進水池吸氣渦控制方法

收稿日期： 2022-11-07； 修回日期： 2023-02-28； 網(wǎng)絡(luò)出版時間： 2024-06-24

網(wǎng)絡(luò)出版地址： https：//link.cnki.net/urlid/32.1814.TH.20240621.1303.012

基金項目： 國家自然科學(xué)基金資助項目（51909231，52179091）；江蘇省水利科技項目（2022016）；江蘇省研究生科研創(chuàng)新計劃課題 （KYCX22_3481）；揚州大學(xué)2021年校教改課題（YZUJX2021—C12）

第一作者簡介： 黃先北（1991—），男，江西贛州人，副教授，博士（znhuang@163.com），主要從事泵站工程水力機械內(nèi)部流動研究.

通信作者簡介： 仇寶云（1962—），男，江蘇揚州人，教授，博士生導(dǎo)師（byqiu@yzu.edu.cn），主要從事水利水電工程、泵及泵站研究．

摘要： 以進水池模型為研究對象，探索有效的吸氣渦控制方法，基于計算流體動力學(xué)（CFD）技術(shù)，分析消波板與幕墻2種方法對吸氣渦的抑制效果，并重點研究關(guān)鍵幾何參數(shù)的影響.采用開源CFD軟件OpenFOAM進行數(shù)值模擬，基于三方程的Bifurcation湍流模型求解湍流場以及CLSVOF方法捕捉氣液交界面，從吸氣渦形態(tài)、渦量、流線和出口吸氣率等多角度對計算結(jié)果進行處理和對比分析.研究結(jié)果表明：深度為0.25D1的幕墻可以有效抑制進水池吸氣渦，且吸氣率可降低一半；隨著幕墻深度增大，吸氣率上升；參考海洋工程領(lǐng)域提出的消波板僅能推遲吸氣渦的出現(xiàn)與發(fā)展，但無法起到抑制作用；在消波板中心位置和長度不變的情況下，改變消波板寬度均對吸氣渦無明顯抑制效果.研究結(jié)果可為進水池及相關(guān)工程設(shè)施優(yōu)化設(shè)計提供一定的借鑒和參考.

關(guān)鍵詞： 吸氣渦；幕墻；消渦；消波板

中圖分類號： S277.9;TV671" 文獻標志碼： A" 文章編號： 1674-8530（2024）07-0657-06

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.22.0272

黃先北，奚超男，董兆華，等.進水池吸氣渦控制方法［J］. 排灌機械工程學(xué)報，2024，42（7）：657-662.

HUANG Xianbei， XI Chaonan， DONG Zhaohua， et al.Control methods of air-entrained vortex of intake ［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering（JDIME）， 2024， 42（7）： 657-662.（in Chinese）

Control methods of air-entrained vortex of intake

HUANG Xianbei1， XI Chaonan1， DONG Zhaohua2， QIU Baoyun1*， PANG Kaiwen1， GUO Qiang1

（1. College of Electrical， Energy and Power Engineering， Yangzhou University， Yangzhou， Jiangsu 225127， China; 2. Jiangsu Provincial Irrigation Canal Management Office， Huai′an， Jiangsu 223200， China）

Abstract： Taking the intake model as the research object， the effective methods were explored for controlling the air-entrained vortex. Based on computational fluid dynamics （CFD） technology， the suppression effects of two methods， namely the wave-dissipation plate and curtain wall， on the air-entrained vortex were analyzed， with a focus on the influence of key geometric parameters. Using the open-source CFD software OpenFOAM for numerical simulation， the three-equations Bifurcation turbulence model was used to solve the turbulence field， the CLSVOF method was used to capture the gas-liquid interface. The calculation results were processed and compared from multiple perspectives such as air-entrained vortex shape， vorticity， streamline， and air-entrainment rate at outlet. The research results indicate that a curtain wall with a depth of 0.25D1 can effectively suppress the air-entrained vortex in the intake， and the air-entrainment rate can be reduced by half. As the depth of the curtain wall increases， the suction rate increases. The wave-dissipation plate proposed in the field of ocean enginee-ring can only delay the appearance and development of the air-entrained vortex， but cannot have a suppressive effect. When the center position and length of the plate remain unchanged， changing the width of the plate has no significant inhibitory effect on the vortex. The research results can provide certain reference and guidance for the optimization design of intakes and related engineering facilities.

