底部設置隔壁式岔管的調壓室水力特性三維數值分析

黃靜之，周建旭，劉躍飛，張 健

(河海大學水利水電學院，江蘇 南京 210098)

在多機引水式水電站輸水系統的布置設計中，需要設置分岔管實現一洞兩機或者一洞多機的布置方式。分岔管是較為復雜的空間結構，分岔管內水流流態比較復雜，水頭損失較大，在整個水電站引水發電系統水力設計中占重要地位[1]。不同于常用的分岔管結構形式[2-4]，隔壁式岔管是一種特殊的分岔管形式[5-7]，與常規分岔管相比，隔壁式岔管在分岔處結構完整，無相互切割，由于有隔壁支墩的支撐，結構受力條件好[8]，可應用于各種水頭的水電站工程。同時，在壓力管道分岔的特征斷面處設置調壓室是常見的布置方式，底部設置隔壁式岔管的調壓室系統水力特性復雜，調壓室底部的流態和水頭損失特性直接影響水力發電系統的運行效率和穩定性，而在過渡過程中水流流進/流出調壓室的阻力特性亦直接影響調壓室反射水錘的效果和調壓室的涌浪特性。對于底部設置分岔管的調壓室系統，通過局部水力模型試驗或三維數值模擬，能實現調壓室局部水流流態的模擬和水力損失特性的分析，兩者的分析成果可互為驗證和校核，相比較而言，三維數值模擬能較為直觀地揭示調壓室局部的水流流態及其演化規律。

近年來基于計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)模擬研究分岔管水力特性以及調壓室阻力特性的研究取得了多方面的成果。毛根海等[9]結合卜型岔管不同工況下的水流流態和水頭損失特性等，驗證了數值計算與試驗研究成果良好的一致性；程永光等[10]結合兩機共用一室和三機共用尾水調壓室的底部管道交匯方式，采用CFD模擬技術對調壓室運行時的流態和水頭損失進行了模擬分析，并結合水力優化計算闡明了調壓室底部交匯形式布置的相關問題[10]；梁春光等[11]以月牙肋岔管為對象，結合三維數值模擬方法分析了肋寬比、分岔角等體型參數對分岔管水力特性的影響規律；林勁松等[12]采用Fluent軟件模擬了某水電站調壓室內的三維流場，呈現了調壓室內水位變化的動態過程；鄭文玲等[13]采用模型試驗和數值模擬相互驗證的方法探求異型岔管的水力特性，結果表明數值模擬值均小于試驗值，誤差不超過15%，且數值模擬結果更直觀反映了分岔管處流態分布以及壓強分布；丁寧等[14]采用VOF方法，對某水電站機組甩全負荷工況下調壓室內涌浪過程進行了數值模擬，驗證了數值模擬方法的可靠性。以往的研究主要針對傳統分岔管形式和調壓室局部布置方式，結合模型試驗和數值模擬技術開展系統的水力特性分析，而針對隔壁式岔管的研究較少，對調壓室底部設置隔壁式岔管的研究更少。為此。本文針對底部設置隔壁式岔管的調壓室結構，采用三維模擬技術較全面分析典型流態下調壓室結構的水力特性，以期為調壓器水頭損失特性和局部的水流流態分析提供參考。

1 調壓室結構三維建模

某引水式水電站設計發電流量136 m3/s，有壓引水隧洞洞線長3.7 km，洞徑7.5 m，采用隔壁式岔管分岔成兩根支管，支管斷面為城門洞型斷面，其當量直徑為5 m。如圖1(a)所示，在分岔點位置設置阻抗式調壓室，調壓室底部隧洞為矩形漸變斷面，由7.6 m×6 m(寬×高，斷面2)漸變到9 m×6 m(斷面3，矩形斷面后半部分被隔壁支墩分隔成兩個3.5 m×6 m斷面)。

圖1 隔壁式岔管平面布置和調壓室三維模型Fig.1 Plan view of partition-type bifurcated pipe and three-dimensional model of surge chamber

該設置隔壁式岔管的調壓室局部結構及其內部流場和流態較為復雜，其阻抗孔口水頭損失系數與分岔管處流道的幾何形狀和調壓室局部的流場等因素密切相關。調壓室大井斷面直徑為15.4 m，有效面積為177 m2，兼做阻抗孔口的兩個閘門孔為梯形，有效面積均為28 m2。利用GAMBIT軟件建模(圖1(b))及網格劃分，網格無關性驗證表明當網格間距小于0.4 m時對局部阻力損失系數的計算結果基本沒有影響，因此網格間距設置為0.4 m。采用網格自動生成技術生成網格，網格大小一致，在調壓室流道與阻抗孔口連接部分采用四面體網格，其他規則部位則采用六面體網格。以Fluent流體力學計算軟件為平臺[15]，采用計算流動類型較為廣泛、結果與真實湍流情形吻合較好的Realizablek-ε湍流模型[16]模擬計算，離散方法為有限體積法，動量、耗散率采用二階迎風格式離散，壓力-速度耦合計算采用SIMPLEC算法，采用基于壓力分離式的求解器求解，管壁設置為無滑移邊界條件，壁面粗糙厚度設置為0.03 mm。

