泵站虹吸式出水管虹吸形成时间特性分析及其改善措施

冯建刚，温陈碧，王晓升

(河海大学水利水电学院,江苏 南京 210098)

虹吸式出水管是泵站出水系统的重要组成部分,由于其关机断流安全可靠的优点,在扬程较低的大型立式和斜式泵站工程中应用广泛。虹吸形成过程的本质是水流充满管段,将空气排出管外并使驼峰段形成真空的过程,此过程包括水力驱气、水力挟气和虹吸形成3个阶段[1]。水泵排出水流进入虹吸式出水管,使管内水位逐渐上升,水流翻过驼峰形成堰流,将靠近溢流面的空气卷入水中并挟带逸出,最终水流充满整个管道,虹吸形成。若虹吸形成时间过长甚至最终未能形成满管流,或者虹吸形成过程中水力损失过大,则会造成扬程偏高、机组震动等危害,影响泵站的安全、高效运行[2]。关于虹吸式出水管虹吸形成过程的研究,杲东彦等[3]、朱红耕等[4-7]对不同的虹吸式出水管进行了三维紊流数值模拟,结果表明,虹吸式出水管内的流速分布大多不均匀,特别在驼峰段和下降段,水流急剧转向,易在管道下降段下侧形成较大范围的脱流,并在管道的出口附近形成一个体积较大的旋涡,导致水力损失的增加。而在虹吸管水力优化设计方面,仲付维[8]、楼玉先[9]结合模型试验对泵站虹吸管驼峰真空度的计算及控制进行了深入的分析研究,提出了虹吸管驼峰真空度的确定方法,完善了驼峰真空值的计算公式。

本文结合某典型泵站的虹吸式出水管,运用数值模拟的方法对泵站虹吸式出水管进行三维流场计算,分析其虹吸形成时间特性,并对其进行水力优化,研究改善措施对于虹吸形成时间的影响,为虹吸式出水管的优化设计提供借鉴。

1 模型的建立

以某典型排水泵站工程的虹吸式出水管为研究对象,设计流量Qd=3.00 m3/s,扬程H=13 m。该泵站虹吸式出水管分为弯管段、上升段、驼峰段、下降段和出口段5个部分,其中弯管段和上升段为圆形截面,驼峰段、下降段和出口段为矩形截面,具体布置及尺寸参数如图1所示。

图1 虹吸式出水管布置形式(单位:mm)

虹吸式出水管内的水流流动可视作三维不可压缩黏性湍流,控制方程为动量方程和连续性方程。

动量方程:

(1)

(2)

两相流模型控制方程:

(4)

Gk=μt[u+(u)T]u

式中:u为流速；k为湍动能;ε为耗散率;μeff为有效混合黏度;μt为涡黏系数;Gk为由于黏性力导致的湍动能产生项;S为平均应变率张量系数。常数项有:Cμ=0.084 5,C1ε=1.42,C1ε=1.68,σk=σε=0.75,η0=4.38。

由于虹吸式出水管水力挟气阶段为复杂的气液两相流,水流流线弯曲程度较大,而RNGk-ε模型源于重正化群理论的统计方法,其对于强旋流和旋转流动有很好的适应性[10-12],故采用RNGk-ε湍流模型对其进行数值模拟。

模型计算域包括弯管段、上升段、驼峰段、下降段、出口段和出水池6个部分,采用六面体网格进行划分,其中弯管段和上升段采用“O”形网格进行处理。虹吸式出水管的进口采用流量进口;出水池挡水墙上方设置为压力出口;出水池大气进口设置为压强出口;避免采用无滑移壁面边界。初始时刻出水池出水侧挡水墙拦蓄区域为水,出水池水位以上及虹吸管上升段区域为空气。

