開敞進水池泵站垂直進水管道的水力特性研究

李曉超, 謝敏萍, 李君, 謝威威, 秦蓉, 張浩

(1.華北水利水電大學,河南 鄭州 450046; 2.中國民航大學,天津 300300; 3.河南天池抽水蓄能有限公司,河南 南陽 474664)

泵站進水管道是連接泵站進水池和水泵的一段重要管路,其出水口直接與水泵的進水口相連,因此進水管道的水力特性直接影響水泵的性能。若進水管道內流態(tài)較差,其內部存在的漩渦或渦帶隨水流進入水泵,致使水泵產生振動、汽蝕等危害,這將大大影響水泵的效率,嚴重時甚至危及機組和廠房的安全[1]。

借助CFD軟件對進水管道內部流動細節(jié)進行分析,較傳統試驗方法可節(jié)省大量的人力物力。夏學坤等[2]采用CFD軟件對實際工程中更新改造的進水管道進行了數值模擬,通過對不同偏心異徑管連接進水管道的3種優(yōu)化設計方案的計算和對比分析,發(fā)現3種方案下的管路水力特性均能滿足實際要求。陳義春等[3]結合某市泵站工程,針對其出現的泵站機組進水管段經常抽不上水和進水管水流含氣量高的問題,開展以下工作：借助CFD相關軟件分別計算和分析原始狀態(tài)下及優(yōu)化方案狀態(tài)下的機組工作狀況；在原始狀態(tài)下設置了3種不同運行方案,通過分析發(fā)現了對應5號機組的問題所在,并對進水管位置做了相應調整,分別設置了2種調整優(yōu)化方案；經計算分析,并以軸向流速均勻度和平均流速偏流角為評價指標,發(fā)現優(yōu)化后的機組進水管道水力特性有了顯著提升。高傳昌等[4]針對某引黃提灌泵站因進水管路布置不合理而出現的進水管路流態(tài)惡化、泵裝置效率低下等問題,提出了優(yōu)化方案,并借助Fluent軟件以泵站進水管路為研究對象對優(yōu)化前后的進水管路布設方案進行了數值模擬,對優(yōu)化前后不同管徑組合的進水管路分別在5種流量下進行了計算分析,通過觀察各方案在3個截面下的流場分布、流速分布均勻度、水力損失、渦量分布,發(fā)現優(yōu)化方案效果顯著。徐存東等[5]結合甘肅省景泰川電力提灌二期工程總干一泵站,針對臥式離心泵機組豎式布置的進水管路的后壁距與懸空高對進水流道水力特性的影響,采用Fluent軟件進行模擬計算,并以水力損失、流速分布均勻度兩個參數為優(yōu)化目標函數,對比其設計的不同懸空高與不同后壁距共計7種方案下的計算結果發(fā)現:懸空高越大,水力損失先急劇減小后緩慢減小,速度分布均勻度先增大后減小;后壁距越大,水力損失先急劇減小后緩慢減小,而后又略有回升,速度分布均勻度則隨后壁距增大先不斷變大后緩慢變大；但后壁距越大,進水池內遠離來流方向會產生大面積回流,進水前池周邊流速變小,甚至出現靜水現象,致使泥沙淤積?？椎轮t等[6]以某城市大型泵站為例,通過Fluent軟件模擬計算進水管懸空高與管徑不同比值方案下進水管路的水力特性,主要以水力損失和流速分布均勻度為評價指標來分析不同方案下進水管路的水力特性，結果發(fā)現:進水管懸空高與管徑比值為1.2時,進水管路的水力特性最優(yōu);當比值從0.6不斷增大時,速度分布均勻度先不斷增大后減小,比值為1.4時速度分布均勻度增長至最大;水力損失隨進水管懸空高與管徑比值的增大先逐漸減小,當比值為1.2時,水力損失趨于平穩(wěn)后有輕微上浮;綜合考慮,推薦進水管路懸空高與管徑比為1.2～1.5。

