多機共用尾水調(diào)壓室交織型式與水面損失研究

多機共用尾水調(diào)壓室交織型式與水面損失研究

0尾水調(diào)壓室與尾瞳點的交織進入新世紀，中國的水保護建設(shè)達到了頂峰。按照減小水力損失和改善流態(tài)的原則對水電站流道進行優(yōu)化是目前水電工程“精細”設(shè)計的基本要求,具有巨大的經(jīng)濟意義。大型尾水調(diào)壓室底部交匯方式優(yōu)化是其中重要的內(nèi)容。目前在建和設(shè)計中的西南地區(qū)數(shù)十座大型水電站大多選擇地下廠房方案,其中不少采用多機共用一個尾水調(diào)壓室、連接一條尾水洞的水道的布置型式,如龍灘、小灣、大朝山、溪洛渡、錦屏一級等水電站是三機共用一個尾水調(diào)壓室和一條尾水洞;構(gòu)皮灘、官地、功果橋等電站為兩機共用一個尾水調(diào)壓室和一條尾水洞。這種布置型式下,通常尾水閘門井結(jié)合在尾水調(diào)壓室中,幾條尾水管通過延長段交匯連接到尾水洞。交匯點可在調(diào)壓室底部,也可在調(diào)壓室之后,但考慮到工程量、總體布置等因素,直接在調(diào)壓室底部交匯的居多。室內(nèi)交匯方式受調(diào)壓室跨度和調(diào)壓室底板的限制,其體型一般不能取常規(guī)岔管的型式。目前工程設(shè)計中,交匯型式在平面形狀上有矩形交匯、弧線型交匯、流線型交匯等;根據(jù)進出水方向劃分為正向出水,斜向出水和側(cè)向出水等型式。這些不同的交匯型式,不僅對調(diào)壓室大波動衰減、小波動穩(wěn)定和調(diào)節(jié)品質(zhì)等方面有重要影響,而且使正常運行時恒定流流態(tài)和水頭損失也差別很大。例如某兩機共一尾水調(diào)壓室和尾水洞的電站(5×600MW),原設(shè)計方案為調(diào)壓室底部矩形交匯,兩機同時運行時局部水頭損失系數(shù)達1.4(以尾水洞流速頭0.922m為基準,尾水洞面積158.37m2,設(shè)計流量673.62m3/s),優(yōu)化為弧線型交匯后,水頭損失系數(shù)降到0.36,大約減小水頭損失0.96m,相當于增加出力N=9.81QHη≈5700～5900kW,如同興建一座小電站。盡管流道的優(yōu)化逐漸受到設(shè)計單位和業(yè)主的重視,但迄今很少有人對調(diào)壓室底部交匯問題進行細致的研究。基于分析水頭損失本質(zhì)和規(guī)律性、比較和優(yōu)化交匯型式并為工程設(shè)計提供參考的目的,本文在通過與模型試驗結(jié)果對比而確認計算流體動力學(xué)(CFD)計算水頭損失精度的基礎(chǔ)上,應(yīng)用CFD計算各種可能交匯型式,詳細分析和總結(jié)了體型與流態(tài)和水頭損失的關(guān)系,提出了體型優(yōu)化應(yīng)考慮的問題和遵循的基本原則。1計算模型和計算方法1.1湍流的計算方法水電站引水系統(tǒng)水力損失可分為沿程和局部兩類。沿程損失主要決定于邊壁粗糙度,局部損失取決于流道幾何形狀和流場結(jié)構(gòu)(如分離、擴散、回流、射流等)。從CFD的觀點來看,水力損失計算的準確與否,關(guān)鍵在于湍流計算方法的選用和湍流邊壁的處理。調(diào)壓室底部流場有分離、擴散、回流、射流等流動特性,只有選用適合這些流動結(jié)構(gòu)的計算方法才能得到正確的水力損失。