中图分类号: T V131. 4 文献标识码: A 文章编号: 1007-2284(2011) 02-0135- 04
Research on Hydraulic Performance of Bell-like Inlet Passage for Low-lift Large Pump Stations
YANG Fan, LUO Zhu-bei, TANG Fang-ping, ZHOU Ji-ren
Abstract: Based on 3-D incompressible fluid Reynolds av erag ed N-S equations and RNG k-ε turbulent model, the flow distribution of the bell-like inlet passage with two partition piers, under 7 different working conditions, is calculated by the fiNIte volume method; its flow characteristics is analyzed; the velocity distributions, in different working modes, at the bell mouth inlet and outlet cross section, are concluded; and the hydraulic loss is predicted with the loss rule exposed. Through an analysis of distribution uniformity degree about the axial velocity at every cross section, and that of the velocity weighted average angle, the nominal height rang e of the impeller in the bell-like inlet passage can be marked from (1.25~1.4) D, and the low height characteristics of the passage can be proved. The results show that RNG k-ε turbulence model is effective for hydraulic performance analysis.
Key words: pump station; bell-like inlet passage; hydraulic performance; numerical simulation
研究进水流道水力特性目的是分析水泵进水流态, 寻找进水流道紊乱的成因及其影响因素, 为进水流道的水力优化设计提供参考, 以便泵站安全、高效地运行。钟形进水流道是大型低扬程泵站常用的进水流道形式之一, 其显著特点是高度低,适用于地质条件较差的泵站, 它的缺点是形状复杂, 施工不便,且流道宽度较大, 对宽度的要求非常严格, 如设计不当, 易在流道内产生涡带[1] 。
为了研究钟形进水流道的水力性能, 国内已有不少学者作了研究。周正富[2] 等数值模拟了无隔墩钟形进水流道, 分析了不同工况时全通道内部流场; 何钟宁[3] 等采用数值模拟结合试验研究了单隔墩钟形进水流道, 提出了喇叭管悬空高的合理取值范围; 陶海坤[4, 5] 等计算了2 种不同蜗形吸水室的钟形进水流道, 得出采用Vu =const 设计蜗形吸水室方法稍好一些, 并且对吸水室的后壁距进行了研究; 李彦军[6] 等对非对称入流工况时单隔墩钟形进水流道进行了数值模拟与试验研究, 提出在进行流道优化设计时应充分考虑偏流进水对流态的影响。本文采用雷诺时均(RANS) 方程和RNG k-ε 湍流模型对双隔墩钟形进水流道进行水力特性计算与分析, 该湍流模型已在很多文献[7- 9] 中均作了介绍, 本文不再赘述。
1 水力性能计算
1. 1 水力损失计算依据
