开敞进水池泵站垂直进水管道的水力特性研究

李晓超, 谢敏萍, 李君, 谢威威, 秦蓉, 张浩

(1.华北水利水电大学,河南 郑州 450046; 2.中国民航大学,天津 300300; 3.河南天池抽水蓄能有限公司,河南 南阳 474664)

泵站进水管道是连接泵站进水池和水泵的一段重要管路,其出水口直接与水泵的进水口相连,因此进水管道的水力特性直接影响水泵的性能。若进水管道内流态较差,其内部存在的漩涡或涡带随水流进入水泵,致使水泵产生振动、汽蚀等危害,这将大大影响水泵的效率,严重时甚至危及机组和厂房的安全[1]。

借助CFD软件对进水管道内部流动细节进行分析,较传统试验方法可节省大量的人力物力。夏学坤等[2]采用CFD软件对实际工程中更新改造的进水管道进行了数值模拟,通过对不同偏心异径管连接进水管道的3种优化设计方案的计算和对比分析,发现3种方案下的管路水力特性均能满足实际要求。陈义春等[3]结合某市泵站工程,针对其出现的泵站机组进水管段经常抽不上水和进水管水流含气量高的问题,开展以下工作：借助CFD相关软件分别计算和分析原始状态下及优化方案状态下的机组工作状况；在原始状态下设置了3种不同运行方案,通过分析发现了对应5号机组的问题所在,并对进水管位置做了相应调整,分别设置了2种调整优化方案；经计算分析,并以轴向流速均匀度和平均流速偏流角为评价指标,发现优化后的机组进水管道水力特性有了显著提升。高传昌等[4]针对某引黄提灌泵站因进水管路布置不合理而出现的进水管路流态恶化、泵装置效率低下等问题,提出了优化方案,并借助Fluent软件以泵站进水管路为研究对象对优化前后的进水管路布设方案进行了数值模拟,对优化前后不同管径组合的进水管路分别在5种流量下进行了计算分析,通过观察各方案在3个截面下的流场分布、流速分布均匀度、水力损失、涡量分布,发现优化方案效果显著。徐存东等[5]结合甘肃省景泰川电力提灌二期工程总干一泵站,针对卧式离心泵机组竖式布置的进水管路的后壁距与悬空高对进水流道水力特性的影响,采用Fluent软件进行模拟计算,并以水力损失、流速分布均匀度两个参数为优化目标函数,对比其设计的不同悬空高与不同后壁距共计7种方案下的计算结果发现:悬空高越大,水力损失先急剧减小后缓慢减小,速度分布均匀度先增大后减小;后壁距越大,水力损失先急剧减小后缓慢减小,而后又略有回升,速度分布均匀度则随后壁距增大先不断变大后缓慢变大；但后壁距越大,进水池内远离来流方向会产生大面积回流,进水前池周边流速变小,甚至出现静水现象,致使泥沙淤积。孔德谦等[6]以某城市大型泵站为例,通过Fluent软件模拟计算进水管悬空高与管径不同比值方案下进水管路的水力特性,主要以水力损失和流速分布均匀度为评价指标来分析不同方案下进水管路的水力特性，结果发现:进水管悬空高与管径比值为1.2时,进水管路的水力特性最优;当比值从0.6不断增大时,速度分布均匀度先不断增大后减小,比值为1.4时速度分布均匀度增长至最大;水力损失随进水管悬空高与管径比值的增大先逐渐减小,当比值为1.2时,水力损失趋于平稳后有轻微上浮;综合考虑,推荐进水管路悬空高与管径比为1.2～1.5。

目前,国内外专家、学者针对泵站进水池漩涡、进水池参数、进水管路的位置参数进行了较为全面的研究，但针对黄河沿岸泵站,尤其是中下游引黄提灌泵站的相关研究涉及较少。由于黄河连年来的持续冲水调沙使得黄河水位下降,部分原来自流式取水泵站已被迫转换取水方式,其他泵站也因黄河水位下降,进水池、进水管道内部流态恶化,机组运行效率低下。故而针对其进水池、进水管路的升级改造势在必行。但进水池及进水前池等往往受到地形因素的限制而改造工程量大,且进水池方面对进水流态的影响往往不如进水管道影响大。大部分引黄提灌泵站建造时间较为久远,其进水管路受限于当时的管路制造、加工等工艺水平,致使进水管路布设形式往往偏离实际情况较大,因此开展进水管道的优化布设研究十分必要。

