“浑水水力分离清水装置”流场数值模拟——基于加压液化输沙技术的不同水头作用

惠 康，谭义海(.新疆维吾尔自治区水利水电勘测设计研究院，乌鲁木齐 830000；.新疆农业大学水利与土木工程学院，乌鲁木齐 83005)

0 引 言

为了解决浑水水力分离清水装置[1](以下简称装置)因锥体径坡较大难以运用于实际工程的问题，鲁霞[2]将加压液化输砂技术引入装置，成功减缓了锥体径坡。经前期对布设加压液化管路前后的装置进行数值模拟分析[3]，得出运用加压液化输沙技术后，通过加压液化孔射出水流的扰动作用，减少了锥体底部一定范围内泥沙淤积，提高了装置的运行效率，加快了清水溢流流速，有效地解决了装置因减缓锥体底坡产生的泥沙淤积的难题。大量前期研究成果[4-9]表明运用FLUENT软件提供的RNGk-ε模型和多相流混合模型的计算结果，同物理模型试验结果吻合较好，为后续运用数值模拟的研究方法进行结构优化奠定了理论基础。

经研究发现锥体底部泥沙淤积与否，取决于加压液化孔出流流速，加压液化孔出流流速取决于压力水头的选取。本文在前期研究成果的基础上，为完善加压液化输沙技术与装置的结合，采用数值模拟的研究方法，运用混合物计算模型对不同加压水头作用下装置内部水沙两相流三维流场进行数值模拟，对比分析不同加压水头作用下，装置内部水沙分离的效果，从而提出最优加压水头。

1 模型及边界条件

1.1 模型及工作原理

运用加压液化输沙技术后的浑水水力分离清水装置的计算模型如图1所示。装置主要由柱体区和锥体区两部分组成。柱体区中包含内部上悬板、中悬板和下悬板，溢流出口以及外部进水涵洞；锥体区包含底部排沙底孔、锥体底部加压液化孔。模型计算过程中，通过设置加压液化孔的进口压力，实现水流经加压液化孔射出，对淤积在装置锥体部的泥沙液化，液化后的泥沙流经排沙底孔流出。装置柱体区高度H=130 cm，底孔孔径d=0.6 cm；中悬板45°布置宽度22.5 cm，延柱体区3/4范围布设；下悬板5 cm，延柱体区1/2范围布设；上悬板20 cm，延柱体区1/2范围布设，清水溢流出口高度4 cm，延柱体区1/4范围布设。

本次数值模拟在装置锥体底部设置8根加压液化管路，每根加压液化管路上设置6个加压出水孔，加压液化孔径为2 mm。

1-涵洞进口；2-排沙底孔；3-加压液化孔；4-下悬板；5-中悬板；6-上悬板；7-溢流出口；8-Z=0剖面图1 装置计算模型结构图Fig.1 The experimental model structure diagram

1.2 数学模型

引入相体积分数 ，Eulerian坐标系统中水沙两相流双流体模型的运动方程可写为：

连续方程：

(1)

动量方程：

(2)

式中：αk为相k的体积分数；Γkj是由于相变所产生的质量生成项，对于水沙两相流可认为相间没有质量输移，即Γkj=0；Fkj为相k所受的相间作用力；τki、τkj分别为黏性应力和紊动应力。

(3)

(4)

采用质量平均，最大的好处就是在连续方程中不出现脉动相关项，所有紊动项均出现在动量方程中。时均化方法的不同，会引起控制方程的形式有所不同。

RNGk-ε模型的基本表达式如下：

(6)

式中：ρ和μ分别为体积分数加权平均的密度和分子黏性系数；μt为紊流黏性系数；Cμ为经验系数；σk和σε为k和ε的紊流普朗特数；C*1z和Cμ为ε方程常数；αk=αε=1.39；μeff=μ+μt；其余各项为模型系数。

其运动方程的基本组成为：流体相的连续方程、动量方程和颗粒相的连续方程。多相流混合模型的数学表达式见文献[9]。

1.3 网格划分

由于装置结构复杂，并且装置锥底布设有加压液化进水孔，因此按照几何形状分块，采用结构化网格和非结构化网格结合的方式划分网格。将计算区域分为6个区：上悬板区、柱体区、中悬板区、下悬板区、锥体区以及进口涵洞区。在不同区域根据速度梯度大小的不同所采用的网格数也不同，以中悬板区为界，上部采用六面体网格，下部采用四面体网格。结构化六面体网格单位尺寸为3 cm，非结构化四面体网格最小尺寸为1 cm，最大尺寸为3 cm。

