高水頭電站岔管過渡段水力優(yōu)化研究

倪 勇，羅竹梅，張星海，紀(jì)文波

(昆明理工大學(xué)，云南 昆明 650093)

0 引 言

隨著國民經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，抽水蓄能電站[1]在電力生產(chǎn)中有著重要的地位。在抽水蓄能電站的高壓引水管道[2]中，大變徑卜型岔管內(nèi)的水流流動(dòng)相對(duì)復(fù)雜，岔管[3]部分可能會(huì)有回流等情況發(fā)生，進(jìn)而引起局部損失較大，直接影響電站的運(yùn)行效率和經(jīng)濟(jì)效益。

目前，國內(nèi)的學(xué)者對(duì)一些工程項(xiàng)目中的岔管進(jìn)行了相關(guān)數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)研究，并對(duì)一些岔管結(jié)構(gòu)[4-5]以及布置方式進(jìn)行了優(yōu)化研究[6]，取得了一定的研究進(jìn)展。李玲[7]等利用κ-ε模型分析了三岔管雙向流動(dòng)；毛根海[8]等利用Reynolds應(yīng)力方程模型(RSM)的湍流模型分析了不同工況下卜型岔管的水流流態(tài)、水頭損失等水力特性；鄭文玲[9]、高學(xué)平[10]等對(duì)引水岔管在不同工況下的水頭損失、流速及壓強(qiáng)的分布情況進(jìn)行了數(shù)值模擬；顧欣欣[11]等采用物理模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法分析了有無錐形過渡段的岔管的水流流態(tài)。目前，針對(duì)抽水蓄能電站的引水系統(tǒng)研究主要集中在過渡過程仿真計(jì)算[12]，不同運(yùn)行工況下的水力損失以及水流流態(tài)[13]和不同分岔角、肋寬比、分流比對(duì)岔管水頭損失影響[14]，而對(duì)高水頭電站卜型岔管的錐形過渡段連接的優(yōu)化研究較少。

本文基于國內(nèi)某高水頭抽水蓄能電站岔管為原型，依托流體計(jì)算軟件，采用SSTκ-ω湍流模型，研究錐角分別為6°、12°、18°、24°下岔管處水流流態(tài)以及壓強(qiáng)分布，分析計(jì)算不同錐角角度下的水頭損失，為岔管段的優(yōu)化連接提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型建立

1.1 計(jì)算區(qū)域

取該抽水蓄能電站引水系統(tǒng)單個(gè)岔管段進(jìn)行建模，模型結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。引水主管直徑D1為8.5 m，支管直徑D2為4 m，主管長L1為60 m，支管段出口到主管中心距離L2為27 m，最大發(fā)電流量77.34 m3/s，上庫正常高水位612.5 m，下庫正常高水位137.7 m。利用Solidworks三維軟件建立不同錐角角度過渡段的壓力管道模型。為了方便計(jì)算，進(jìn)口斷面為1-1，出口斷面分別為3-3、4- 4，中間計(jì)算斷面2-2。

圖1 計(jì)算域模型結(jié)構(gòu)示意(單位：m)

1.2 網(wǎng)格劃分

基于ICEM CFD的O型切分網(wǎng)格技術(shù)，使用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分主管和支管段，過渡管段采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，由于岔管處流動(dòng)復(fù)雜，對(duì)岔管處網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，以便于數(shù)值模擬結(jié)果更加符合實(shí)際流動(dòng)情況，網(wǎng)格數(shù)總規(guī)模約為95萬。不同岔管模型的局部網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 岔管局部網(wǎng)格

2 數(shù)值求解設(shè)置

2.1 湍流模型選用

本文將高壓岔管內(nèi)流動(dòng)近似為不可壓縮流動(dòng)，基于雷諾方程[15](時(shí)均化Navier-Stokes方程)進(jìn)行湍流求解。其連續(xù)性方程為

·u=0

(1)

動(dòng)量方程為

(2)

目前岔管研究中的湍流模型多采用使用的標(biāo)準(zhǔn)k-ε二方程模型、Realizablek-ε模型，少部分研究使用RNGk-ε模型、RSM模型。文獻(xiàn)[16]研究表明，基于RNGk-ε、標(biāo)準(zhǔn)k-ε、Realizablek-ε模型不能準(zhǔn)確模擬岔管分流、匯流所引起的水頭損失，對(duì)于大變徑、復(fù)雜非對(duì)稱的岔管，RSM、SSTk-ω模型在處理岔管中具有各向異性的特征流場(chǎng)更具有優(yōu)越性，相對(duì)于RSM模型，基于SSTk-ω模型所需的計(jì)算時(shí)間只為RSM計(jì)算模型的33%～70%。因此，本次模擬選用SSTk-ω模型[17]分析卜型岔管的水流特征，渦粘系數(shù)和湍動(dòng)能k、比耗散率ω基本方程如下