根据伯努利能量方程引入水力损失概念△h, 采用RNG k-ε湍流模型计算得到的流速场和压力场预测进水流道的水力损失, 计算式为:
式中: E1 为进水流道进口处的总能量; E2 为进水流道出口处总能量。
1. 2 出口断面轴向流速分布均匀度计算依据
进水流道的设计应为叶轮提供均匀的流速分布和压力分布进水条件。进水流道的出口就是叶轮室的进口, 其轴向速度分布均匀度Vzu 反映了进水流道的设计质量, Vzu 约接近100%,表明进水流道的出口水流的轴向流速分布越均匀, 其计算公式如下:
式中: Vzu 为流道出口断面轴向流速分布均匀度, %; v a 为流道出口断面轴向流速算术平均值; v ai 为流道出口断面各计算单元的轴向速度; n 为出口断面上的计算单元个数。
1. 3 出口断面速度加权平均角度计算依据
若进水流道出口有横向流速存在, 将会改变水泵设计进水条件, 影响水泵的能量特性和气蚀特性, 为此引入速度加权平均角度θ来衡量。θ值越接近90°, 出口水流越接近垂直于出口断面, 叶轮室的进水条件越好。
式中: θ为流道出口断面轴向流速分布均匀度; vti 流道出口断面各计算单元的横向速度。
2 计算区域和边界条件
2. 1 计算区域
钟形进水流道的主要控制尺寸为: D 为叶轮直径, H in 为流道进口高度, L 为流道长度, X 为后壁距, h 为喇叭管悬空高度,B 为流道的宽度, H 为叶轮名义高度(叶轮室进口处至进水流道底部的距离) , α为收缩角, 其中α= 6°时, 对其余尺寸进行无量纲换算, Hin = 1.4 D, L = 5. 25 D, X = 1. 3 D, h= 0. 57 D, B =3. 45 D。图1 为钟形进水流道的尺寸示意图。
以钟形进水流道为计算对象, 进水流道外形轮廓为计算边界, 取整个进水流道包围的水体为计算区域, 应用ICEM 软件完成进水流道三维流动区域的建模和网格剖分工作。图2为钟形进水流道的透视图。计算基于大型CFD 商用软件CFX。计算域网格节点总数80 950, 网格单元数共计302 003。
图1 钟形进水流道尺寸示意图
Fig. 1 Schematic diagram of Bell- like inlet passage
图2 钟形进水流道透视图
Fig. 2 Perspective of Bell-like inlet passage
2. 2 边界条件
(1) 计算流场的进口边界条件。本次计算将进水流道计算流场的进口断面设置在进水池中距进水流道进口足够远处。
此次模拟采用来流速度在整个断面水平方向均匀分布, 在垂直方向为对数式的速度分布, 进口边界条采用速度进口边界条件。
(2) 计算流场的出口边界条件。为了较为准确地应用出口边界条件, 将计算流场出口断面沿垂直于该断面的方向等直径延长数倍, 此处流动是充分发展的, 采用平均静压。
(3) 壁面条件。计算流场中, 壁面边界包括前池边壁、进水流道边壁, 壁面采用无滑移的壁面处理。
(4) 自由水面。进水池的表面为自由水面, 因自由水面处各过流断面的流速不大, 水面波动很小, 可不考虑其影响, 并将自由水面简化处理成对称边界。
3 进水流道流动特性与水力性能
3. 1 流动基本特性
为直观地反映流道内部流场特征, 此处给出流量QBE P 计算结果流线图(见图3) 。由计算结果可知, 钟形进水流道内的流动可分为3 个阶段: 第1 阶段是水流在直线收缩段内汇集阶段; 第2 阶段是水流向喇叭管进口处的汇集阶段; 第3 阶段是水流在喇叭管内整流阶段。
图3 QBEP时流道计算流线图
Fig. 3 Internal particle path line of inlet passage at QBEP
第1 阶段, 水流在进口直线收缩段内, 因流道内流场边界的约束, 流动在水平方向保持流线平行, 但在水深方向出现程度不同的弯曲。
第2 阶段, 一部分水流从喇叭管前部直接进入喇叭管外,还有一部分水流绕至流道侧面、后部进入喇叭管。该阶段流线急剧弯曲, 流态十分复杂。水流从四周进入喇叭管是钟形进水流道流态的典型特征。
第3 阶段, 水流在喇叭管内急剧收缩, 流速迅速增加, 同时流速分布得到较快的调整。
第2、3 阶段尤为重要。第2 阶段流态较差, 易导致旋涡的产生。第3 阶段若水流流态调整不好, 将严重影响流道出口的流速分布, 从而对水泵的性能产生不良影响。