1.4 边界条件

计算区域包括水和沙两种介质。将水定义为主相，其密度为1 000 kg/m3；次相为沙，假定颗粒为球形，平均粒径为0.1 mm，密度为2 650 kg/m3，进流含沙浓度为10 kg/m3。

(1)进口边界。装置的进口为切向涵管进流，取来流方向为x正向，故进口边界条件为：ux=V，uy=0，uz=0；其中ux、uy、uz分别为x、y和z方向的分速度，设置进口流速V=27.17 cm/s。

(2)出口边界。装置的清水溢流出口位于顶部，排沙底孔位于锥体底部，均与大气相通，故采用压力出口边界条件，压强设定为大气压。

(3)自由表面。由于在装置上部悬板溢流表面的水面几乎没有变化，基本为水平面，故可采用“刚盖假定”，在自由表面上运用对称边界条件来处理，即各个变量沿水深方向的梯度为零：∂ux/∂z=0，∂uy/∂z=0，∂uz/∂z=0。

(4)固壁边界条件。在固壁边界上，采用无滑移边界条件，并使用标准壁面函数法确定固壁附近的流动。

(5)压力进口边界条件。装置锥底布设加压液化孔，由于进水条件取决于上游引水高程。本文加压液化渗水孔压力水头分别取1.5、1.6、1.7、1.8、1.9、2.0、2.3 m 7种水头进行数值模拟。计算时将水头用压强表示。根据公式p=ρgh(ρ为清水密度1 000 kg/m3；g为重力加速度，取9.8 m/s2；h为压力水箱水面至加压液化渗水孔之间的距离，m)分别计算得液化渗水孔压力水头与压强的关系见表1。

表1 不同加压水头作用时压力进口压力值计算表Tab.1 The calculation table of the inlet pressure value under different pressure water head pressure

2 计算结果及分析

以各离散相计算结果及参数曲线小于1×10-3为计算模型收敛条件。得出不同加压水头作用下结算分别分析如下。

2.1 浓度场分析

表2给出了装置在不同加压水头作用下，进出口浓度变化情况。经表中数据对比可看出，同等含沙浓度水流进入不同加压水头作用的装置，出口含沙浓度各不相同。

由表2可见，装置进流涵洞含沙浓度均为10 kg/m3。加压水头为1.5、1.6和1.7 m时，清水溢流出口含沙浓度均大于0.4 kg/m3，清水溢流出口含沙浓度和排沙底孔含沙浓度相对较大，说明装置锥体底部已经出现泥沙淤积；加压水头为2.0和2.3 m时，清水溢流出口含沙浓度较大，排沙底孔含沙浓度较小，说明装置排沙底孔向外排沙过程中，损失了大量清水，水沙分离不彻底；加压水头为1.8和1.9 m时，清水溢流出口含沙浓度均小于0.4 kg/m3，说明清水溢流效果较好；排沙底孔含沙浓度适中，说明装置锥体底部没有出现泥沙淤积，装置可以顺利排沙；对比不同加压水头作用结果，可知加压水头为1.9 m时，清水溢流出口含沙浓度最小，说明装置内部水沙分离作用较为彻底，且排沙底孔附近没有出现泥沙淤积。

表2 不同加压水头作用下装置进出口含沙浓度对比表Tab.2 the contrast table of equipment import and export of sediment concentration under different pressure head

2.2 流场分析

图2为1.5、1.7、1.8、1.9、2.0、2.3 m 6种不同加压水头作用的装置，在同一时间下Z=0剖面处流速矢量线分布图。

由图2可见，不同加压水头作用下，加压液化渗水孔周围，流速方向均指向上。但不同加压水头作用下，排沙底孔附近流速方向随着渗水孔压力水头的变化而变化。由图2(a)可见，加压水头为1.5 m时，排沙底孔附近流速方向指向上，说明此时排沙底孔已经不出流，被高浓度泥沙淤堵。加压水头大于1.5 m时，排沙底孔附近流速方向指向下，说明排沙底孔已经开始排沙，且随着压力水头的增大，排沙流速也相应增大。由图2(a)(b)(f)可见，在溢流表面非悬板附近，当加压水头为1.5、1.7、2.3 m时，流速指向上，加剧了清水溢流流速；由图2(c)(d)可见，当加压水头为1.8和1.9 m时，流速指向下，表明此水头作用下，清水溢流效果较好；由图2(e)可见，加压水头为2.0 m时，除溢流表层外，流速指向下，说明装置柱体区水沙分离没有影响。

