泵站前池單排方柱整流措施數(shù)值模擬

夏臣智,成 立,趙國鋒,于 磊,吳牧天,徐文濤

(揚(yáng)州大學(xué)水利與能源動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 揚(yáng)州 225000)

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泵站前池單排方柱整流措施數(shù)值模擬

夏臣智,成 立,趙國鋒,于 磊,吳牧天,徐文濤

(揚(yáng)州大學(xué)水利與能源動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 揚(yáng)州 225000)

為改善泵站前池內(nèi)水流流態(tài),基于Fluent軟件,運(yùn)用RNGk-ε模型對(duì)加單排方柱的正向進(jìn)水泵站前池流態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬,分析單排方柱的幾何參數(shù)對(duì)前池流態(tài)改善的影響。結(jié)果表明:單排方柱具有分流效果,流經(jīng)單排方柱的水流會(huì)向前池兩側(cè)分散,在單排方柱的后方形成漩渦。無整流措施時(shí),泵站前池流態(tài)紊亂;通過在前池加設(shè)單排方柱可顯著改善流態(tài);單排方柱宜布置在前池前中部,不宜布置在兩側(cè)回流區(qū)內(nèi);方柱寬度越小,分流作用越小,行近流速分布越不均勻。

泵站;前池;整流措施;方柱;流態(tài);數(shù)值模擬

立柱是一種被用于泵站前池內(nèi)流態(tài)改善的工程措施,周濟(jì)人等[1]對(duì)此進(jìn)行了物理模型試驗(yàn),并介紹了立柱和底坎組合在泵站前池流態(tài)改善中的作用。此后,羅縉等[2]在火(核)電站循環(huán)水泵房前池中也采用了立柱和底坎組合的整流措施,取得了較好的整流效果,并經(jīng)模型試驗(yàn)得到驗(yàn)證。朱紅耕[3]通過模型試驗(yàn)分析了水位對(duì)立柱整流的影響。羅燦等[4]將立柱與隔墩以及隔板組合用于側(cè)向進(jìn)水泵站的流態(tài)改善。上述研究表明,立柱在前池流態(tài)改善中有良好的作用。然而,對(duì)于單排方柱及其布置方法在泵站前池內(nèi)的整流機(jī)理的研究較少。

數(shù)值模擬方法在對(duì)泵站前池流態(tài)改善研究中被廣泛采用。劉超等[5]采用數(shù)值模擬方法對(duì)取水前池內(nèi)流態(tài)改善進(jìn)行了研究,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)十分吻合。于永海等[6]采用VOF方法,基于Realizablek-ε紊流模型對(duì)泵站前池導(dǎo)流板整流措施進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。羅燦等[7]基于N-S方程和Realizablek-ε紊流模型,模擬了正向進(jìn)水前池中無任何措施和增設(shè)底坎整流措施的流態(tài)。

本文基于Fluent軟件模擬了單排方柱的整流效果,分析研究單排方柱在不同位置和幾何參數(shù)下對(duì)改善前池流態(tài)的影響。

1 前池及單排方柱參數(shù)

所研究的泵站進(jìn)水前池為正向擴(kuò)散前池(圖1),包括兩孔涵洞、前池、進(jìn)水池(1～10號(hào))和吸水管。前池相關(guān)參數(shù)包括前池長度L0、前池寬度B0和吸水管直徑D0，單排方柱的相關(guān)參數(shù)包括方柱寬度B1、單排方柱距進(jìn)水池的長度L1和方柱的數(shù)量N。圖1中斷面3為計(jì)算時(shí)站前行近流速取值斷面,距進(jìn)水池0.438D0。各機(jī)組的站前行近流速取測(cè)速斷面上正對(duì)吸水管中心測(cè)線上的平均速度。斷面1和斷面2為前池內(nèi)水力損失的計(jì)算斷面。

圖1 泵站計(jì)算模型

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 流體控制方程及邊界條件

泵站涵洞、前池和進(jìn)水池內(nèi)的水流流動(dòng)特性為三維不可壓黏性流動(dòng),其流體動(dòng)力學(xué)控制方程包括連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程[8]:

(1)

(2)

進(jìn)口邊界取在涵洞進(jìn)口,設(shè)置為質(zhì)量流量進(jìn)口,以避免網(wǎng)格劃分密度不均引起的計(jì)算誤差[9]。出口邊界取在進(jìn)水池出水管出口,設(shè)置為靜壓出口。各固壁面采用壁面函數(shù)處理。由于水位變化不大,自由液面采用剛蓋假定處理[10]。

2.2 網(wǎng)格劃分

對(duì)前池和涵洞采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分,對(duì)進(jìn)水池采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分。全局單元最大尺寸為0.02 m,加密尺寸為0.01 m。對(duì)研究對(duì)象前池劃分了不同數(shù)量的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量在9.7萬～29.3萬。通過計(jì)算,前池網(wǎng)格數(shù)量為21.8萬時(shí),可滿足網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)要求。計(jì)算網(wǎng)格如圖2所示。

2.3 湍流模型選擇

泵站內(nèi)流動(dòng)一般為高雷諾數(shù)的湍流流動(dòng),特別是前池內(nèi)水流的擴(kuò)散流動(dòng),往往存在邊壁脫流和大尺度回流的狀況,采用兩方程k-ε模型較為合適[11]。在對(duì)泵站前池進(jìn)行計(jì)算時(shí),有選用RNGk-ε模型的[12],也有選用Realizablek-ε模型的[13]。本文對(duì)比了上述兩種兩方程k-ε模型對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響,并與文獻(xiàn)[11]及[14]試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。圖3為泵站站前行近流速分布,兩種湍流模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值[11]分布趨勢(shì)相近,泵站中間機(jī)組前的流速大,兩側(cè)機(jī)組前的流速小,邊側(cè)機(jī)組前的行近流速為負(fù)值,表明前池兩側(cè)邊壁處存在回流區(qū)。圖4為RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型前池0.5H(H為水深)截面的流速分布,可見兩種模型均能計(jì)算出前池兩側(cè)存在回流區(qū),但是RNGk-ε模型計(jì)算結(jié)果顯示,前池中部流速較大,兩側(cè)存在大小相近的回流區(qū),與文獻(xiàn)[14]更為接近。因此采用RNGk-ε模型對(duì)前池流態(tài)進(jìn)行模擬。

圖2 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格

圖3 站前行近流速分布

圖4 前池0.5H截面流速分布對(duì)比(單位：m/s)

3 研究方案

為研究方柱的幾何參數(shù)和布置形式對(duì)前池內(nèi)流態(tài)的影響,設(shè)計(jì)7個(gè)方案(表1)來分析方柱的布置位置(方案1～3)、方柱寬度(方案1、4、5)和方柱數(shù)量(方案1、6、7)對(duì)前池內(nèi)流態(tài)的影響。設(shè)計(jì)無整流措施方案(方案0)作為對(duì)照方案。方柱的具體布置形式如圖5所示。

表1 研究方案

圖5 泵站前池及方柱布置形式及參數(shù)

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 無整流措施的前池流態(tài)

圖6 無整流措施前池內(nèi)流線(單位：m/s)

圖7 無整流措施站前行近流速分布

圖6為無整流措施的前池內(nèi)流態(tài),圖7為無整流措施各機(jī)組站前行近流速分布。無整流措施的前池流態(tài)不良,兩邊壁側(cè)有大范圍的回流區(qū),回流區(qū)的范圍與前池長度近乎相等。由于前池兩側(cè)回流區(qū)逼近進(jìn)水池,斷面3的行近流速分布很不均勻,中間流速大,兩側(cè)流速小。

4.2 單排方柱位置對(duì)前池流態(tài)的影響

圖8 方案1前池0.5H截面流速分布(單位：m/s)

圖9 方案2前池0.5H截面流速分布(單位：m/s)

圖10 方案3前池0.5H截面流速分布(單位：m/s)

