楊忠超,楊 斌,陳明棟,胡雪梅

(重慶交通大學(xué)內(nèi)河航道整治技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400074)

由近年國(guó)內(nèi)、外船閘建設(shè)狀況可知,越來(lái)越大的船閘規(guī)模及越來(lái)越高的水頭是現(xiàn)代船閘的發(fā)展趨勢(shì)。船閘輸水閥門每天頻繁操作,工作條件復(fù)雜,在非恒定高速水流作用下,極易在閥門段、分流口等部位形成空化,嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致閥門及輸水廊道空蝕破壞,威脅建筑物及通航安全,因此,輸水系統(tǒng)閥門段的空化問(wèn)題是高水頭船閘設(shè)計(jì)的關(guān)鍵技術(shù)難題[1-4]。烏江銀盤樞紐船閘設(shè)計(jì)最高通航水頭達(dá)36.46m,為目前國(guó)內(nèi)已建和在建船閘中最高的水頭,是世界排名第3的單級(jí)船閘。在物理模擬試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算中,閥門段空腔內(nèi)均出現(xiàn)負(fù)壓,尤其在升坎反弧處水流脫離邊壁,負(fù)壓尤為明顯。并且,該處負(fù)壓接近廊道邊壁,容易對(duì)建筑物造成空蝕破壞。

采用數(shù)值模擬手段研究閥門廊道中的流場(chǎng)特性具有優(yōu)化體型方便、節(jié)約財(cái)力、節(jié)省時(shí)間、不存在比尺效應(yīng)等優(yōu)點(diǎn),是物理模型試驗(yàn)研究的有力補(bǔ)充手段。王玲玲等[5]、戴會(huì)超等[6]、馬崢等[7]采用 k-ε雙方程模型對(duì)三峽船閘充水系統(tǒng)閥門段進(jìn)行二維數(shù)值模擬;王智娟等[8]采用三維數(shù)學(xué)模型在閥門開(kāi)度n=0.4時(shí)對(duì)銀盤船閘閥門段體型進(jìn)行優(yōu)化。這些研究成果加深了對(duì)閥門水力學(xué)的理解,為高水頭船閘閥門設(shè)計(jì)提供了科學(xué)依據(jù)。

在整體埋深及廊道尺寸受限的情況下,通過(guò)局部體型修改來(lái)優(yōu)化其壓力條件是解決空化空蝕問(wèn)題的有效途徑。本文提出一系列體型,采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)其進(jìn)行非恒定流三維數(shù)值模擬,分析閥門段水流急變分離的流態(tài)、流速、壓強(qiáng)的時(shí)空變化規(guī)律,遴選出最佳體型。

1 計(jì)算模型

1.1 控制方程

計(jì)算模型選用在紊流計(jì)算中得到公認(rèn)的雷諾時(shí)均法k-ε雙方程紊流模型。采用有限容積法對(duì)偏微分方程進(jìn)行積分,方程離散中對(duì)流、擴(kuò)散項(xiàng)采用二階向后全隱式格式,時(shí)間項(xiàng)采用一階向后差分格式。為了反映壓力對(duì)速度的影響,采用壓力-速度耦合求解的SIMPLER算法,同時(shí)采用多重網(wǎng)格技術(shù)加速求解。線性化的方程組求解運(yùn)用點(diǎn)隱式高斯-塞德?tīng)柕椒ā?/p>

連續(xù)方程

動(dòng)量方程

k方程

ε方程

其中

式中:ρ和ν分別為體積分?jǐn)?shù)平均的密度和分子黏性系數(shù);νt為紊流黏性系數(shù);k為紊動(dòng)能;ε為紊動(dòng)耗散率;Gk為生成項(xiàng);i=1,2,3,即;j為求和下標(biāo)。

方程中通用模型常數(shù) η0=4.28,β=0.015,Cμ=0.085,C2ε=1.68,σk=0.7179,σε=0.7179。

1.2 計(jì)算閥門段廊道

以烏江銀盤船閘充水閥門段廊道體型建立計(jì)算模型。計(jì)算區(qū)域以閥門井為中點(diǎn),上游至廊道進(jìn)水口,約長(zhǎng)38m,下游至廊道水平分流口,約長(zhǎng)49m。閥門井寬4.5m,模型總長(zhǎng)約91m。由于閥門啟動(dòng)后就存在門楣縫隙,故建立模型時(shí)在門楣處預(yù)留約2cm的狹縫以模擬狹縫射流。采用四面體和六面體混合網(wǎng)格進(jìn)行剖分,對(duì)閥門區(qū)和突擴(kuò)段網(wǎng)格進(jìn)行加密。銀盤船閘閥門段廊道及計(jì)算網(wǎng)格剖分見(jiàn)圖1。