3. 2 水力性能
图4 为3 种不同流量时喇叭管进、出口断面流速分布云图, 在小流量至大流量各工况下, 喇叭管进口断面流速分布不均匀, 喇叭管进水侧流速大于后壁侧, 但左右两侧流态基本对称, 可知水流从四周进入喇叭管, 但进口断面流速分布并不均匀。
图4 喇叭管进、出口断面速度云图
Fig. 4 The velocity contour of inlet and outlet in bell mouth
各工况下, 喇叭管进口断面流速分布规律均呈相似的月牙分布, 内侧轴向流速高于外侧, 在断面内侧靠近导水锥的位置出现速度最大值, 喇叭管出口断面流速分布较均匀。
经计算可知, 各工况钟形进水流道压力呈有规律地逐步降低、进口段流速增加较小、压降也较小, 而在进水喇叭管, 流速增加明显, 压力迅速降低, 在进水侧的喇叭弯管处均出现低压区, 易导致涡带的产生, 此处的设计仍需改进。图5 为3 种不同流量时流道中央纵向剖面压力分布云图和速度分布云图。
通过计算如图6 所示的6 个不同断面的轴向速度分布均匀度与速度加权平均角度, 并得到了QBEP 工况各断面的轴向速度分布云图(见图7) 。由图8 可知: 从断面1- 1(H / D= 0. 8)至断面3- 3(H / D= 1. 25) 时, 轴向速度分布均匀度逐渐变大,随后至断面6- 6(H / D= 1. 7) 分布均匀度呈下降趋势。从断面1- 1(H / D= 0. 8) 至断面4- 4(H / D= 1. 4) , 速度加权平均角度逐渐变大, 随后至断面6- 6(H / D= 1. 7) 速度加权平均角度变小。在断面4- 4(H / D= 1. 4) 处, 速度加权平均角度达到最大值89. 14%, 此时轴向速度分布均匀度并未达到最大值, 在断面3- 3(H / D= 1. 25) 时, 轴向速度分布均匀度达到最大值96. 54%, 而速度加权平均角度为84. 71%, 与最大速度加权平均角度值低了4. 43%。计算结果表明: 在断面3- 3 (H / D =1. 25) 至断面4- 4(H / D= 1. 4) 之间, 轴向速度分布均匀度处于94. 5%以上, 速度加权平均角度处于84. 5%以上, 叶轮室进水条件最好, 过大或者过小均不好。通过此次计算表明钟形进水流道的叶轮名义高度H 的取值为(1. 25~ 1. 4) D 较好, 该计算结果与文献[ 1] 中给出的钟形进水流道叶轮中心高度H =(1. 3~ 1. 4)D 相接近, 而国内的泵站一般为(1. 2~1.5) D[10] 。与文献[9] 中给出的肘形进水流道叶轮名义高度H = (1. 5 ~1. 8) D相比, 高度较小成为钟形进水流道的显著特点, 也表明钟形进水流道具有抬高站房底板高程的明显优点。
图5 中心纵断面静压与速度分布云图
Fig. 5 Velocity and statistic pressure contours of inlet passage in vertical plane
图6 流道出口各断面示意图
Fig. 6 Schematic diagram of cross sections
在不同工况时, 分别对断面3- 3(H / D= 1. 25) 和断面4- 4(H / D= 1. 4) 的轴向流速分布均匀度和速度加权平均角度进行计算, 计算结果见图9, 表明在(0. 5~ 1. 25) QBEP 流量范围内断面3- 3 和断面4- 4 的轴向流速分布均匀度和速度加权平均角度并没有随着流量不同而不同, 而趋于某一定值, 表明叶轮名义高度H 取自(1. 25~ 1. 40) D, 该流道可满足较大范围内的流量变化, 可以为叶轮室进口提供良好的进水条件。
图7 各断面轴向速度等值线图
Fig. 7 The axial velocity contour of cross sections
图8 各断面轴向速度均匀度与速度加权平均角度
Fig. 8 The axial velocity distribution uniformity Vzu vs the velocity weighted average angle !