Key words： air-entrained vortex；curtain wall;vortex elimination；wave-dissipation plate

吸氣渦是泵站開敞式進水池常見的現(xiàn)象，易引起振動、噪聲、空化與空蝕，對泵站機組的水力性能和運行穩(wěn)定性造成極大影響.因此，研究如何抑制吸氣渦的發(fā)生和發(fā)展對于保障泵站機組安全穩(wěn)定運行具有重要意義.

PARK等［1］根據(jù)ANSI_HI9.8—2012標準并結(jié)合PYO ［2］的研究發(fā)現(xiàn)，在進水管前一定距離的水面布置豎直幕墻可抑制吸氣渦.吳鵬飛等［3］提出通過在自由水面和喇叭管進口之間放置圓形蓋板裝置，可以減少自由表面渦流，但是圓形蓋板裝置的面積大，造成施工成本較高.而幕墻施工成本和技術(shù)難度均較低，文中將以幕墻為研究對象，綜合分析幕墻的消渦效果.GUO等［4］研究發(fā)現(xiàn)吸入渦的形成與進水管與后壁之間形成的反射相關(guān)，可以通過控制反射波抑制吸氣渦.還有學(xué)者通過優(yōu)化進水池的位置和幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)進行空氣吸入渦的抑制研究［5-6］.關(guān)于波浪的消除，目前在海洋工程領(lǐng)域研究較多，其中消波板應(yīng)用效果較好.盡管上述措施有一定效果，但并未有學(xué)者進行綜合比較，無法有效指導(dǎo)進水池設(shè)計與改造.

目前對吸氣渦的研究主要分為試驗和基于計算流體動力學(xué)（CFD）的數(shù)值模擬2種方法.試驗可以比較直觀地觀察現(xiàn)象，但是受空間、時間和成本的限制和比尺效應(yīng)的影響，無法得到全流場的變化［7］.數(shù)值模擬方法能夠克服費用高、周期長、流場條件受限等缺陷，可準確地預(yù)測吸氣渦的存在和流場變化［8］.

文中以O(shè)KAMURA等［9］的進水池模型為研究對象，參考應(yīng)用于海洋工程領(lǐng)域的消波板，基于CFD數(shù)值模擬技術(shù)，提出一種新的吸氣渦抑制方法，并綜合分析幕墻和消波板的吸氣渦抑制效果，從而為泵站安全穩(wěn)定運行提供一定指導(dǎo).

1" 計算模型

針對吸氣渦的數(shù)值計算，文中建立了吸氣渦計算過程框架，即基于計算流體動力學(xué)的通用方程組雷諾時均N-S方程，選取Bifurcation湍流模型，并將氣液交界面追蹤捕捉算法CLSVOF與CFD軟件OpenFOAM-2.2相結(jié)合，形成較為系統(tǒng)的吸氣渦數(shù)值計算方法.

1.1" 雷諾時均N-S方程

雷諾時均N-S方程為

（ρu）t+

SymbolQC@ ·（ρuu）=－

SymbolQC@ p+ρνΔu－

ρ

SymbolQC@ ·τ+St，（1）

式中：ρ為密度；u為速度；t為時間；p為壓力；ν為流體運動黏度；τ為雷諾應(yīng)力；St為源項.