数值计算采用有限体积法对控制方程进行离散,使用全隐式多网格耦合的方法,同时对流场和控制方程进行求解。数值计算步长为0.05 s,计算总时长为60 s。为保证网格数量的合理性,基于设计流量运行工况,结合泵站现场测试数据[13]进行网格无关性分析,结果如表1所示。现场测得,当此虹吸式出水管虹吸的形成过程完成后,驼峰断面的稳定真空度为4.80 m,数值计算值和现场测试值的差距随网格数的增加而减小,当网格总数大于58.0×104时,数值计算值与现场测试值偏差小于2%,两者基本吻合。综合考虑计算成本和计算精度,最终确定网格总数约为58.0×104。

表1 网格无关性分析

2 虹吸形成时间特性分析

2.1 虹吸形成过程

虹吸管虹吸形成过程为泵站起动时,水泵开机到虹吸作用完成的过程,此过程包括水力驱气、水力挟气和虹吸形成3个阶段[14-15]。图2为设计流量下,虹吸管虹吸形成过程的水气混合过程。

图2 Q=Qd时虹吸管虹吸形成过程

水泵启动后,随着水流进入虹吸式出水管,管内水面逐渐上升,水流流速平缓。管内空气所受压强增大,迫使其于虹吸管出口上方形成一个细长的排气通道,如图2(a)所示,出水池水面因此轻微波动。当t=13.1 s,虹吸管内水面与驼峰段底部齐平后水流翻过驼峰段形成堰流。如图2(b)所示,水流在翻过驼峰段后迅速跌落,在下降段开始处,水流紧贴虹吸管底部,导致驼峰段顶部脱流。当t=14.5 s时,堰流与出水池水面相交,水力驱气阶段结束。在水力挟气阶段,如图2(c)所示,水流不断翻过驼峰段形成堰流,沿下降段上壁跌落,于驼峰段顶部形成上气囊,并于下降段底部脱流,形成下气囊。堰流跌落后冲击出水池中的水体,使得下降段下端水流剧烈翻滚,水气互相混合着流出虹吸管。在此过程中,随着水流不断流动,驼峰段压强降低,上气囊中空气逐渐被水流挟带排出,于t=39.0 s时被排尽;而下气囊也随下降段水气混合的水流的排出而逐渐减小,于t=31.0 s时排尽。t=39.0 s时虹吸管内气体被全部带出,形成满管流动,虹吸形成过程完成。虹吸形成过程完成后，虹吸管内的水气混合状态见图2(h)。可见虹吸管内气囊的滞留时间是影响虹吸形成时间的主要因素,而上气囊比下气囊更难排尽。

图3 Q=Qd时虹吸管内气体体积分数变化

对设计流量下虹吸管内气体体积分数进行统计,并用气体体积分数曲线段大致斜率表示该时段内的平均排气速率,结果如图3所示。初始时刻虹吸管内气体体积分数约为53.4%,在水力驱气阶段前期,虹吸管内气体排出速率较大,且为一稳定值,当水流翻越驼峰段时,虹吸管排气速率加大,当虹吸管内气体体积分数约为7.3%时,虹吸形成过程由水力驱气阶段进入水力挟气阶段。进入水力挟气阶段后,由于下降段内水流翻滚,水流挟气能力较低,气体排出速率骤降并逐渐减小。

2.2 不同流量下虹吸形成时间特性

分别对流量为0.7Qd、Qd、1.3Qd时的虹吸管进行数值模拟,图4为不同流量下虹吸形成过程中虹吸管内气体体积分数的变化情况,表2为不同流量下虹吸管虹吸形成时间。在水力驱气阶段,由于该阶段为简单的驱气过程,虹吸管内气体因内部压强增大被排出,排出速率略小于进流速率。由图4可看出在虹吸管内气体体积分数在20.0%～53.4%区间内,Q=1.3Qd的曲线段斜率最大,Q=Qd的曲线段次之,Q=0.7Qd的曲线段最小;而从水流开始翻越驼峰段到接触下降段水面(虹吸管气体体积分数约为7.0%～20.0%)的时间内,各流量下虹吸管内气体体积分数曲线段斜率同样符合前述规律。而气体体积分数曲线斜率越大,排气速率越大。可见整个水力驱气阶段虹吸管进流流量越大,排气速率越大,该阶段持续时间越短。