圖1 銀盤船閘閥門段廊道及計(jì)算網(wǎng)格剖分示意圖

1.3 邊界條件處理

1.3.1自由表面

對(duì)于閥門井存在的自由表面,采用三維VOF法進(jìn)行計(jì)算。

1.3.2進(jìn)、出口條件

進(jìn)、出口均為壓力邊界條件。進(jìn)口采用進(jìn)口廊道底至水庫(kù)水面靜水壓力分布。實(shí)際隨著閥門開(kāi)啟過(guò)程,出口隨閘室水深增加而壓力增大,上、下游出口壓力差減小。但為了模擬最不利工況,保持出口最低壓力不變,即出口按下游河道水面至出口廊道底的靜水壓力分布設(shè)定。

1.3.3閥門開(kāi)啟

閥門開(kāi)啟速度采用UDF文件(筆者采用速度隨時(shí)間變化規(guī)律)使閥門實(shí)現(xiàn)連續(xù)的開(kāi)啟過(guò)程。閥門開(kāi)啟過(guò)程中采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)調(diào)整和更新閥門運(yùn)動(dòng)后的網(wǎng)格,確保計(jì)算網(wǎng)格質(zhì)量。

1.3.4固壁邊界條件

固壁邊界條件由壁函數(shù)方法給定。

2 設(shè)計(jì)方案結(jié)果分析

圖2表明在閥門開(kāi)啟過(guò)程中,突擴(kuò)體腔內(nèi)逐步形成2個(gè)明顯的旋渦,逆時(shí)針旋渦位于主流上方的上突擴(kuò)內(nèi),順時(shí)針旋渦位于底擴(kuò)跌坎后的三角區(qū)域,2個(gè)旋渦方向相反。在上游高水壓作用下,閥門下底緣與廊道底板之間形成高速射流,射流斜沖下突擴(kuò)體底板后,主流附底板而下沖擊升坎,在升坎末端由于斷面減小,流速顯著增加,且由于流向改變,形成脫壁。從流速來(lái)看,主流在閥門開(kāi)度n=0.4時(shí)流速最大,約為24.7m/s;升坎凸弧末端脫壁流速在閥門開(kāi)度n=0.8時(shí)達(dá)到最大,為25.22m/s。

從圖3和圖4可見(jiàn),隨著閥門開(kāi)度增加,在突擴(kuò)體頂板和升坎凸弧處形成2個(gè)低壓區(qū)。在閥門開(kāi)度n=0.5時(shí),頂板壓強(qiáng)(Ⅱ點(diǎn))達(dá)到最小,為-7.31kPa;在閥門開(kāi)度n=0.6～0.8時(shí)升坎凸弧處(Ⅳ點(diǎn))的負(fù)壓達(dá)到最低,為-120.75kPa,故存在較高的空蝕破壞風(fēng)險(xiǎn),需進(jìn)一步對(duì)體型進(jìn)行優(yōu)化。

圖2 設(shè)計(jì)方案閥門廊道中的剖面流場(chǎng)

圖3 設(shè)計(jì)方案閥門不同開(kāi)度時(shí)廊道中的剖面水壓P分布

3 優(yōu)化方案結(jié)果分析

3.1 優(yōu)化方案

為了探索閥門段廊道幾何參數(shù)對(duì)腔體內(nèi)壓力分布的影響,解決腔體內(nèi)的負(fù)壓?jiǎn)栴},尤其是升坎凸弧高負(fù)壓的難題,從突擴(kuò)體長(zhǎng)度、上突擴(kuò)高度、下跌坎高度,以及升坎傾角進(jìn)行調(diào)整,在設(shè)計(jì)方案之外提出了8個(gè)方案(見(jiàn)表1,表中參數(shù)含義見(jiàn)圖5)。

圖4 設(shè)計(jì)方案突擴(kuò)體關(guān)鍵點(diǎn)水壓隨時(shí)間變化曲線

表1 各比選方案幾何參數(shù)

圖5 閥門段優(yōu)化幾何參數(shù)示意圖(單位:m)

3.2 流場(chǎng)分析

廊道幾何參數(shù)調(diào)整以后腔體內(nèi)的流態(tài)發(fā)生顯著變化。圖6比較了閥門開(kāi)啟過(guò)程中閥門開(kāi)度 n=0.3時(shí)流態(tài)。除設(shè)計(jì)方案、方案3和方案6外,其余方案在閥門開(kāi)啟初期,腔體內(nèi)首先形成一個(gè)順時(shí)針旋渦,但這個(gè)旋渦不穩(wěn)定,約在n=0.35時(shí)旋渦從升坎凸弧處被擠出空腔體,同時(shí)在跌坎下形成穩(wěn)定的小范圍的順時(shí)針旋渦,在流股上方形成較大范圍的逆時(shí)針旋渦。由于腔體幾何參數(shù)不同,旋渦的形體、大小及位置略有不同。