目前,國內外專家、學者針對泵站進水池漩渦、進水池參數、進水管路的位置參數進行了較為全面的研究，但針對黃河沿岸泵站,尤其是中下游引黃提灌泵站的相關研究涉及較少。由于黃河連年來的持續(xù)沖水調沙使得黃河水位下降,部分原來自流式取水泵站已被迫轉換取水方式,其他泵站也因黃河水位下降,進水池、進水管道內部流態(tài)惡化,機組運行效率低下。故而針對其進水池、進水管路的升級改造勢在必行。但進水池及進水前池等往往受到地形因素的限制而改造工程量大,且進水池方面對進水流態(tài)的影響往往不如進水管道影響大。大部分引黃提灌泵站建造時間較為久遠,其進水管路受限于當時的管路制造、加工等工藝水平,致使進水管路布設形式往往偏離實際情況較大,因此開展進水管道的優(yōu)化布設研究十分必要。

本文針對黃河下游某引黃提灌泵站進水管路的實際情況,提出優(yōu)化方案,進一步優(yōu)化泵站進水管道水力特性,從而提高水泵工作性能,最終提升泵站工程的整體效益,也為日后類似泵站的管道優(yōu)化布設提供技術參考。

1 概況

該泵站安裝有20臺24Sh-9A型臥式離心泵,其中水泵進水口直徑為600 mm。喇叭管懸空高1 570 mm,喇叭管中心至后壁距離為1 700 mm。與喇叭管相連的進水管路直徑有600 mm和800 mm兩種,在穿墻時,進水管道經偏心漸縮管第一次變徑后,管道直徑減小至500 mm,穿墻后管道與偏心漸擴管相連,管道直徑恢復至600 mm,并與水泵進水口連接。進水管路示意圖如圖1所示。

圖1 優(yōu)化前進水管道示意圖

對于該泵站的進水管路布置方案,由管道穿墻歷經的兩次直徑變化而產生的水力損失很大,使得管道內部的水流流動紊亂,嚴重影響水泵的正常運行,引起水泵發(fā)生空化、振動等現象。這與工作人員反映的水泵運行時噪音大且伴隨放炮似響聲的現象一致。此外,泵站工作人員在維護時還發(fā)現了一葉輪根部已出現較大裂紋。對此,對進水管道進行了優(yōu)化設計,在保持其他參數不變的情況下,取消了原來的管道穿墻變徑環(huán)節(jié),在水泵裝置進水口前設置長度為500 mm的偏心漸縮管,并設計了進水管管徑分別為600、650、700、750、800、850 mm的六種方案進行模擬計算。其中管徑為800 mm方案下的進水管路示意圖如圖2所示。

圖2 優(yōu)化后進水管道示意圖

2 數值模擬

2.1 計算方案

泵站進水管路根據不同的進水管道直徑(600、650、700、750、800、850 mm)共設6種優(yōu)化方案,各方案的喇叭管懸空高、后壁距均保持不變，分別為1 570、1 150 mm。由于水泵裝置進水口直徑為600 mm,故進水管道為600 mm的計算方案不需設置偏心漸縮管,其他方案下的偏心漸縮管長度均為500 mm。

2.2 計算模型與網格劃分

近年來,泵站內部流動分析方法不斷發(fā)展,相關計算流體力學軟件不斷成熟[7]。為重點研究進水管道內部的水流流動特性,計算模型包括進水池、進水前池以及進水管水體。通過NX.UG軟件按1∶1比例進行建模。采用大型流體力學計算軟件ANSYS Fluent自帶的Meshing模塊對模型進行網格劃分,剖分形式采用混合網格形式(內部為六面體結構網格、邊壁采用多面體結構網格),對流速梯度變化大的喇叭口處進行局部加密,以滿足工程及計算精度要求。此外,邊壁處網格也進行適當加密,以確保壁面處網格梯度滿足要求。為得到可靠的數值模擬結果,經網格無關性分析,確定網格數量為749萬。網格無關性分析如圖3所示。