1.2" Bifurcation湍流模型

Bifurcation湍流模型方程［10］為

kt+

SymbolQC@ ·（ku）=Pk+（νt+ν）Δk－ε，（2）

εt+

SymbolQC@ ·（εu）=Cε1Pk+Cε2εT+νtσε+νΔε，（3）

v2t+

SymbolQC@ ·（v2u）=kf－v2kε+νtσk+νΔv2，（4）

L2

SymbolQC@ f－f=1T （C1－6）v2k－

23（C1－1） －C2Pkk，（5）

上述式中：k為湍動能；Pk為湍動能產(chǎn)生率；νt為渦黏系數(shù)；ε為湍流耗散率；T為時間尺度；v2為法向的雷諾應(yīng)力； f為橢圓松弛率；L為湍流特征長度； Cε1=1.4（1+0.05k/v2），Cε2=1.9，σε=1.3，σk=1，C1=1.4，C2=0.3.

1.3" CLSVOF方法

CLSVOF方法［11］綜合VOF模型和Level-set模型兩者的優(yōu)點，其體積分數(shù)輸運方程為

αt+

SymbolQC@ ·（αu）+

SymbolQC@ ·［α（1－α）uc］=0，（6）

式中：α為液相體積分數(shù)；uc為壓縮速度.

為了將體積分數(shù)與動量方程耦合，在N-S方程組的動量源項中引入表面張力.由于φ是用于確定交界面的，因此可以用φ表示表面張量，即

Fσ=σκ（φ）δ（φ）

SymbolQC@ φ，（7）

κ（φ）=

SymbolQC@ ·

SymbolQC@ φ

SymbolQC@ φ，（8）

δ（φ）=12γ1+cosπφγ，φlt;ε，

0，其余，（9）

γ=1.5xΔ，（10）

式中：σ為表面張力系數(shù)；φ為流場中某點至交界面的量綱一距離；xΔ為距離交界面最近的網(wǎng)格尺度.

為便于編譯該方法，文中選用開源CFD軟件OpenFOAM-2.2.

2" 研究對象與研究方案

2.1" 邊界條件設(shè)置

圖1為泵站進水池模型幾何參數(shù)與邊界名稱，將進水池模型分為3個子域，不同子域之間采用任意網(wǎng)格交界面處理.

在流場進口設(shè)置均勻速度來流，v=0.241 5 m/s.在出口處設(shè)置體積流量出口，Q=0.016 7 m3/s.空氣域上一部分的邊界設(shè)定為總壓邊界，p=1.013 2×105 Pa.其余的壁面邊界均為固體壁面，采用壁面函數(shù)處理近壁面流動.

2.2" 網(wǎng)格收斂性分析

在進行吸氣率和吸氣渦計算時，取喇叭口下方15 cm的線段作速度分布，線段與喇叭口中心線位于同一平面，如圖2所示.

采用非結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格將計算域劃分3套網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)分別為1.79×106，6.77×105，2.33×105.根據(jù)CELIK等［12］提出的網(wǎng)格無關(guān)性判斷方法，若計算外推值與不同網(wǎng)格的計算值偏差較小時，可判定其已達到網(wǎng)格收斂要求.采用y方向的速度分量作為外推值，圖3為速度v沿 y軸的分布，可以看出，1.79×106的網(wǎng)格數(shù)已經(jīng)達到計算收斂的要求，后續(xù)均采用該網(wǎng)格數(shù)進行計算.

2.3" 相對吸氣率

在以往的研究中，進水池附近首先出現(xiàn)一個旋渦狀區(qū)域的水面凹陷，隨著時間發(fā)展，區(qū)域擴大至喇叭口，將氣體卷入水體中，形成夾帶空氣的渦流.GUO等［4］發(fā)現(xiàn)采用α1=0.95等值面觀察吸氣渦效果較好，因此，文中采用該等值面顯示吸氣渦形態(tài).

采用相對吸氣率β表征吸氣渦的發(fā)展程度，即

β=1-lt;α1gt;lt;α1gt;，（11）

式中：lt;α1gt;為計算域出口的平均液相體積分數(shù).