图4 不同流量下虹吸管内气体体积分数变化

流量水力驱气阶段水力挟气阶段虹吸形成时间Q=0.7Qd0～15.9s15.9～53.9s53.9sQ=Qd0～14.5s14.5～39.0s39.0sQ=1.3Qd0～12.7s12.7～29.1s29.1s

图5 不同流量下虹吸管各时段的流速分布

图6 不同流量下虹吸管各时段的水气混合状态

图5、图6分别为不同流量下水流翻越驼峰段时、水流刚接触下降段水面时、水力挟气阶段时虹吸管内水流的流速分布和水气混合状态。在Q=Qd时,水流翻越驼峰段,驼峰段开始处水流流速为3.00～3.75 m/s,由于重力作用,导致主流偏向于驼峰段底部,驼峰段顶部形成脱流现象,而底部流速较大,见图5(d)。当水流越过驼峰段后,由于底部流速较大,下降段倾角过大,导致水流形成堰流后沿下降段上壁跌落,从而形成上下气囊,见图5(f)。由图5(a)可知,当Q=0.7Qd时,水流翻越驼峰段,驼峰段开始处的流速为2.25～3.00 m/s,流速较小,故水流受重力影响较明显,主流集中且偏向于底层,上壁脱落点较Q=Qd时前移,并紧贴下降段下壁跌落,在虹吸管中仅形成上气囊,见图5(c)。Q=1.3Qd时，驼峰段开始处水流流速为3.75～4.50 m/s,由于水流翻越驼峰段时总体流速较大,惯性导致主流偏向于驼峰顶部,顶部流速较大,在驼峰段处无脱落点,直接沿下降段上壁跌落,在虹吸管中仅形成下气囊。可见水流翻越驼峰段时的流速分布对于上下气囊的形成起决定作用。

在水力挟气阶段,由图6(f)可知Q=Qd时上气囊体积较小,下气囊体积远大于上气囊,虹吸管内气体体积分数变化主要取决于下气囊排出气体的速率,而Q=1.3Qd时,仅存在下气囊,见图6(i),气体体积分数变化由下气囊排气速率决定。对比图5(f)和图5(i),Q=Qd时虹吸管内水流与下气囊的水气交界面上水流流速为6.75～7.50 m/s的面积约占90%,而Q=1.3Qd时约占70%,故Q=Qd时,水流与下气囊的水气交界面上水流流速更大,下气囊的压强降低得更快,水流挟气能力更强,由图4亦可看出此阶段Q=Qd时的虹吸管气体体积分数下降更快。可见水力挟气阶段,水气交界面上的水流流速大小与排气速率成正比。

3 虹吸管改善措施对虹吸形成时间的影响

对于虹吸式出水管的优化,冯建刚[16]结合工程实际,通过模型试验研究了虹吸形成过程的影响因素,并通过修改虹吸式出水管外部尺寸改善其水力特性,缩短虹吸形成时间;李彦军等[17]利用数学建模开发了基于虹吸管设计参数的优化设计软件,通过调整虹吸管的型线以改善水流流态,减少水力损失;谭淋露等[18]利用数值模拟方法对原方案外部尺寸进行调整,优化了其水力特性。但是鲜有人通过在虹吸式出水管内部增设改善措施以优化其水力特性,缩短其虹吸形成时间。而在实际工程中,虹吸式出水管的布置受场地约束较多,只调整外部轮廓有时无法满足其安全有效运行的要求,故本文采取的改善措施是在虹吸管内部驼峰段处增设分流板。分流板具体安装位置及尺寸见图7。在设计流量条件下对优化后的虹吸管进行数值模拟,与同流量下原方案虹吸管内气体体积分数的变化情况进行对比,并给出优化后虹吸管的虹吸形成过程,见图8。

图7 分流板结构示意图(单位:mm)