圖3 網格無關性分析

2.3 控制方程與邊界條件

數值模擬采用雷諾時均N-S方程模型,渦粘模型選用能更好模擬進水池表面旋渦及附壁旋渦的Realizable k-ε模型[8],用SIMPLEC算法進行求解。為更方便地確定邊界條件,進水口斷面延伸至進水前池足夠遠處,可認為流速分布均勻,進水口應用速度為進口邊界條件;出水口斷面即流道出口斷面作為出水口邊界,出口設置為自由出流條件。由于進水池和前池水面穩(wěn)定,將其設為對稱面邊界條件,計算區(qū)域內的固體邊壁均為壁面,采用壁面無滑移邊界條件。各方案均在設計流量0.88 m3/s下計算。

2.4 分析截面與評價函數

選取如下截面分析流道內部水力特性:Z方向,Z=4.29 m;X方向,X=9.80 m、X=12.44 m;Y方向,Y=2.87 m。對以上4個截面進行流線、流速分析,各截面位置如圖4所示。

圖4 分析截面示意圖

(1)

(2)

(3)

3 結果與分析

采用CFD-post軟件對6種優(yōu)化方案的數值模擬計算結果進行后期處理后,得到優(yōu)化方案下的四個截面流速云圖和流線圖,及整體計算域的流線圖,如圖5所示。由圖5可知:各方案的流場分布情況類似,前池和進水池內水流整體流態(tài)平穩(wěn)、管道流線平順;方案二較其他方案在喇叭管附近流態(tài)更加平穩(wěn),水流均勻流入喇叭管中,沒有明顯橫流擾動,但前池與進水池外壁交界處出現明顯回流區(qū),這較其他方案略大;管徑變化對進水池內流場影響不大,主要影響管道內水流流態(tài)。

圖5 流線圖

圖6為Z截面流速云圖,表明各方案下的流速分布整體較為一致。由圖6可知:喇叭管段內隨著管道斷面面積的減小,水流流速逐漸增加;直管段水流保持原有慣性流動;彎管中水流靠近內側邊壁處的流速高,外側的水流流速低,符合彎管流體流動的力學規(guī)律;出口直管段水流保持彎管段的慣性進行流動;偏心漸縮管內管道水流流速不斷提高,分布更加均勻。綜合各方案流速分布圖可知:隨著管徑的不斷增大,進水管道水流流速不斷降低。方案一管道水流流速范圍主要為2.677～3.442 m/s,整體流速最高;方案二管道水流流速范圍主要為2.302～2.960 m/s;方案三管道水流流速范圍主要為1.956～2.608 m/s;方案四管道水流流速范圍主要為1.654～2.316 m/s;方案五管道水流流速范圍主要為1.349～2.023 m/s;方案六管道水流流速范圍主要為1.030～1.717 m/s。國家現行規(guī)定要求泵站進水流道管道流速為1.500～2.000 m/s,可知方案一至方案三管道整體流速均較大程度地超出規(guī)范標準要求[10-12],方案四整體水流流速略大,方案五進水管道整體水流流速較符合國家規(guī)范的流速范圍值,而方案六水流流速略小。故進水管道管徑不宜過小。