图2 不同加压水头作用下装置在Z=0剖面处水沙流速矢量线分布图Fig.2 Distribution of water and sediment flow velocity vector line of device at Z=0 section under different pressure water head

3.3 泥沙分布分析

图3为不同加压水头作用的装置在同一时间下、Z=0剖面处含沙浓度分布云图。由图3可见，6种不同的加压水头作用下，装置内部浓度场均受到加压液化作用，出现不同的浓度分层现象。

图3 不同加压水头作用的“装置” 在Z=0剖面处含沙浓度分布云图Fig.3 Sediment concentration distribution：at Z=0 section under different pressure water head

由图3可知，不同加压水头作用下，装置内部流场出现不同的浓度分层，但清水层厚度均没有太大变化，说明不同加压水头作用下，对装置清水溢流效果没有影响。由图3(b)可见，加压水头为1.7 m时，分布形状起伏较大，但有部分高浓度泥沙在排沙底孔集中，说明小于此水头作用下，高浓度泥沙受到一定范围的扰动，但由于加压水头较小，导致扰动后的高浓度泥沙在排沙底孔附近形成淤积；由图3(c)(d)(e)可见，加压水头为1.8、1.9和2.0 m时，高浓度泥沙分布较为分散，只在加压液化渗水孔附近出现一部分泥沙淤积，排沙底孔附近高浓度泥沙分布厚度有所减小；说明在此水头作用下，高浓度泥沙受到剧烈扰动，与“装置”内部流场进行剧烈混掺，起到了液化高浓度泥沙的作用，有效抑制了泥沙淤积；由图3(f)可见，加压水头为2.3 m时，锥体底部高浓度泥沙明显减少，仅在排沙底孔附近出现了小部分泥沙淤积，说明此水头作用下，高浓度泥沙受到充分扰动，避免了泥沙在锥体底部形成淤积，有效液化了高浓度泥沙。

由装置内部的浓度场和流场分析可知，加压作用水头小于1.8 m时，造成排沙底孔淤堵，不利于装置排沙；大于2.0 m加压水头作用时，清水溢流效果较差；加压水头1.8和1.9 m作用时，清水溢流效果浓度较小，排沙底孔畅通，水沙分离效果较好。由泥沙分布状态分析可知，加压水头小于1.8 m时，加压作用水头过小，液化范围有限，无法抑制高浓度泥沙在锥体底部淤积；加压水头大于2.0 m时，可有效液化高浓度泥沙，抑制泥沙淤积。但根据高浓度泥沙分布状况对比可知，作用于“装置”的加压水头越大，产生的液化作用越明显，装置锥体底部高浓度泥沙越少。综合上述结果，可得出加压水头大小为1.8～1.9 m时，装置底部高浓度泥沙较少，清水溢流较为平稳，内部流场有利于水沙分流，是装置运行的理想状态。

4 结 语

通过混合物计算模型对不同加压液化渗水孔加压水头作用下，装置浓度场与速度场及泥沙分布状况的对比分析，可得出结论：

小于1.8 m的加压水头作用下，水沙分离效果不好，装置锥体底部容易产生泥沙淤积，不利于排沙；大于2.0加压水头作用下，装置内部水沙分离不彻底，清水溢流出口含沙浓度较大；加压水头1.8～1.9 m作用下，清水溢流含沙浓度较小，排沙底孔畅通，装置内部水沙分离效果较好，是装置运用加压液化输沙技术最理想的状态。

本研究在前期研究成果的基础上，通过数值模拟的研究方法，对运用加压液化输沙技术后，不同加压水头对装置内部流场的影响进行了研究，通过分析得出加压水头1.8～1.9 m作用下，装置内部水沙分离效果较好，为完善加压液化输沙技术与浑水水力分离清水装置的结合奠定了理论基础。

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