图8 Q=Qd时优化方案虹吸形成过程

在水力驱气阶段,由于进流流量均为设计流量,优化前后虹吸管排气速率大致相同,气体体积分数曲线段斜率近似相等(图3)。原方案虹吸管中水流越过驼峰段后,形成上下气囊,见图2(c),而优化方案中水流越过驼峰段后仅在下降段下端形成下气囊,且下气囊体积较图2(c)小,见图8(c)。图9分别为原方案、优化方案水流翻越驼峰段时的流速分布。优化方案在增设分流板后,水流在驼峰段处被一分为二,分流板上部的水流沿分流板的型线流动,水流虽同样受到重力作用,导致底层流速偏大,但相较原方案有明显改善,驼峰段顶层流速增大,纵向流速分布更均匀,水流紧贴驼峰段上壁,并未出现脱流现象,水流形成堰流沿下降段上壁跌落时也并未出现上气囊。原方案当水流翻越驼峰段(图10(a))时,主流偏向于驼峰段底部,而沿下降段上壁跌落时,主流偏向于下降段上壁,水流集中。而优化方案(图10(b))中,由于增设分流板,使驼峰段处的水流虽主流偏于底层,但总体分布仍较为均匀,底层流速较原方案小,导致水流与下降段下壁的脱流点下移,下气囊体积明显减小。由此可见,优化方案中分流板的设置通过调节驼峰段水流流速分布,对上下气囊的产生均有一定的抑制作用。

图9 t=14 s流速分布

图10 t=16 s流速分布

在水力挟气阶段,两者虹吸管内水流流速分布见图11,在水流沿下降段跌落时的水气交界面上,原方案的水流流速约为1.50～2.25 m/s,优化方案约为3.00～3.75 m/s,故此处优化方案挟气能力较强。但由于原方案主流较为集中,水流跌落后与出水池水面翻滚流速大,翻滚时的水气交界面上原方案的流速约为1.50～2.25 m/s,优化方案约为0.75～1.50 m/s,故此处原方案的挟气能力较强。在水力挟气阶段两者排气速率近似相等,总体挟气能力相近,但由于优化方案并未形成上气囊,且下气囊体积较小,故优化方案水力挟气阶段持续时间较短。综上,将设计流量下原方案、优化方案虹吸形成过程各阶段时间汇总于表3,可知增设分流板后,虹吸形成时间明显缩短,缩短约12.5%。

图11 t=20 s流速分布

方案水力驱气阶段水力挟气阶段虹吸形成时间原方案0～14.5s14.5～39.0s39.0s优化方案0～14.5s14.5～34.0s34.0s

计算两个方案的水力损失,原方案水力损失为2.27 m,优化方案水力损失为2.28 m,可知分流板的设置对于水力损失的影响极小,可忽略不计。

综上可知,泵站虹吸式出水管虹吸形成时间受驼峰顶部气囊的影响较大,气囊排出较慢,则虹吸形成时间较长,在虹吸管顶部增设分流板,可有效缩短虹吸管的虹吸形成时间。其作用机理为:通过调整虹吸管的内部几何结构,调节驼峰段水流流速分布,增大局部流速,以加快驼峰顶部气囊的排出,使得虹吸形成时间有效减少。对于类似形式的虹吸式出水管,当虹吸形成过程中由于过流量较小,驼峰顶部易产生滞留气团时,本文的研究成果亦有借鉴作用。

4 结 论

a. 虹吸形成过程中,虹吸管内上下气囊的滞留时间是决定虹吸形成时间的主要因素。

b. 虹吸管进流流量越大,水力驱气阶段的持续时间越短。水力挟气阶段时,水气交界面处的流速大小与排气速率成正比。水流翻越驼峰段时的流速分布决定了上下气囊的形成,在驼峰段内增设分流板能通过改善流速分布,有效抑制上下气囊的产生,缩短虹吸形成时间。

c. 虹吸管内增设改善措施能有效减少虹吸形成时间,对于水力损失的影响极小,可忽略不计。

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