圖6 Z=4.29 m截面的流速云圖

圖7為6種優(yōu)化方案對應的Y方向進水管路彎管處截面的流速云圖和流線圖。由圖7可知:6種方案下的流速梯度在水平方向均呈環(huán)狀分布,環(huán)心區(qū)域為高流速區(qū)域,且環(huán)心位置靠近管路內側邊壁處;彎管內側為高流速區(qū),彎管外側為低流速區(qū),符合流體力學相關知識;隨著管道半徑逐漸增大,可明顯觀察到管內流速下降。除方案二管道內部無漩渦、流線平順外,其他方案下均有漩渦產生,且該漩渦靠近管路中心偏彎管外側處。其中:方案一沒有偏心漸縮管,其管道出現漩渦,是因為其管徑小,流速大,流經彎管處流態(tài)紊亂;方案二至方案六均設有偏心漸縮管且其長度保持不變,方案二無漩渦產生,方案三、四漩渦較弱,方案五、六漩渦較強。這可能是因為隨著進水管道直徑的增大,管內流速降低,流態(tài)趨于平穩(wěn),但水流流經彎管時,管徑越大,內部水流所受速度環(huán)量越大,水流橫向速度影響越嚴重,致使水流不穩(wěn),產生漩渦。

圖7 Y=2.87 m截面的流速云圖和流線圖

圖8為6種優(yōu)化方案對應的X方向進水管路彎管處截面的流速云圖和流線圖。由圖8可知:6種方案下的整體流速分布較均勻,高流速區(qū)靠近管道中心,在管道下邊壁處均出現較小面積的低流速區(qū)域。這是因為在彎管段,流體靠近管道內側的流速高,流出彎管進入出口直管段時,水流依然保持其原有運動慣性,沿圓周切向向管道上部流動,使得出口直管段的管道下邊壁部出現低流速區(qū)。各方案在此斷面均產生漩渦,但方案二對應產生強度較小且較為對稱的兩漩渦,其他方案下主要產生以靠近管道右邊壁的漩渦為主,且隨著管徑的增大,水流向右邊壁側集中。這可能是因為管徑增大導致水流所受速度環(huán)量增加,加上水流流經彎管受離心力作用,致使其向外壁側偏離。

圖8 X=9.8 m截面的流速云圖和流線圖

圖9為6種優(yōu)化方案對應的X方向進水管路出口處截面的流速云圖和流線圖。由圖9可知:6種方案下的流速梯度,整體在豎直方向呈環(huán)狀分布、流速分布均較為均勻。其中:方案一沒有設偏心漸縮管,其管道直徑最小,管內流速最大為3.442 m/s,管道內流線紊亂,管道中心處出現漩渦;方案二至方案六均設有偏心漸縮管,其管內流速隨管徑的增大先減小后增大；方案三流速最小,為3.260 m/s;方案六流速最大,為3.434 m/s。整個進水管道內,水流流速值隨管道直徑增大而不斷降低,但出水口斷面流速值卻先降低后增加。這是因為出口段增設了偏心漸縮管。偏心漸縮管在調整水流流態(tài)的同時,也影響了水流的速度。偏心漸縮管的進口斷面直徑與進水管道的直徑一致,但其出口斷面的直徑與水泵裝置進口斷面直徑相同且保持不變。

圖9 X=12.44 m截面的流速云圖和流線圖

觀察各方案的流線情況可知,隨著管徑的增加,其流線分布更加均勻。方案一至方案三流線較紊亂,有漩渦出現;方案四至方案六流線平順,流態(tài)平穩(wěn)。這是因為方案一無偏心漸縮管,且流速高,水流流態(tài)紊亂;而方案二至方案六均設有偏心漸縮管,其流態(tài)較方案一好。其中方案二至方案四流態(tài)改善效果明顯,方案五、六流態(tài)雖進一步有所改善,但程度不大。這是因為偏心漸縮管出口直接與水泵進口管道相連,起調整水流流態(tài)的作用。管道直徑不斷增大,水流流速不斷降低,漸縮管調整效果增強,當方案五和方案六的管道直徑進一步增大時,水流流速進一步降低,但偏心漸縮管進口斷面面積變大,這使得偏心漸縮管的漸縮程度加劇,水流在偏心漸縮管內的徑向速度分量變大,水流流態(tài)變差,因管道流速小,使得該變化不明顯。故方案五和方案六的改善效果較方案四不明顯。