出口含氣率越高，吸氣渦的強度越強，隨著時間發(fā)展，若是吸氣渦同時發(fā)展，則出口含氣率總體上呈上升趨勢.

2.4" 幕墻方案

ANSI_HI9.8—2012標準對于幕墻深度的規(guī)定為0.50D1（D1為進水管喇叭口直徑），而PARK等［1］研究指出幕墻深度取1.00D1效果更好.文中取幕墻深度為1.00D1，其余尺寸如圖4所示.

2.5" 消波板方案

GUO等［4］研究表明，吸氣渦通常分布在吸水管與池壁之間.同時，參考文獻［6，13］，本研究中消波板設(shè)置為矩形，長80 cm，寬40 cm，區(qū)域尺寸如圖5所示.

3" 研究方案對比分析

3.1" 出口相對吸氣率

圖6為不同方案時進水池模型的相對吸氣率隨時間變化情況.由圖6a可以看出，未加消渦裝置時進水池模型的相對吸氣率在0～3.0 s處于一個較低的水平狀態(tài)，3.0 s之后逐漸增大，并在4.0 s之后呈現(xiàn)周期性變化的規(guī)律.文中均取達到穩(wěn)定變化狀態(tài)之后的4.0～20.0 s時間段的2.0×105個數(shù)據(jù)進行時間平均計算，則未加消渦裝置的進水池模型相對吸氣率平均值為0.11×10-3.由圖6b可以看出，增設(shè)幕墻的進水池相對吸氣率在不到2.0 s時就已達到較高的數(shù)值，在3.2 s左右達到最高值，且在4.0 s后保持在10-2數(shù)量級內(nèi)波動，相對吸氣率整體較高，平均值為0.013.由圖6c可以看出，增設(shè)消波板的進水池相對吸氣率在7.5 s之前保持在0～0.18×10-3內(nèi)波動，在約9.0 s達到最高值，在10.0 s后保持在較低的10-4數(shù)量級內(nèi)波動.對比圖6a，消波板對于吸氣渦的發(fā)展起到了推遲作用，相對吸氣率平均值為0.18×10-3，與原方案接近.

3.2" 吸氣渦形態(tài)

圖7為不同方案時進水池模型的吸氣渦形態(tài)對比.對比圖7a和7c可以看出，在3.0 s時，增設(shè)消波板前后兩進水池模型均未出現(xiàn)明顯吸氣渦形態(tài)，但均出現(xiàn)了水面凹陷，且未設(shè)消波板的進水池模型水面凹陷形態(tài)更為明顯，在7.0 s時，未加消渦裝置的進水池模型水面已出現(xiàn)較為明顯的吸氣渦形態(tài)，而增設(shè)消波板的進水池模型水面形態(tài)與未加消渦裝置時的3.0 s時刻類似，只出現(xiàn)了明顯的水面凹陷，驗證了上文的結(jié)論，即消波板對吸氣渦的形成與發(fā)展具有推遲作用.而圖7b可明顯觀察到進水池模型水面出現(xiàn)了劇烈波動.

3.3" 流場結(jié)構(gòu)

吸氣渦形態(tài)的變化必然伴隨著渦量和速度流線的變化，流線可以清晰地顯示流體運動的速度特征，渦量反映了流體在旋渦場中的旋渦流動強度.文中選取氣液交界面下10 mm為觀察截面，從渦量ω和流線的角度分析流場結(jié)構(gòu)，如圖8所示.

由圖8a可以看出：在3.0 s時，流線較為平滑，且流線和渦量開始在吸水管與池壁之間的位置顯現(xiàn)，旋渦處于初生或初步發(fā)展階段；在7.0 s時，隨著旋渦進一步發(fā)展，進水池表面?zhèn)缺诟浇_始出現(xiàn)旋渦，喇叭口下方的渦量聚集區(qū)有所擴大，且強度也有明顯增大.

