植?。如圖9所示,對比方案1~4 的站前行近流速,方案4 的站前行近流速相對其他方案的站前行近流速波動(dòng)較小,流速分布均勻,這說明減緩前池的坡度加上導(dǎo)流墻的整流效果較好。

4.5 水力性能參數(shù)分析

進(jìn)水池的設(shè)計(jì)應(yīng)為水泵進(jìn)口提供良好的進(jìn)水流態(tài)。故本文采用喇叭管進(jìn)口面軸向流速分布均勻度Vzu來評判進(jìn)水池的流態(tài),喇叭管進(jìn)口面如圖10 所示,Vzu的理想值為100%,表明流速分布絕對均勻,其計(jì)算公式如下:

為了評價(jià)整流措施對進(jìn)水池流態(tài)的影響,采用文獻(xiàn)[20]中的漩渦對進(jìn)水池綜合影響函數(shù)。該函數(shù)表示面積與漩渦深度的乘積與距離和水泵喇叭管直徑乘積的比值,函數(shù)F值越小,表示漩渦對進(jìn)水池流態(tài)的影響也就越小,其理想值為F=0,表示前池沒有漩渦。漩渦對進(jìn)水池綜合影響函數(shù)計(jì)算公式為

式中:S為前池漩渦核心區(qū)所占的面積;A為漩渦核心區(qū)到池底的高度;E為漩渦核心到進(jìn)水池進(jìn)口斷面的距離;D為喇叭管直徑。

圖11 為各個(gè)方案下各斷面流速均勻度及漩渦綜合影響函數(shù),由圖11可知原方案的喇叭管進(jìn)口面軸向流速分布均勻度均比較小,都在66%左右,4 號進(jìn)水池由于進(jìn)水偏折,流態(tài)較差流速均勻度比其他斷面低2%。方案2 和方案3 通過弧形導(dǎo)流墻以及減緩前池坡度,各個(gè)進(jìn)水池的流態(tài)均有所改善,流速均勻度較原方案提升約5%。方案4 在方案3 基礎(chǔ)上加入弧形導(dǎo)流墻改善流態(tài),各斷面流速均勻度在75%左右,由于3號進(jìn)水池中水流繞水泵旋轉(zhuǎn)形成回流導(dǎo)致斷面2-3 的流速均勻度較低,比其他斷面低了約3%,總體較原方案提高大約10%。方案4 的F值小于前3 個(gè)方案的F值,表明方案4 中漩渦對進(jìn)水池的影響小,表明進(jìn)水池流態(tài)較好,該整流方案最優(yōu)。

圖12、13 分別是方案1 和方案4 下特征斷面1-1 的軸向速度等值線圖。對比圖12 和圖13 可知:原方案左側(cè)出現(xiàn)大量負(fù)流速區(qū),正流速區(qū)主要偏在右側(cè),這是由于慣性力作用下水流貼著隔墩進(jìn)入進(jìn)水池,流速高峰分布在右側(cè)。方案4 正流速區(qū)面積相對于方案1明顯擴(kuò)大,水流流速高峰分布在進(jìn)水池中間,流速分布較原方案變得均勻。

4.6 方案4對不同開機(jī)組合下進(jìn)水池流態(tài)影響

在泵站實(shí)際運(yùn)行工程中,若抽水流量低于設(shè)計(jì)流量時(shí),可采取減少開機(jī)臺數(shù)以滿足實(shí)際運(yùn)行流量的要求。本文對兩個(gè)流量工況(0.75Q設(shè),0.5Q設(shè))時(shí)考慮開三臺機(jī)組或兩臺機(jī)組,在方案4 的整流措施下進(jìn)行數(shù)值模擬分析整流措施對其流態(tài)的影響,具體方案如表4所示。如圖14 所示,方案1 進(jìn)水池流線平順,流態(tài)較好;方案2 情況下,2 號進(jìn)水池的左前方有較大漩渦,3號進(jìn)水池流線平行分布,4號進(jìn)水池有左側(cè)隔墩有漩渦分布距水泵進(jìn)水管較近易影響水泵運(yùn)行。方案3 的情況下,1、2 號進(jìn)水池前方均有一定回流但對進(jìn)水池整體流態(tài)影響不大,進(jìn)水池流態(tài)較好;方案4 情況下,3、4 號進(jìn)水池前方均有漩渦,3#進(jìn)水池漩渦引起進(jìn)水流態(tài)惡化;方案5 情況下,2 號進(jìn)水池前方有小范圍漩渦,3 號進(jìn)水池流線平順近似平行分布。綜合上述流態(tài)分析,方案1 和方案3 流態(tài)較好,建議在實(shí)際運(yùn)行情況中采用方案1和方案3這兩種開機(jī)方案。

表4 不同開機(jī)組合方案表Tab.4 Tables of different start-up combinations

5 結(jié) 論

基于數(shù)值模擬對泵站多機(jī)組運(yùn)行時(shí)側(cè)向進(jìn)水前池及進(jìn)水池的流態(tài)變化進(jìn)行了分析,對比了各機(jī)組的站前行近流速和喇叭管進(jìn)口面流速分布均勻度,并給出了3種流態(tài)調(diào)整方案,分析得出如下結(jié)論。

(1)根據(jù)前池流線的趨勢,設(shè)置弧形導(dǎo)流墻可以對水流起到很好的引導(dǎo)作用;前池坡度變緩水流流速變緩,水流進(jìn)入進(jìn)水池的流態(tài)變好。

(2)通過3種方案的流態(tài)分析以及行近流速、喇叭管進(jìn)口面流速分布均勻度和漩渦綜合影響函數(shù)的比較,采用減小前池縱向坡度和弧形導(dǎo)流墻的整流方案,側(cè)向進(jìn)水前池和進(jìn)水池的流態(tài)最好,流線趨于均勻分布,流速分布也更加合理。

(3)相比原設(shè)計(jì)方案,方案4各機(jī)組的站前行近流速相分布均勻,喇叭管進(jìn)口面的軸向流速分布均勻度平均提高了約10%,漩渦綜合影響函數(shù)F值下降了3.4,表明采用弧形導(dǎo)流墻和減小側(cè)向進(jìn)水前池縱向坡度,對泵站進(jìn)水流態(tài)有一定的改善作用,本研究可為相似工程提供一定的參考?!?/p>

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