3.3 壓力分析

從Ⅱ點(diǎn)壓強(qiáng)變化來(lái)看,n＜0.2時(shí)各方案的壓強(qiáng)基本沒(méi)有變化,當(dāng)n＞0.3時(shí)腔體內(nèi)旋渦開(kāi)始形成,強(qiáng)度不斷增大,頂板處壓強(qiáng)減小,n=0.5～0.6時(shí)壓強(qiáng)達(dá)到最低,隨后壓強(qiáng)逐漸回升。保持下突擴(kuò)高度H0不變,比較設(shè)計(jì)方案、方案2、方案3和方案 8,可見(jiàn)增大上突擴(kuò)高度H1有利于增大頂板壓強(qiáng)。比較設(shè)計(jì)方案、方案1和方案2組,方案3、方案4、方案5和方案6組,方案7和方案8組,可見(jiàn)保持上突擴(kuò)高度H1不變,增大下突擴(kuò)H0,亦可增大頂板壓強(qiáng)。但是受a和b角度的影響,H1和H0最大的設(shè)計(jì)方案頂板壓強(qiáng)卻不是最大,而是方案3時(shí)頂板壓強(qiáng)最大,基本未出現(xiàn)負(fù)壓,最小為3.25kPa;方案6的頂板壓強(qiáng)最小,達(dá)到-41.95kPa。

圖6 不同方案的流場(chǎng)比較(t=18s,n=0.3)

空蝕空化最危險(xiǎn)區(qū)位于突擴(kuò)體升坎凸弧處(Ⅳ點(diǎn))。從Ⅳ點(diǎn)的壓強(qiáng)過(guò)程線(圖7)來(lái)看,在n＜0.2時(shí),各方案壓強(qiáng)變化較小,當(dāng)n＞0.3時(shí)腔體內(nèi)旋渦形成,升坎凸弧處形成脫壁流,壓強(qiáng)開(kāi)始下降,約n=0.6～0.8之間達(dá)到最低,隨后壓強(qiáng)逐漸回升。從圖6可見(jiàn),設(shè)計(jì)方案、方案3和方案6沒(méi)有發(fā)生初生旋渦被擠出突擴(kuò)體的現(xiàn)象,故Ⅳ點(diǎn)的壓強(qiáng)從n=0.25時(shí)逐漸降低,其余方案在初生旋渦被擠出突擴(kuò)體瞬間時(shí)Ⅳ點(diǎn)的壓強(qiáng)出現(xiàn)明顯的陡降。從體型參數(shù)分析,當(dāng) H0不變時(shí),比較設(shè)計(jì)方案、方案2、方案 4和方案8,增大H1,a角變大,Ⅳ點(diǎn)的壓強(qiáng)變低。其原因是a角越大,升坎凸弧處水流脫壁越嚴(yán)重,造成壓強(qiáng)越低;當(dāng)H1不變時(shí),比較設(shè)計(jì)方案、方案1和方案2組,方案 3、方案4、方案5和方案6組,可見(jiàn)增大H0可提高Ⅳ點(diǎn)的壓強(qiáng)。其原因是增大下突擴(kuò)有助于跌坎處生成旋渦,消能較充分,從而減小了升坎凸弧處的流速。對(duì)于方案7和方案8,傾角 a對(duì)Ⅳ點(diǎn)的壓強(qiáng)影響較明顯,a越小,壓強(qiáng)越大,原因是小傾角減小了脫壁流強(qiáng)度。對(duì)比所有方案,方案8的Ⅳ點(diǎn)壓強(qiáng)最大,最低值為-63.59kPa,比設(shè)計(jì)方案提高了57.68kPa。

圖7 閥門開(kāi)啟過(guò)程中各方案Ⅳ點(diǎn)的壓強(qiáng)比較

4 結(jié) 語(yǔ)

采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)和VOF方法對(duì)高水頭船閘閥門開(kāi)啟過(guò)程進(jìn)行非恒定流三維紊流數(shù)值模擬,分析閥門段水流急變分離的流態(tài)、流速、壓強(qiáng)等水力特性參數(shù)的時(shí)空演化規(guī)律,分析出現(xiàn)空蝕危險(xiǎn)的區(qū)域和時(shí)刻。針對(duì)閥門后突擴(kuò)體頂板和升坎凸弧處出現(xiàn)較低負(fù)壓?jiǎn)栴},提出一系列的體型方案,分析了體型參數(shù)對(duì)流速、流態(tài)、壓強(qiáng)分布的影響。分析結(jié)果表明,方案3的頂板壓強(qiáng)最大,升坎凸弧處方案8的壓強(qiáng)最大。數(shù)值模擬對(duì)閥門體型優(yōu)化具有方案變化快、經(jīng)濟(jì)省的優(yōu)點(diǎn),是物理模型試驗(yàn)研究的有力補(bǔ)充手段。

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