由圖8b可以看出：設(shè)置幕墻以后，水面及水面以下一部分水體的流動方向與正常流動方向相反，這是由于幕墻阻斷了這部分水體的流動，水流在進水池后壁反射形成反向流動；在3.0 s時，氣液交界面的流線呈非對稱分布，流態(tài)較差，流線明顯分塊集中擁擠，出現(xiàn)較多的旋渦，渦量分布范圍相比圖8a擴大許多，幾乎覆蓋進水管周邊；在7.0 s時，氣液交界面和喇叭口下方的流態(tài)依舊較為紊亂.

由圖8c可以看出：在3.0 s時，流線較為平滑、穩(wěn)定，且呈對稱分布，在進水管附近未出現(xiàn)旋渦；在7.0 s時，旋渦顯現(xiàn)，進水管附近渦量增大，渦量和流線緊密程度近似于相同時刻的圖8a.

4" 幕墻與消波板參數(shù)對吸氣渦的影響

通過改變幕墻深度以及保持消波板形狀不變，改變其尺寸進一步研究對吸氣渦的影響，方案設(shè)計如表1所示.

由于方案7的相對吸氣率過大，將前6種方案的相對吸氣率平均值進行對比，如圖9所示.可以看出：在增設(shè)消波板的方案中，方案2和4在減小和擴大消波板面積后，吸氣率均高于方案3和方案1，隨著寬度增大，吸氣率先減小后增大；在增設(shè)幕墻的方案中，方案5的相對吸氣率明顯小于其他方案，方案6的相對吸氣率最大，表明隨著幕墻深度的增大，相對吸氣率急劇變大.

為進一步分析不同方案下的進水池流場，從吸氣渦形態(tài)對方案1，3，5進行對比研究，其中方案1，3的吸氣渦形態(tài)和流線、渦量見圖7和圖8，方案5的吸氣渦形態(tài)見圖10.

結(jié)合圖7a和圖7c進行對比，發(fā)現(xiàn)方案1和方案3的進水池表面波動和旋渦形態(tài)較為明顯.方案5在7.0 s時無明顯水面凹陷，且水面較為穩(wěn)定，未出現(xiàn)表面渦.方案5在20.0 s內(nèi)的波動相對吸氣率保持在較低水平，平均值為5.78×10-5，僅為方案1的1/2.結(jié)合圖10，可推斷方案5在20.0 s內(nèi)未出現(xiàn)吸氣渦，該方案消渦效果較好.HUANG等［14］研究發(fā)現(xiàn)，吸氣渦也與管壁附近的流動分離相關(guān)，進水管后方的旋渦類似于流動繞過圓柱體之后的分離渦.在增設(shè)幕墻的方案中，由于進水池上部分水體流動反向，在進水管與后壁之間不會出現(xiàn)分離渦，從而避免了吸氣渦形成.

5" 結(jié)" 論

以進水池模型為研究對象，設(shè)計了用于削弱進水池吸氣渦的消波板，并基于CFD方法，對比分析了已有的幕墻與新設(shè)計的消波板幾何參數(shù)對吸氣渦的抑制效果，得出結(jié)論如下：

1） 幕墻深度0.25D1時效果最好，相對吸氣率僅為原方案的1/2，且未出現(xiàn)明顯吸氣渦.隨著幕墻深度的增大，相對吸氣率波動幅度增大，平均值急劇增大.

2） 消波板對表面渦的產(chǎn)生和發(fā)展僅起到一定的推遲作用，但無法削弱吸氣渦.在消波板位置中心和長度不變的情況下，寬度增大，吸氣率上升，寬度減小，吸氣率下降.

3） 消波板由于無法避免水流繞過管壁，易產(chǎn)生分離渦，并誘發(fā)形成吸氣渦.幕墻阻止了水流，使管壁附近的流動與來流方向相反，更好地抑制了吸氣渦的形成.