圖10為進水管道水力損失圖。由圖10可知:隨著管徑的不斷增大,水力損失先減小后增加。其中600 mm管徑對應的水力損失最大,為6.03 cm;750 mm管徑對應的最小水力損失值為2.05 cm。這是因為管徑較小時,管內水流流速較大,局部損失和沿程損失均較大。管徑變大,管內流速降低,水力損失降低,但隨著管徑的進一步增大,出口的偏心漸縮管段收縮程度加劇,造成水力損失增大。

圖10 進水管道水力損失

圖11為進水管道的水流流速分布均勻度圖。由圖11可知:進水管道的流速分布均勻度隨著管徑的變大先迅速增大,后緩慢增大。這是因為管徑由小變大,管內水流流速不斷降低,水力損失減小,水流流態(tài)趨于平穩(wěn),加上偏心漸縮管對水流的調整作用,流速分布均勻度不斷增加。隨著管徑增大、流速進一步降低,速度均勻度繼續(xù)提升,但偏心漸縮管收縮程度的不斷增大,使得水流徑向分量不斷變大,不利于水流的平穩(wěn)流動,致使出口斷面的速度分布均勻度提升幅度減小。出口斷面流速分布均勻度從管徑增大為750 mm之后,流速均勻度的提升值變小。其中,管徑600 mm的出口斷面流速分布均勻度最小,為97.1%;管徑850 mm的出口斷面流速分布均勻度最大,為98.1%。雖然600 mm的出口斷面流速分布均勻度最小,但仍大于97.0%,各方案的流速分布均勻度差值不大,最值之間的差距也不到1.0%,各方案的流速分布均勻度均較好。

圖11 進水管道的流速分布均勻度

圖12為水流速度加權平均角隨管徑的變化情況圖。

圖12 進水管道的速度加權平均角

由圖12可知,隨著管徑的增大,水流速度加權平均角先增大后減小。這是因為管道內水流流速較大時,其水流流態(tài)紊亂、水力損失大、速度加權平均角低。雖然方案二對應的流速也較大,但偏心漸縮管對其出口段水流流態(tài)進行了調整,且流速不斷降低,其速度加權平均角提高明顯,方案二至方案六的速度加權平均角逐漸降低。這可能是因為管道直徑不斷增大,管道內水流流速降低的同時,偏心漸縮管漸縮程度也隨管徑增大不斷加大,使得出口水流徑向速度分量增大,從而影響出口斷面的速度加權平均角。其中,管徑為650 mm時進水管路速度加權平均角最大,為87.08°;管徑為850 mm時速度加權平均角最小,為78.01°。可見速度加權平均角的波動幅度比較大,故為保證良好的速度加權平均角,管徑值不宜過大。

4 結論

本文借助Fluent流體力學計算軟件,對開敞式進水池引黃泵站的進水管道進行了數值模擬,通過選取特征截面進行流態(tài)分析,以出水口斷面流速分布均勻度和速度加權平均角為優(yōu)化目標函數,得出以下結論:

1)進水管管徑較小時,進水管道水流流速大、水力損失大、流態(tài)差,進水管道出口斷面流速分布均勻度、速度加權平均角不高,不滿足國家標準要求。

2)進水管管徑較大時,進水管道水流流速值低于國家規(guī)范值,且出口處受偏心漸縮管的影響,進水管道水力損失增加、出口斷面水流速度加權平均角最低。

3)偏心漸縮管對水流有一定的調整作用,可在一定范圍內降低水力損失,但會導致水流速度加權平均角降低,故其漸縮程度不宜過大。

4)結合各方案的進水管道典型斷面的流速分布云圖、流線圖和流道出口斷面的速度分布均勻度和速度加權平均角,對比整體流線圖和進水管道水力損失的分析結果,方案四即管道直徑為750 mm時的進水管道水力特性最優(yōu)。

本文僅針對不同管徑下的進水管路水力特性展開了分析研究,就偏心漸縮管長度等參數對進水管道內水流的影響,尚有待進一步分析研究。