1.1 基本控制方程

Realizablek-ε湍流模型計算逆壓力梯度、射流擴散率以及模擬分離、回流和旋轉時有較高的精度，且收斂速度較快，基本方程[17]為

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：t——時間；xj、μj——j方向上的坐標分量和流速分量；P——壓力；ν——運動黏性系數；Bi——單位體積力；k——湍動能；ρ——水的密度；Gk、Gb——平均速度梯度和浮力的湍動產生項；YM——可壓縮流脈動膨脹對總耗散率的影響；其他參數含義可參見文獻[18]。

1.2 水力損失特性與調壓室阻抗孔口的流量系數

(5)

式中：ΔHij——控制斷面i和j之間的水頭差；Zi、Zj——控制斷面i、j的高程；Pi、Pj——控制斷面i、j的壓強；vi、vj——控制斷面i、j的流速；v—特征斷面流速；g——重力加速度；ξij——控制斷面i和j之間的水頭損失系數。

在實際工程應用中，水流流進/流出調壓室時的局部水頭損失可由下式[1]計算得到：

(6)

式中：ΔH——水流流進/流出調壓室的水頭損失值；φ——水流流進/流出調壓室的流量系數；Ac——阻抗孔口面積。

單機運行時，聯立式 (5)和式 (6)可得轉換后的流量系數φij為

(7)

式中：A——調壓室基準斷面面積。當雙機組運行時，考慮支管水流全部流進調壓室，或調壓室水流全部流向支管，則有：

(8)

圖2 4種典型的模擬流態Fig.2 Four typical flow regimes

2 模擬結果與分析

2.1 模擬工況

數值模擬工況包括機組正常穩定運行發電時水流流經調壓室底部[19]，以及在機組增、減負荷和棄荷工況下，調壓室水位上升和下降時水流流進/流出調壓室時的情況。本文主要對其中4種典型的分流/合流流態進行數值模擬分析，并與《水工設計手冊》[1]推薦的計算調壓室局部水頭損失的經驗公式計算結果相比較。4種典型的流態如圖2所示，流態1～4對應的基準流速分別為v0、v1(v2)、v1(v2)、v0，其中斷面0為發電引水隧洞特征斷面，斷面i(i=1,2)為1號和2號發電引水支管的特征斷面，斷面3為調壓室井體的控制斷面。

以調壓室中心線為基準，調壓室上下游管道的控制斷面選在對應管徑5倍距離處，調壓室內控制斷面選在調壓室直徑5倍距離處。流態1和2模擬調壓室水位上升的情況,流態3和4模擬調壓室水位下降的情況。

表1 水流全部流進/流出調壓室的水頭損失系數和流量系數

2.2 調壓室局部水頭損失系數

針對圖2給出的4種流態進行調壓室局部水頭損失特性的數值模擬分析，單機組運行時額定流量為68 m3/s，雙機組運行時額定流量為136 m3/s。各工況計算分析中，對應水流全部流進/流出調壓室(分流比等于1)的情況，分別給出CFD模擬分析得到的水頭損失系數和按式(7)或(8)轉化得到的調壓室阻抗孔口流量系數如表1所示。

單機組運行或雙機組運行時在流態1(分流)、流態4(合流)不同分流比情況下各控制斷面之間的水頭損失系數數值模擬結果見圖3。兩種流態分流比定義為Qi/Q0(下標代表控制斷面)，當雙機組運行時分流比為兩支管流量之和除以Q0。