本文针对黄河下游某引黄提灌泵站进水管路的实际情况,提出优化方案,进一步优化泵站进水管道水力特性,从而提高水泵工作性能,最终提升泵站工程的整体效益,也为日后类似泵站的管道优化布设提供技术参考。

1 概况

该泵站安装有20台24Sh-9A型卧式离心泵,其中水泵进水口直径为600 mm。喇叭管悬空高1 570 mm,喇叭管中心至后壁距离为1 700 mm。与喇叭管相连的进水管路直径有600 mm和800 mm两种,在穿墙时,进水管道经偏心渐缩管第一次变径后,管道直径减小至500 mm,穿墙后管道与偏心渐扩管相连,管道直径恢复至600 mm,并与水泵进水口连接。进水管路示意图如图1所示。

图1 优化前进水管道示意图

对于该泵站的进水管路布置方案,由管道穿墙历经的两次直径变化而产生的水力损失很大,使得管道内部的水流流动紊乱,严重影响水泵的正常运行,引起水泵发生空化、振动等现象。这与工作人员反映的水泵运行时噪音大且伴随放炮似响声的现象一致。此外,泵站工作人员在维护时还发现了一叶轮根部已出现较大裂纹。对此,对进水管道进行了优化设计,在保持其他参数不变的情况下,取消了原来的管道穿墙变径环节,在水泵装置进水口前设置长度为500 mm的偏心渐缩管,并设计了进水管管径分别为600、650、700、750、800、850 mm的六种方案进行模拟计算。其中管径为800 mm方案下的进水管路示意图如图2所示。

图2 优化后进水管道示意图

2 数值模拟

2.1 计算方案

泵站进水管路根据不同的进水管道直径(600、650、700、750、800、850 mm)共设6种优化方案,各方案的喇叭管悬空高、后壁距均保持不变，分别为1 570、1 150 mm。由于水泵装置进水口直径为600 mm,故进水管道为600 mm的计算方案不需设置偏心渐缩管,其他方案下的偏心渐缩管长度均为500 mm。

2.2 计算模型与网格划分

近年来,泵站内部流动分析方法不断发展,相关计算流体力学软件不断成熟[7]。为重点研究进水管道内部的水流流动特性,计算模型包括进水池、进水前池以及进水管水体。通过NX.UG软件按1∶1比例进行建模。采用大型流体力学计算软件ANSYS Fluent自带的Meshing模块对模型进行网格划分,剖分形式采用混合网格形式(内部为六面体结构网格、边壁采用多面体结构网格),对流速梯度变化大的喇叭口处进行局部加密,以满足工程及计算精度要求。此外,边壁处网格也进行适当加密,以确保壁面处网格梯度满足要求。为得到可靠的数值模拟结果,经网格无关性分析,确定网格数量为749万。网格无关性分析如图3所示。

图3 网格无关性分析

2.3 控制方程与边界条件

数值模拟采用雷诺时均N-S方程模型,涡粘模型选用能更好模拟进水池表面旋涡及附壁旋涡的Realizable k-ε模型[8],用SIMPLEC算法进行求解。为更方便地确定边界条件,进水口断面延伸至进水前池足够远处,可认为流速分布均匀,进水口应用速度为进口边界条件;出水口断面即流道出口断面作为出水口边界,出口设置为自由出流条件。由于进水池和前池水面稳定,将其设为对称面边界条件,计算区域内的固体边壁均为壁面,采用壁面无滑移边界条件。各方案均在设计流量0.88 m3/s下计算。

2.4 分析截面与评价函数

选取如下截面分析流道内部水力特性: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。对以上4个截面进行流线、流速分析,各截面位置如图4所示。

图4 分析截面示意图

(1)

(2)

(3)

3 结果与分析

采用CFD-post软件对6种优化方案的数值模拟计算结果进行后期处理后,得到优化方案下的四个截面流速云图和流线图,及整体计算域的流线图,如图5所示。由图5可知:各方案的流场分布情况类似,前池和进水池内水流整体流态平稳、管道流线平顺;方案二较其他方案在喇叭管附近流态更加平稳,水流均匀流入喇叭管中,没有明显横流扰动,但前池与进水池外壁交界处出现明显回流区,这较其他方案略大;管径变化对进水池内流场影响不大,主要影响管道内水流流态。