1.2u3000gk及gk經(jīng)過比較分析,認為可行化k-ε模型比較合適,因為該模型在模擬強逆壓力梯度、射流擴散率、分離、回流、旋轉(zhuǎn)上有較高精度。該模型是對標準k-ε模型的改進,其湍流輸運方程形式是??t(ρk)+??xj(ρkuj)=??xj[(μ+μtσk)?k?xj]+Gk+Gb-ρε-YΜ(1)??t(ρε)+??xj(ρεuj)=??xj[(μ+μtσε)?ε?xj]+ρC1Sε-ρC2ε2k+√νε+C1εεkC3εGb(2)??t(ρk)+??xj(ρkuj)=??xj[(μ+μtσk)?k?xj]+Gk+Gb?ρε?YM(1)??t(ρε)+??xj(ρεuj)=??xj[(μ+μtσε)?ε?xj]+ρC1Sε?ρC2ε2k+νε√+C1εεkC3εGb(2)其中Gk是關(guān)于平均流速梯度的湍動產(chǎn)生項,Gk=μtS2,S≡√2SijSij,Sij=12(?uj?xi+?ui?xj)Gk=μtS2,S≡2SijSij??????√,Sij=12(?uj?xi+?ui?xj);Gb是關(guān)于浮力的湍動產(chǎn)生項(在本問題中不計);YM是可壓縮湍流中的擴張消散項(在本問題中也不計)。系數(shù)C1=max[0.43?ηη+5],η=SkεC1=max[0.43?ηη+5],η=Skε,常數(shù)C1ε=1.44,C3ε=0.0～1.0,C2=1.9,σk=1.0,σε=1.2。湍動粘性形式仍然取μt=ρCμk2ε(3)μt=ρCμk2ε(3)但Cμ不是常數(shù),而是隨應(yīng)變率和旋轉(zhuǎn)率變化。Cμ的計算式是Cμ=1/(A0+AskU*ε)(4)其中U*≡√SijSij+?Ωij?Ωij,?Ωij=Ωij-2εijkωk,Ωij=ˉΩij-εijkωk,ˉΩij是關(guān)于以ωk為角速度的旋轉(zhuǎn)參考系的平均旋轉(zhuǎn)率張量。系數(shù)A0=4.04?As=√6cos(?)??=13arccos(√6W),W=SijSikSki?S,?S=√SijSij。1.3表1b5采用考慮壁面粗糙度的壁函數(shù)法(WallFunction)法處理非滑移壁面邊界。壁函數(shù)法用對數(shù)函數(shù)逼近邊壁區(qū)的流速分布uΡu*τw/ρ=1κln(Eρu*yΡμ)-ΔB(5)這里u*=C1/4μk1/2Ρ;κ=0.41是K˙rm˙n常數(shù);E=9.81是經(jīng)驗常數(shù);uP是P點(第一層網(wǎng)格點)的平均流速;kP是P點的湍動能;yP是P點到邊壁的距離;μ是流體的運動粘性系數(shù);ΔB是反映壁面粗糙度影響的系數(shù),由文獻中的函數(shù)給出。壁函數(shù)(5)的有效范圍是y*=ρu*yP/μ>30～60,所以,經(jīng)驗建議近壁計算網(wǎng)格(第一層網(wǎng)格)的高度yP應(yīng)使y+=ρuτyP/μ滿足30<y+<300,以保證壁函數(shù)模擬的精度。1.4流場可靠性分析CFD計算的誤差來源有:模型誤差、離散誤差、收斂誤差、舍入誤差、模擬對象的誤差(體型、邊界)、使用者錯誤和代碼錯誤等。