(3)

(4)

(5)

式中，Ω為渦量；F1、F2為混合函數(shù)，作用是完成由近壁面的κ-ω模型到遠(yuǎn)壁面κ-ε模型的過渡；Γk、Γω為有效擴(kuò)散系數(shù)；模型常數(shù)σω2=1.168，γ=1，β*=0.075,β=0.082 8。

2.2 離散格式和求解條件

本文的計(jì)算為定常計(jì)算?；谟邢摅w積法(Finite Volume Method)離散求解控制方程，基于PISO算法求解壓力—速度耦合方程。

邊界條件設(shè)置：管段的進(jìn)口設(shè)為壓力進(jìn)口，出口設(shè)置為速度出口，假定流速和壓力在進(jìn)、出口斷面分布均勻，管壁設(shè)為壁面邊界。

3 結(jié)果分析

為了分析高水頭引水系統(tǒng)岔管錐形過渡段的錐角角度對(duì)水流特性的相關(guān)影響，本文分別對(duì)支管單獨(dú)運(yùn)行和雙管聯(lián)合運(yùn)行工況進(jìn)行數(shù)值模擬分析，根據(jù)電站實(shí)際機(jī)組布置方式設(shè)置岔管分流比為1∶3。

3.1 流速分布

對(duì)于高壓大變徑卜型岔管，在最大流量下岔管處的流態(tài)較一般流量更為復(fù)雜，本文取最大發(fā)電流量Q=77.34 m3/s進(jìn)行計(jì)算。取管軸線所在平面的速度矢量圖進(jìn)行分析，Q=77.34 m3/s時(shí)，4種錐角角度岔管兩種工況下速度矢量見圖3、4。

圖3 支管單管運(yùn)行速度矢量分布

圖4 雙管聯(lián)合運(yùn)行速度矢量分布

從圖3可以看出，：①水流從主管進(jìn)入支管，過水?dāng)嗝嬷睆阶兓^大，流線彎曲，流速分布也急劇變化。②錐形過渡段在6°和12°錐角情況下，支管主流靠外側(cè)流動(dòng)，岔管內(nèi)側(cè)靠近襠部則出現(xiàn)局部旋渦區(qū)、回流區(qū)。③隨著錐角角度的增大，局部漩渦區(qū)、分流區(qū)和回流區(qū)面積變小，岔管襠部的流線彎曲情況變好，支管內(nèi)流速分布也更加均勻，流態(tài)更好。

從圖4可以看出：①主管流速均勻且流線順直；②支管主流靠?jī)?nèi)側(cè)流動(dòng)，存在明顯的流速分離區(qū)，過渡錐形管外側(cè)存在明顯的回流區(qū)域，伴隨著二次流的產(chǎn)生；③隨著過渡管錐角角度的增大，水流從主管進(jìn)入支管的流線更加平順，錐形管回流區(qū)面積也逐漸變小。

3.2 壓力分布

取管軸線所在平面的壓力云圖進(jìn)行分析，Q=77.34 m3/s時(shí)，4種錐角角度岔管在兩種工況下壓力分布見圖5、6。

從圖5、6可以看出，支管單獨(dú)運(yùn)行時(shí)，錐形管內(nèi)側(cè)的壓強(qiáng)小于外側(cè)。隨著錐形管錐角的增大，錐形管的襠部區(qū)域相對(duì)低壓區(qū)面積明顯減小，降低了產(chǎn)生局部負(fù)壓的風(fēng)險(xiǎn)。雙管聯(lián)合運(yùn)行時(shí)，錐形管外側(cè)壓強(qiáng)明顯小于內(nèi)側(cè)。隨著錐形管錐角的增大，錐形管的外側(cè)襠部局部低壓區(qū)面積也相對(duì)減小，低壓區(qū)有所消除。主管壓強(qiáng)變化相對(duì)均勻，無大壓差產(chǎn)生。