圖8～10為方案1～3的前池內(nèi)流態(tài),顯示加入方柱后前池內(nèi)流態(tài)發(fā)生明顯的改變,方案0中主流在前池中間的流態(tài)得到改善,前池兩側(cè)的大范圍回流區(qū)被消除。方柱在其中起到阻水分流的作用,同時(shí)流體流過方柱后會(huì)在其后部形成卡門渦,而多個(gè)方柱后方的流場(chǎng)會(huì)形成復(fù)雜卡門渦場(chǎng),流體間發(fā)生更強(qiáng)烈的能量交換,使得方柱后的水流流速得到進(jìn)一步的調(diào)整。但是方柱后水流的能量交換和流速調(diào)整是需要空間的,從方案1～3的流態(tài)可以看出,如果方柱距離進(jìn)水池過近,方柱后的渦場(chǎng)反而會(huì)進(jìn)一步影響機(jī)組的行近流速。與方案2和方案3相比,方案1中間機(jī)組(3～8號(hào))前的行近流速波動(dòng)較小,分布更為均勻,方柱整流效果較好(圖11)。在前池內(nèi)采用方柱進(jìn)行整流時(shí),推薦方柱布置位置在前池?cái)U(kuò)散段末端。

圖11 不同方柱位置站前行近流速分布

4.3 單排方柱寬度對(duì)前池流態(tài)的影響

圖12 方案4前池0.5H截面流速分布(單位：m/s)

圖13 方案5前池0.5H截面流速分布(單位：m/s)

圖12、13為方案4和方案5的前池內(nèi)流態(tài),改變方柱的寬度,對(duì)前池內(nèi)流態(tài)調(diào)整也有明顯的影響。方柱寬度過小,則其阻水分流的效果就不明顯,其柱后的水流能量交換效果也不太好,方案4前池一側(cè)仍存在較大的回流區(qū),影響到該側(cè)機(jī)組的進(jìn)水流態(tài)。方柱寬度增大時(shí),其阻水分流效果明顯。但是方柱間的距離隨著方柱的寬度變大而變小,使得水流在流過方柱后,流速變大,回流區(qū)發(fā)生于前池兩側(cè)靠近進(jìn)水池的位置,影響邊側(cè)機(jī)組的流速。與方案0相比,方案4、5的邊側(cè)機(jī)組流速仍然較小(圖14),即使增大方柱的寬度也不能很好地改善邊側(cè)機(jī)組的進(jìn)水流態(tài)。

圖14 不同方柱寬度站前行近流速分布

4.4 單排方柱數(shù)量對(duì)前池流態(tài)的影響

考慮到前池兩側(cè)水流流速較小,若在前池邊側(cè)設(shè)置方柱,水流流速將進(jìn)一步降低,對(duì)邊側(cè)機(jī)組的進(jìn)水流態(tài)改善效果不佳,所以在方案1的基礎(chǔ)上,從邊側(cè)起對(duì)稱減少方柱的數(shù)量(方案6和方案7)。圖15、16分別為方案6、7的前池內(nèi)流態(tài)。方案6、7的回流區(qū)位置均在前池的前中部,與進(jìn)水池相距較遠(yuǎn),不會(huì)惡化進(jìn)水池前的進(jìn)水流態(tài)。比較圖8、圖15和圖16進(jìn)水池前的流線可以看出,方案6進(jìn)水池前的流線更均勻,入流方向更好。方案6和方案7各機(jī)組的站前行近流速分布較為均勻(圖17),與方案0相比,各機(jī)組的進(jìn)水流態(tài)改善較為明顯。綜合比較前池內(nèi)流態(tài)和站前行近流速分布,方案6的方柱設(shè)置對(duì)前池內(nèi)流態(tài)改善最佳。

圖15 方案6前池0.5H截面流速分布(單位：m/s)

圖16 方案7前池0.5H截面流速分布(單位：m/s)