為保證計算可靠性,本文采取如下措施:選用合適調(diào)壓室流動特點的可行化k-ε模型和考慮邊壁粗糙度的壁函數(shù);劃分足夠的網(wǎng)格(近壁網(wǎng)格按壁函數(shù)要求劃分;根據(jù)流場參數(shù),特別是壓力梯度對網(wǎng)格局部加密;進行網(wǎng)格敏感性分析);慎重選擇適定的邊界條件;選用二階精度算法;給定很小的迭代誤差并保證迭代收斂。本文應(yīng)用有限體積法離散恒定的不可壓縮N-S方程,應(yīng)用SIMPLE算法迭代求解。2模型驗證2.1試驗結(jié)果和經(jīng)驗公式的檢驗文獻計算了T形岔管、管內(nèi)孔口、突擴管的水頭損失系數(shù)和模型調(diào)壓室的阻抗系數(shù),通過與試驗結(jié)果和經(jīng)驗公式比較驗證了上述數(shù)學(xué)模型和計算方法的在計算水頭損失上的可靠性,并得出結(jié)論“若損失系數(shù)小于1.0～2.0,模擬結(jié)果的誤差一般能控制在0.2以內(nèi);若損失系數(shù)較大,結(jié)果誤差的絕對值雖然可能會增大,但相對值會減小,仍可控制在20%以內(nèi)。”2.2正壓職機設(shè)備設(shè)計試驗驗證在對三個巨型水電站進行過渡過程模型試驗的同時,也對調(diào)壓室底部交匯型式進行了CFD模擬,比較了試驗和計算所得的水頭損失系數(shù),見表1。工程1是裝機5×600MW的地下式電站,尾水調(diào)壓室為阻抗長廊式,其中1#和2#機組、3#和4#機組分別兩機共用一個尾水調(diào)壓室和一條尾水洞;1#調(diào)壓室底部對稱匯流正向出流,交匯型式有兩種方案,方案1為矩形,方案2為分段弧線型岔管交匯。工程2是裝機4×600MW的地下式電站,4臺機組分為兩組,每組兩機共用一個阻抗長廊式尾水調(diào)壓室和一條尾水洞;1#調(diào)壓室底部對稱匯流斜向出流,交匯型式也有兩種方案,方案1為初擬的分段弧線型岔管交匯,方案2是選定的模型試驗的方案。工程3裝機9×600～690MW,每三臺機機組共用一個尾水調(diào)壓室和一條尾水洞;3#調(diào)壓室的方案1為室底交匯,方案2為室后交匯。表1的數(shù)據(jù)表明,CFD計算的水頭損失系數(shù)與試驗結(jié)果吻合很好,誤差在文獻所指出的計算精度范圍內(nèi)。本節(jié)和文獻的驗證表明,在合理使用的前提下,用CFD來計算水力損失和優(yōu)化流道是既快捷又可靠的方式。3不同交叉口的水特征分析3.1洞形、邊界條件為了分析水力損失規(guī)律,本文選取一些曾在工程設(shè)計優(yōu)化中考慮過的典型體型方案進行計算。主要尺寸與實際工程吻合,但為突出主要矛盾,分析體型之間的差別,做了一定簡化:流道的過水斷面均為矩形(實際工程有些為城門洞形,有些為圓形或馬蹄形)、用簡單的長方體代表了閘門槽和阻抗孔。兩機一洞一室情況的體型Ⅱ-1～9見表2;三機一洞一室情況的體型Ⅲ-1～8見表3。計算的邊界條件:給定進口流量,出口自由出流,固壁用前述壁函數(shù)處理。水頭損失系數(shù)的計算公式為ξij=[(Ηi-Ηj)+(Q2i/2gA2i-Q2j/2gA2j)]/(Q2j/2gA2j)(6)其中H為斷面?zhèn)葔汗芩^,A為斷面積,O為斷面流量,i代表入流斷面,j代表出流斷面。入流斷面i距計算的進口和調(diào)壓室均有足夠距離,出流斷面j在調(diào)壓室之后流態(tài)基本均勻處。