圖5 支管單管運(yùn)行壓力分布

圖6 雙管聯(lián)合運(yùn)行壓力分布

3.3 水頭損失分析

水頭損失包括沿程損失和局部損失兩類。目前管流的局部損失系數(shù)絕大多數(shù)靠試驗(yàn)來確定，由于尺寸效應(yīng)的存在，模型試驗(yàn)計(jì)算出的局部損失系數(shù)與實(shí)際情況存在一定誤差，只有少部分管型可以依賴于理論公式求得，可按照管道的沿程損失系數(shù)和公式進(jìn)行換算得出。

卜型岔管類似于三通管，其局部損失系數(shù)不僅與幾何形狀有關(guān)，也與主流和支流的流量比有關(guān)，故本文在定下分流比為1∶3的基礎(chǔ)上進(jìn)行岔管處局部損失系數(shù)的對(duì)比計(jì)算。本文研究對(duì)象為高水頭電站引水管道岔管過渡段，計(jì)算高水頭電站大變徑岔管處的局部損失系數(shù)，以主管進(jìn)口計(jì)算斷面1-1和支管出口計(jì)算斷面2-2為例進(jìn)行計(jì)算。由進(jìn)口斷面流速和直徑初步計(jì)算可知，雷諾數(shù)達(dá)到107，切應(yīng)力僅與流速有關(guān)，流動(dòng)進(jìn)入平方阻力區(qū)，粘性影響可忽略不計(jì)，阻力系數(shù)主要取決于阻力性質(zhì)和管壁粗糙度，水頭損失計(jì)算值應(yīng)與實(shí)際值吻合較好。由于兩斷面間距離相對(duì)較短，查看莫迪圖可知，可忽略其沿程損失。由此可使用計(jì)算方程為

(6)

式中，z1、z2為斷面高程；p1、p2為斷面壓強(qiáng)；γ為常數(shù)；v1、v2為斷面流速；g為重力加速度；ζ為局部損失系數(shù)；v為支管流速。

通過讀取進(jìn)出口計(jì)算斷面的壓強(qiáng)和速度值，通過式(6)計(jì)算岔管處局部損失系數(shù)。不同角度以及各個(gè)工況下的局部損失系數(shù)計(jì)算值見圖7。

圖7 不同工況局部損失系數(shù)與角度變化關(guān)系對(duì)比

綜上可以得到以下規(guī)律：①帶錐形過渡段岔管相較于其他類型岔管，損失系數(shù)較?。虎谟捎诟邏翰砉茈p管聯(lián)合運(yùn)行時(shí)分離流較明顯，雙管聯(lián)合運(yùn)行時(shí)局部水頭損失系數(shù)較支管單管運(yùn)行大；③不同工況，隨著錐形管錐角的增大，岔管處的局部損失系數(shù)逐漸降低。

通過比較支管單管運(yùn)行和雙管聯(lián)合運(yùn)行兩種工況，卜型岔管錐形過渡段的錐角角度增大可以改善兩種工況下的水流流態(tài)，包括減小相對(duì)低壓區(qū)的面積和回流區(qū)的面積，降低局部損失系數(shù)。

4 結(jié) 論

本文采用三維SSTκ-ω湍流模型和PISO算法對(duì)高水頭抽水蓄能電站卜型岔管錐形過渡管進(jìn)行數(shù)值模擬分析。模擬結(jié)果直觀地反應(yīng)了高水頭電站卜型岔管處的水流流態(tài)，水流從主管進(jìn)入支管時(shí)，流線彎曲，有撞擊發(fā)生，并伴隨著二次流的產(chǎn)生，損失較大，主管段損失較小。

通過比較卜型岔管錐形過渡段不同錐角大小情況下的水流流態(tài)可知，隨著錐角角度的增加，支管單管運(yùn)行時(shí)，支管內(nèi)流速分布更加均勻，岔管內(nèi)側(cè)的回流區(qū)、相對(duì)低壓區(qū)面積相應(yīng)減小，岔管處的局部損失系數(shù)也逐漸減小，水流流態(tài)得到優(yōu)化；雙管聯(lián)合運(yùn)行時(shí)，主管流速分布均勻，支管存在明顯的流速分離，隨著錐角角度的增加，岔管外側(cè)的回流區(qū)的面積減小，岔管處的局部損失系數(shù)也逐漸減小。本文研究結(jié)果可為高水頭電站的岔管的優(yōu)化提供參考，具體的錐形過渡管錐角角度需要和實(shí)際工程相聯(lián)系，具有一定的靈活性。