圖17 不同方柱數(shù)量站前行近流速分布

改變方柱數(shù)量后計(jì)算前池的水力損失如表2所示。由表2可知,在前池內(nèi)設(shè)置方柱和改變方柱的數(shù)量對(duì)水力損失的影響很小。隨著方柱數(shù)量的減少(方案6、7),前池內(nèi)水力損失增大,這是因?yàn)闇p小前池兩側(cè)方柱后,柱后的水流湍動(dòng)加強(qiáng)。

表2 前池內(nèi)水力損失

圖18為方案1在不同水位工況下站前行近流速分布。由圖18可知,隨著水位的增高,機(jī)組的站前行近流速變化變小,經(jīng)過方柱調(diào)整后,進(jìn)入進(jìn)水池的水流變得更加均勻。水位過低時(shí),站前行近流速分布變化較大,進(jìn)入進(jìn)水池的水流沒有得到充分地調(diào)整。這說明,水位變化對(duì)前池內(nèi)單排方柱整流效果影響較為明顯。

圖18 不同水位工況下方案1站前行近流速分布

4.5 單排方柱整流效果分析

綜合分析上述各研究方案可知,當(dāng)水流流經(jīng)單排方柱時(shí),由于單排方柱阻水分流作用,水流會(huì)流向前池兩側(cè),改變前池兩側(cè)水流流態(tài),減小兩側(cè)回流區(qū)。同時(shí),在單排方柱后產(chǎn)生卡門漩渦,其范圍受單排方柱位置、方柱寬度和數(shù)量的影響。水流受漩渦的影響,發(fā)生能量傳遞,行近流速由不均勻分布逐漸過渡到均勻分布(圖19)。

圖19 行近流速變化示意圖

5 結(jié) 論

a. 無整流措施時(shí),前池兩側(cè)水流存在大尺度回流區(qū),泵站進(jìn)水池前行近流速分布不均勻。

b. 單排方柱的位置布置方式對(duì)前池內(nèi)流態(tài)改善有明顯影響。當(dāng)單排方柱位于0.6L0、寬度為0.05B0時(shí),前池內(nèi)流態(tài)得到很好改善,斷面3行近流速分布合理。

c. 前池內(nèi)水位變低會(huì)影響前池內(nèi)單排方柱整流效果。

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Numerical simulation of flow pattern in forebay of pump station with single row of square columns

XIA Chenzhi, CHENG Li, ZHAO Guofeng, YU Lei, WU Mutian, XU Wentao

(School of Hydraulic, Energy and Power Engineering, Yangzhou University, Yangzhou 225000, China)

In order to improve the flow pattern in the foreway of a pump station, the RNGk-εturbulence model based on the Fluent software was used to simulate the flow pattern in the front inflow forebay of a pump station with a single row of square columns, and the effect of geometric parameters of these square columns on the flow pattern in the foreway was analyzed. The results show that a single row of square columns leads to flow separation, the water flowing through the square columns disperses to the two sides of the foreway, and vortices form behind the square columns. Without rectification measures, the flow pattern is disorderly in the forebay, but it is significantly improved when a single row of square columns are arranged in the forebay. These square columns should be arranged in the forepart and middle of the forebay, not in the backflow zone at the two sides. The flow separation effect decreases and the approach velocity is more non-uniform with the decrease of the width of square columns.

pump station; forebay; rectification measure; square column; flow pattern; numerical simulation

國家科技支撐計(jì)劃(2015BAD201301-02);江蘇省研究生培養(yǎng)創(chuàng)新工程(KYLX16-1395);江蘇省大學(xué)生學(xué)術(shù)科技創(chuàng)新基金(201611117030Z)

夏臣智(1990—)，男，博士研究生，主要從事泵站工程研究。E-mail:xiachenzhi@foxmail.com

成立(1975—)，男，教授，博士，主要從事泵站工程研究。E-mail:chengli@zu.edu.cn

10.3880/j.issn.1006-7647.2017.04.010

TV135;TV675

A

1006-7647(2017)04-0053-06

2017-01-08 編輯：鄭孝宇)