3.2流量分析與水土流失1.a、b、邊墻與兩側(cè)墻之間的分離為矩形交匯,兩機同時運行時,流場會出現(xiàn)6個對稱的低速回流區(qū)(見圖1),即交匯室后邊墻中部的A和B、前邊墻與側(cè)邊墻交角處的C和D、尾水洞進口段兩側(cè)的E和F。由于存在較多的分離和較強的回流,故該體型不僅水頭損失很大,而且流態(tài)不穩(wěn)定。在單臺機組運行時,很強且變化的渦旋運動對機組穩(wěn)定不利。2.采用小圓弧進口的回收流態(tài)改善為了消除體型Ⅱ-1的回流區(qū)C、D,體型Ⅱ-2將交匯室前部兩直角改為大圓弧,尾水洞改為小圓弧進口,以消除E和F。計算結(jié)果表明這4個回流區(qū)被消除,流態(tài)明顯改善,水頭損失大幅降低,只為體型Ⅱ-1的1/3。但由于尾水洞進口圓弧半徑小(見表2的示意圖),該處流速加速明顯,尾水洞水流需要較長距離才能恢復(fù)均勻。3.體格檢查在體型Ⅱ-2基礎(chǔ)上將尾水洞進口圓弧半徑適當增大(見表2中的示意圖),進入尾水洞流速能較快恢復(fù)均勻,水頭損失可進一步減小。4.體格檢查4在體型Ⅱ-3基礎(chǔ)上將交匯室后邊墻用橢圓弧線代替,明顯減小了回流區(qū)A和B,流態(tài)得到進一步改善,水頭損失也進一步降低。5.水三角形結(jié)構(gòu)根據(jù)圖1中回流區(qū)A、B的形狀將交匯室后邊墻改為多段弧線組成的泄水錐形,徹底消除了回流區(qū)A、B。這種體型斷面流速較均勻,沒有出現(xiàn)分離和回流區(qū),水頭損失很小。由于泄水錐形邊墻的分隔作用,單臺機組運行時在相鄰流道內(nèi)形成的回流渦旋很弱,對機組運行穩(wěn)定有利。6.水流緩慢加速布置前面5個體型均是在調(diào)壓室底部交匯,其優(yōu)點是總體布置方便、工程量小,但由于布置空間所限,從水力角度看難以達到最優(yōu)。體型Ⅱ-6撇開調(diào)壓室的約束將交匯點移到調(diào)壓室后,增大了流道轉(zhuǎn)彎半徑,并依據(jù)水流緩慢加速的原則布置。相對于前面的體型,該體型流態(tài)進一步改善,水頭損失進一步減小。7.水流速度和水流速度變化該體型是在若干工程中因總體布置困難而不得不采用的側(cè)向出水方案。由于強迫水流急速轉(zhuǎn)向,而且兩股水流會合后急劇加速,故水頭損失大,流態(tài)差,水頭損失系數(shù)極不對稱。特別在1#機單獨運行時,2#機流道內(nèi)會產(chǎn)生劇烈的渦旋(見圖2的G、H回流區(qū)),對運行機組很不利。這是一種應(yīng)盡量避免的型式。8.修改連接方式若能將體型Ⅱ-7的交匯點移到調(diào)壓室后,則可通過修改連接方式,大幅度減小水頭損失。體型Ⅱ-8用幾條弧線將管道過渡連接,水頭損失系數(shù)僅為體型Ⅱ-7的1/2。9.體格檢查9該體型相對于Ⅱ-8在交匯前圓弧半徑上略有修改,所得水頭損失差別不大。體型Ⅱ-8和Ⅱ-9均為較優(yōu)的形式。10.中墩和中墩布置這是三機一洞交匯情況,由于交匯室跨度很大,為提供結(jié)構(gòu)支撐點,中間布置了圓頭尖尾的中墩。該體型已用大小圓弧過渡,消除了矩形交匯引起的低速回流區(qū),但仍然有較弱的回流區(qū)I和J存在,見圖3。中墩的詳細水力影響值得深入研究。11.匯室后直邊墻在體型Ⅲ-1基礎(chǔ)上,根據(jù)圖3所示流態(tài),用圓弧修改了交匯室后直邊墻,使流道更接近流線型,消除了回流區(qū)I和J。