图5 流线图

图6为Z截面流速云图,表明各方案下的流速分布整体较为一致。由图6可知:喇叭管段内随着管道断面面积的减小,水流流速逐渐增加;直管段水流保持原有惯性流动;弯管中水流靠近内侧边壁处的流速高,外侧的水流流速低,符合弯管流体流动的力学规律;出口直管段水流保持弯管段的惯性进行流动;偏心渐缩管内管道水流流速不断提高,分布更加均匀。综合各方案流速分布图可知:随着管径的不断增大,进水管道水流流速不断降低。方案一管道水流流速范围主要为2.677～3.442 m/s,整体流速最高;方案二管道水流流速范围主要为2.302～2.960 m/s;方案三管道水流流速范围主要为1.956～2.608 m/s;方案四管道水流流速范围主要为1.654～2.316 m/s;方案五管道水流流速范围主要为1.349～2.023 m/s;方案六管道水流流速范围主要为1.030～1.717 m/s。国家现行规定要求泵站进水流道管道流速为1.500～2.000 m/s,可知方案一至方案三管道整体流速均较大程度地超出规范标准要求[10-12],方案四整体水流流速略大,方案五进水管道整体水流流速较符合国家规范的流速范围值,而方案六水流流速略小。故进水管道管径不宜过小。

图6 Z=4.29 m截面的流速云图

图7为6种优化方案对应的Y方向进水管路弯管处截面的流速云图和流线图。由图7可知:6种方案下的流速梯度在水平方向均呈环状分布,环心区域为高流速区域,且环心位置靠近管路内侧边壁处;弯管内侧为高流速区,弯管外侧为低流速区,符合流体力学相关知识;随着管道半径逐渐增大,可明显观察到管内流速下降。除方案二管道内部无漩涡、流线平顺外,其他方案下均有漩涡产生,且该漩涡靠近管路中心偏弯管外侧处。其中:方案一没有偏心渐缩管,其管道出现漩涡,是因为其管径小,流速大,流经弯管处流态紊乱;方案二至方案六均设有偏心渐缩管且其长度保持不变,方案二无漩涡产生,方案三、四漩涡较弱,方案五、六漩涡较强。这可能是因为随着进水管道直径的增大,管内流速降低,流态趋于平稳,但水流流经弯管时,管径越大,内部水流所受速度环量越大,水流横向速度影响越严重,致使水流不稳,产生漩涡。

图7 Y=2.87 m截面的流速云图和流线图

图8为6种优化方案对应的X方向进水管路弯管处截面的流速云图和流线图。由图8可知:6种方案下的整体流速分布较均匀,高流速区靠近管道中心,在管道下边壁处均出现较小面积的低流速区域。这是因为在弯管段,流体靠近管道内侧的流速高,流出弯管进入出口直管段时,水流依然保持其原有运动惯性,沿圆周切向向管道上部流动,使得出口直管段的管道下边壁部出现低流速区。各方案在此断面均产生漩涡,但方案二对应产生强度较小且较为对称的两漩涡,其他方案下主要产生以靠近管道右边壁的漩涡为主,且随着管径的增大,水流向右边壁侧集中。这可能是因为管径增大导致水流所受速度环量增加,加上水流流经弯管受离心力作用,致使其向外壁侧偏离。

图8 X=9.8 m截面的流速云图和流线图

图9为6种优化方案对应的X方向进水管路出口处截面的流速云图和流线图。由图9可知:6种方案下的流速梯度,整体在竖直方向呈环状分布、流速分布均较为均匀。其中:方案一没有设偏心渐缩管,其管道直径最小,管内流速最大为3.442 m/s,管道内流线紊乱,管道中心处出现漩涡;方案二至方案六均设有偏心渐缩管,其管内流速随管径的增大先减小后增大；方案三流速最小,为3.260 m/s;方案六流速最大,为3.434 m/s。整个进水管道内,水流流速值随管道直径增大而不断降低,但出水口断面流速值却先降低后增加。这是因为出口段增设了偏心渐缩管。偏心渐缩管在调整水流流态的同时,也影响了水流的速度。偏心渐缩管的进口断面直径与进水管道的直径一致,但其出口断面的直径与水泵装置进口断面直径相同且保持不变。