图9 流速分布均匀度与流量关系曲线
Fig. 9 The axial velocity distribution uniformity vs di scharge
流道水力损失是泵装置运行经济性的重要参考指标。对不同工况的计算表明, 进水流道水力损失随流量的增大而逐渐增大, 并与流量成二次方关系, 该结论与文献[11] 通过试验得到的进水流道水力损失的结论相符合, 根据经验公式计算的QBEP 时水力损失值为0. 356 m, 由式(1) 计算的QBE P 时计算的损失损失为0. 34 m, 两者较为接近, 表明RNG k-ε 模型能较好地预测进水流道在最优工况点的水力损失, 各工况的数值计算水力损失值与流量关系曲线如图10 所示。
图10 水力损失与流量关系曲线
Fig. 10 Hydraulic losses vs discharge
4 结论
(1) 基于CFD 计算结果, 获得了钟形进水流道内部流动规律, 其内部流动分为3个阶段依次为水平收缩汇集段, 蜗形吸水室汇集段, 喇叭管整流段。
(2) 钟形进水流道的流动典型特征为水流从四周进入喇叭管, 但并非四周均匀流速进入, 喇叭管各断面轴向流速分布均匀度与速度加权平均角度并没随流量不同而改变, 该流道在较大流量范围内可为叶轮提供良好的进水条件。
(3) 通过对钟形进水流道不同断面的轴向速度分布均匀度与速度加权平均角度的计算, 给出了叶轮名义高度合适的取值范围在(1. 25~ 1. 4) D。
(4) 采用进水流道三维流动数值模拟方法, 把进水流道内部流态分析、叶轮室进水条件和水头损失三者结合起来, 定性和定量地评判进水流道的水力性能; 采用该方法研究进水流道的水力特性, 可大幅度节省对其进行模型试验的时间与花费。
参考文献:
[ 1] 刘超. 水泵及水泵站[M] . 北京: 中国水利水电出版社, 2009.
[ 2] 周正富, 陈松山, 葛强, 等. 大型泵站钟形进水流道三维紊流数值模拟[ J ] . 中国农村水利水电, 2006, (4) : 61- 64.
[ 3] 何钟宁, 周正富, 陈松山, 等. 泵站钟形进水流道三维湍流数值模拟与试验研究[ J] . 灌溉排水学报, 2007, 26(5) : 79- 81.
[ 4] 陶海坤, 曹树良, 桂绍波. 钟形进水流道蜗形吸水室的设计方法[ J ] . 清华大学学报( 自然科学版) , 2008, 48(11) : 1 773- 1 776.
[ 5] 陶海坤, 祝宝山, 曹树良, 等. 钟形进水流道吸水室的后壁距研究[ J ] . 流体机械, 2008, 36(3) : 15- 18.
[ 6] 李彦军, 颜红勤, 严登丰, 等. 非对称入流工况下钟形进水流道数值模拟试验研究[ J] . 中国农村水利水电, 2008, (2) : 70- 73.
[ 7] TANG Fang- ping, WANG Guo-qiang. Influence of out let guide vanes performances of water jet axial-flow pump [ J] . Journal of Ship Mechanics, 2006, 10(6) : 19- 26.
[ 8] Constantinescu G S, Pat el V C. Role of turbulence model in prediction of pump bay vortices [ J] . Journal of Hydraulic Engineering, 2000, 126(5) : 387- 391.
[ 9] 成立, 刘超, 薛坚, 等. 基于CFD 流动分析的泵站肘形进水流道水力特性研究[ J ] . 应用基础与工程科学学报, 2008, 16( 6 ) :891- 899.
[ 10] 严登丰. 泵站过流设施与截流闭锁装置[M] . 北京: 中国水利水电出版社, 2000: 42.
[ 11] 汤方平, 袁家博, 周济人. 轴流泵站进出水流道水力损失的试验研究[ J ] . 排灌机械, 1995, 13(3) : 13- 14.
[ 12] 何钟宁, 周正富, 潘光星, 等. 泵站钟型进水流道试验与数值模拟研究[ J ] . 中国农村水利水电, 2009, (4) : 50- 56.
作者简介: 杨帆(1985- ) , 男, 博士研究生, 主要从事泵装置数值模拟与试验研究。