參考文獻（References）

［1］" PARK Y K，DEY M K，CHOI Y H， et al. Numerical visualization of air intake induced by free surface vortex［J］. Journal of thermal science，2017，26（6）：540-544.

［2］" PYO Y S. Free surface vortex flow control around pump intake with curtain wall installation［D］. Busan，Korea：Pukyong National University，2014.

［3］" 吳鵬飛，郭志偉，錢忠東，等. 進水池表面吸氣渦數(shù)值模擬與試驗［J］. 農(nóng)業(yè)機械學(xué)報，2018，49（2）：120-125.

WU Pengfei，GUO Zhiwei，QIAN Zhongdong，et al. Numerical simulation and experiment on free-surface air-entraining vortices in pump sump［J］. Transactions of the CSAM，2018，49（2）： 120-125.（in Chinese）

［4］" GUO Qiang， HUANG Xianbei， QIU Baoyun， et al. The formation of the steady and unsteady air-entrained vortices in pump sump［J］. International journal of multiphase flow， 2020， 129：103312.

［5］" 頊曉嬡，王福軍，資丹.大型泵站進水流場十字消渦板整流特性研究［J］.水力發(fā)電學(xué)報，2018，37（4）：101-110.

XIANG Xiaoyuan，WANG Fujun，ZI Dan. Cross vortex baffles for rectification of flows in intake field of a large-scale pumping station［J］. Journal of hydroelectric engineering，2018，37（4）：101-110.（in Chinese）

［6］" 李昌良，藍曉俊. 水平斜插板透空式防波堤消波性能數(shù)值模擬［J］. 水利水運工程學(xué)報， 2018（4）：75-80.

LI Changliang，LAN Xiaojun. Numerical simulation of wave dissipation property of a new-type open breakwater［J］. Hydro-science and engineering，2018（4）：75-80．（in Chinese）

［7］" HUANG Xianbei，GUO Qiang，QIU Baoyun，et al. Prediction of air-entrained vortex in pump sump： influence of turbulence models and interface-tracking methods［J］. Journal of hydraulic engineering，2020，146（4）：04020010.

［8］" YANASE S，YAMASSKI R，KOUCHI T，et al. Numerical study of air-entraining and submerged vortices in a pump sump［J］. IOP conference series：earth and environmen-tal science，2019，240（3）：032001.

［9］" OKAMURA T，KAMEMOTO K，MATSUI J. CFD prediction and model experiment on suction vortices in pump sump［C］//Proceedings of the 9th Asia International Conference on Fluid Machinery. Berlin：Springer，2007：1-10.

［10］" LIEN F S， KALITZIN G. Computations of transonic flow with the v2-f turbulence model［J］. International journal of heat and fluid flow，2001，22（1）：53-61.

［11］" TAKUYA Y，YASUNORI O，SADIK D. Validation of the S-CLSVOF method with the density-scaled balanced continuum surface force model in multiphase systems coupled with thermocapillary flows［J］. International journal for numerical methods in fluids，2017，83：223-244.

［12］" CELIK I， GHIA U， ROACHE P， et al. Procedure for estimation and reporting of uncertainty due to discretization in CFD applications［J］. Journal of fluids enginee-ring，2008，130（7）：078001.

［13］" 宋希杰，劉超，羅燦，等. 軸流泵裝置中側(cè)壁旋渦特性及消渦研究［J］. 流體機械，2018，46（6）： 27-32.

SONG Xijie， LIU Chao， LUO Can， et al. Research on the characteristics of sidewall vortex and vortex elimina-tion in axial-flow pump［J］. Fluid machinery，2018，46（6）： 27-32. （in Chinese）

［14］" HUANG Xianbei，GUO Qiang，F(xiàn)ANG Tao， et al. Air-entrainment in hydraulic intakes with a vertical pipe：the mechanism and influence of pipe offset［J］. International journal of multiphase flow，2022，146：103886.

（責(zé)任編輯" 陳建華）