图9 X=12.44 m截面的流速云图和流线图

观察各方案的流线情况可知,随着管径的增加,其流线分布更加均匀。方案一至方案三流线较紊乱,有漩涡出现;方案四至方案六流线平顺,流态平稳。这是因为方案一无偏心渐缩管,且流速高,水流流态紊乱;而方案二至方案六均设有偏心渐缩管,其流态较方案一好。其中方案二至方案四流态改善效果明显,方案五、六流态虽进一步有所改善,但程度不大。这是因为偏心渐缩管出口直接与水泵进口管道相连,起调整水流流态的作用。管道直径不断增大,水流流速不断降低,渐缩管调整效果增强,当方案五和方案六的管道直径进一步增大时,水流流速进一步降低,但偏心渐缩管进口断面面积变大,这使得偏心渐缩管的渐缩程度加剧,水流在偏心渐缩管内的径向速度分量变大,水流流态变差,因管道流速小,使得该变化不明显。故方案五和方案六的改善效果较方案四不明显。

图10为进水管道水力损失图。由图10可知:随着管径的不断增大,水力损失先减小后增加。其中600 mm管径对应的水力损失最大,为6.03 cm;750 mm管径对应的最小水力损失值为2.05 cm。这是因为管径较小时,管内水流流速较大,局部损失和沿程损失均较大。管径变大,管内流速降低,水力损失降低,但随着管径的进一步增大,出口的偏心渐缩管段收缩程度加剧,造成水力损失增大。

图10 进水管道水力损失

图11为进水管道的水流流速分布均匀度图。由图11可知:进水管道的流速分布均匀度随着管径的变大先迅速增大,后缓慢增大。这是因为管径由小变大,管内水流流速不断降低,水力损失减小,水流流态趋于平稳,加上偏心渐缩管对水流的调整作用,流速分布均匀度不断增加。随着管径增大、流速进一步降低,速度均匀度继续提升,但偏心渐缩管收缩程度的不断增大,使得水流径向分量不断变大,不利于水流的平稳流动,致使出口断面的速度分布均匀度提升幅度减小。出口断面流速分布均匀度从管径增大为750 mm之后,流速均匀度的提升值变小。其中,管径600 mm的出口断面流速分布均匀度最小,为97.1%;管径850 mm的出口断面流速分布均匀度最大,为98.1%。虽然600 mm的出口断面流速分布均匀度最小,但仍大于97.0%,各方案的流速分布均匀度差值不大,最值之间的差距也不到1.0%,各方案的流速分布均匀度均较好。

图11 进水管道的流速分布均匀度

图12为水流速度加权平均角随管径的变化情况图。

图12 进水管道的速度加权平均角

由图12可知,随着管径的增大,水流速度加权平均角先增大后减小。这是因为管道内水流流速较大时,其水流流态紊乱、水力损失大、速度加权平均角低。虽然方案二对应的流速也较大,但偏心渐缩管对其出口段水流流态进行了调整,且流速不断降低,其速度加权平均角提高明显,方案二至方案六的速度加权平均角逐渐降低。这可能是因为管道直径不断增大,管道内水流流速降低的同时,偏心渐缩管渐缩程度也随管径增大不断加大,使得出口水流径向速度分量增大,从而影响出口断面的速度加权平均角。其中,管径为650 mm时进水管路速度加权平均角最大,为87.08°;管径为850 mm时速度加权平均角最小,为78.01°。可见速度加权平均角的波动幅度比较大,故为保证良好的速度加权平均角,管径值不宜过大。

4 结论

本文借助Fluent流体力学计算软件,对开敞式进水池引黄泵站的进水管道进行了数值模拟,通过选取特征截面进行流态分析,以出水口断面流速分布均匀度和速度加权平均角为优化目标函数,得出以下结论:

1)进水管管径较小时,进水管道水流流速大、水力损失大、流态差,进水管道出口断面流速分布均匀度、速度加权平均角不高,不满足国家标准要求。

2)进水管管径较大时,进水管道水流流速值低于国家规范值,且出口处受偏心渐缩管的影响,进水管道水力损失增加、出口断面水流速度加权平均角最低。

3)偏心渐缩管对水流有一定的调整作用,可在一定范围内降低水力损失,但会导致水流速度加权平均角降低,故其渐缩程度不宜过大。

4)结合各方案的进水管道典型断面的流速分布云图、流线图和流道出口断面的速度分布均匀度和速度加权平均角,对比整体流线图和进水管道水力损失的分析结果,方案四即管道直径为750 mm时的进水管道水力特性最优。

本文仅针对不同管径下的进水管路水力特性展开了分析研究,就偏心渐缩管长度等参数对进水管道内水流的影响,尚有待进一步分析研究。