由表1和圖3可知：隨著分流比增大，單機組運行時水流流經調壓室底部的水頭損失系數明顯大于雙機組運行時的水頭損失系數，且流態4中單機組運行時水頭損失系數呈上升趨勢，而雙機組運行時水頭損失系數呈下降趨勢，這是由于單機組運行時隨著分流比增大，分岔處水流流速變大因而動能損失增大，雙機組運行時隨著分流比增大，分岔處流態趨于平順，流經調壓室底部水頭損失減小；單機組或雙機組運行條件下，隨著水流流進/流出調壓室流量的分流比增大，ξ03和ξ30均逐步趨于一致，即水流從引水隧洞全部流進調壓室或水流由調壓室全部流向引水隧洞的水頭損失系數基本一致，相差在1.5%以內，此時，水流全部流進/流出調壓室的水頭損失系數大小與流量無關，只與調壓室及其底部分岔管體型、水流方向有關，且在數值模擬中流道尺寸和水流雷諾數足夠大，水流進入了阻力平方區。對于流態2、3，單機組運行，水流全部流進/流出調壓室時的水頭損失系數明顯小于雙機組運行時的水頭損失系數，這主要是因為1號和2號發電引水支管的流道在調壓室底部是連通的，單機組運行時，水流可以從兩個閘門孔流進/流出調壓室，相當于阻抗孔的面積增大了1倍且雙機組運行時水流更加平順；對比水流流進/流出調壓室的流量系數，總體上水流流出調壓室的流量系數大于水流流進調壓室的流量系數。

圖3 調壓室水頭損失系數與分流比關系曲線Fig.3 Relation curves between head loss coefficient and split ratio of surge chamber

由表1可知：利用CFD三維模擬，水流全部流進/流出調壓室的水頭損失系數轉換為對應的阻抗孔口流量系數時，基本上位于SL 655—2014《水利水電工程調壓室設計規范》給出的0.6～0.8區間范圍內，整體上偏大，驗證了利用CFD研究分岔管水力特性以及調壓室系數的可行性和準確性，同時也表明，對于底部設置隔壁式岔管的調壓室系統而言，水流通過阻抗孔口流進/流出調壓室的流量系數相對較大，反射水錘的效果相對較優。進一步利用CFD模擬正常運行工況下水流正/反向流經調壓室底部的水頭損失系數，結果見表2。

表2 水流流經調壓室底部的水頭損失系數

由表2可知：單機組運行時，水流流經調壓室底部的水頭損失系數略大于雙機組運行時的水頭損失系數，這是由于兩條引水支管同時運行時，水流更加平順；由于流道不對稱，在引水支管單管運行時，斷面0至斷面1與斷面0至斷面2之間的水頭損失系數相差較大；水流正/反向流經調壓室底部水頭損失系數相差不大，說明了隔壁式岔管雙向流態較好。

在不同的運行條件下，水流流經調壓室底部的水頭損失系數存在明顯的差別，說明在恒定流流態時水流流經調壓室底部的水頭損失系數與分岔管流道體型以及水流方向密切相關，圖4和圖5分別給出了雙機組運行時水流正/反向流經調壓室底部的壓力云圖和速度云圖。

圖4 水流流經調壓室底部壓力云圖(單位：kPa)Fig.4 Pressure nephograms of water flowing through the bottom of surge chamber(units:kPa)

圖5 水流流經調壓室底部速度云圖(單位：m/s)Fig.5 Velocity nephograms of water flowing through the bottom of surge chamber(units:m/s)

由表2和圖4、圖5可知：當水流正向經過調壓室底部和隔壁式岔管進入兩根引水支管時，流態穩定，在正對水流方向的分岔點處水流沖擊壁面，流速減小壓力升高，總體上水流進入2號引水支管轉彎較大，局部流速相對較大，壓力分布和流速分布較不均勻，導致水流由引水隧洞至2號引水支管的局部水頭損失明顯偏大；當兩根引水支管水流反向經過隔壁式岔管和調壓室底部合流至引水隧洞時，2號引水支管水流在分岔點處沖擊管壁面，局部流速減小壓力升高，而后受離心力作用，2號引水支管水流進入引水隧洞時水流流速明顯增大，流速分布不均勻，導致水流由2號引水支管至引水隧洞的局部水頭損失較大。

3 結 論

a. 水流全部流進/流出調壓室阻抗孔口的流量系數基本上位于規范0.6～0.8區間內，整體上偏大，表明對于底部設置隔壁式岔管的調壓室結構而言，水流通過阻抗孔口流進/流出調壓室的流量系數相對較大，反射水錘的效果相對較優。

b. 水流正/反向經過隔壁式岔管的水頭損失系數較小，且水流反向流經隔壁式岔管的水頭損失系數均小于水流反向流經隔壁式岔管的水頭損失系數，反向過流能力較好，但相差不大。

c. 隔壁式岔管分岔局部雙向過流流態均較好，流場流線均比較平順，無明顯渦流和紊動，可合理應用于各種水頭的引水式水電站中。

d. 用三維模擬技術研究水流流進/流出調壓室以及水流流經隔壁式岔管的水損失系數是可行的。