流態(tài)比體型Ⅲ-1改善,兩側(cè)機組的水頭損失系數(shù)均降低0.1左右,而中間機組由于中墩影響的增強而略有增大。12.梭型中墩的改正為了減小中墩影響,將體型Ⅲ-2的中墩改為厚度稍減小、長度稍增長的上下游對稱的梭型中墩。計算結(jié)果表明三臺機組的損失系數(shù)均比Ⅲ-2有所下降。13.回收10彎前面體型Ⅲ-1是管道正交,體型Ⅲ-2和Ⅲ-3的前邊墻有一段垂直于來流方向,于是水流須連續(xù)拐兩個相反的90°彎。體型Ⅲ-4～6采用管道斜向相交,使水流拐彎角度減小;同時交匯前各管緩慢收縮,水流緩慢增速,所以水頭損失比前面三個體形又有所降低。14.體格檢查體型Ⅲ-4未設(shè)中墩,為分析中墩的影響,體型Ⅲ-5在體型Ⅲ-4基礎(chǔ)上增設(shè)一梭型中墩。設(shè)中墩各損失系數(shù)均有增加,但量級微小。15.機組管道半徑降低體型Ⅲ-6將體型Ⅲ-5的管道交匯的內(nèi)角延長、圓弧半徑減小(見表3相應(yīng)示意圖上的虛線圓圈標示),試圖減弱不對稱運行時不運行機組管道中渦流。但結(jié)果表明,雖然中間的損失系數(shù)減小,但兩側(cè)損失略有增加。16.-465體型Ⅲ-7和Ⅲ-8是圓形調(diào)壓室,由于調(diào)壓室對交匯的空間范圍無限制,它們均采用大圓弧的斜交布置,使水流流線彎曲減小,流道緩慢收縮,水頭損失比較優(yōu)的Ⅲ-4～6還小0.1左右。17.內(nèi)角延長、圓弧半徑體型Ⅲ-8與Ⅲ-7的體型差別僅在于管道交匯的內(nèi)角延長、圓弧半徑減小(見表3相應(yīng)示意圖上的虛線圓圈標示),該改變對支撐調(diào)壓室底板有利,水頭損失方面則只有微小變化。4應(yīng)該考慮的問題是正式優(yōu)化4.1流道結(jié)構(gòu)設(shè)計注意事項總結(jié)本文體型優(yōu)化成果,認為減小局部水力損失的措施是首先改善流態(tài),具體:(1)消除邊界分離和回流區(qū);(2)避免局部流動過快加速和過快減速;(3)減小流線彎曲程度;(4)盡量使流道斷面流速分布均勻;(5)減小二次流強度。相應(yīng)地流道設(shè)計中應(yīng)注意:(1)過流斷面不能突然擴大或突然縮小,應(yīng)盡量緩慢過渡;(2)緩慢收縮的水力損失比緩慢擴散小,可用緩慢收縮但盡量避免緩慢擴散;(3)減少流道轉(zhuǎn)彎次數(shù),不得已時轉(zhuǎn)彎半徑盡量取大;(4)消除流道中局部尖角;(5)防止幾個相鄰的局部流道變化對流態(tài)產(chǎn)生不利的組合效應(yīng)。4.2般在調(diào)壓室設(shè)置流道、國(1)作為主要起水力功能的過流部件,調(diào)壓室底部交匯型式的設(shè)計應(yīng)以水力設(shè)計為首要目標。雖然它受到地質(zhì)條件、水道布置、調(diào)壓室布置、施工條件、大波動和小波動過渡過程等諸多因素影響,但在設(shè)計時應(yīng)盡量將這些方面的限制逐一解決、消除或削弱,要突出目標,著力優(yōu)化流態(tài)和減小水頭損失。在這樣的條件下,就可比較自如地依據(jù)前述減小水頭損失的措施設(shè)計出優(yōu)化的方案。(2)應(yīng)盡量采用正向出流的流道布置,機組同時運行時流態(tài)對稱平穩(wěn)、水頭損失系數(shù)較小,而且部分機組運行時流道中渦流比較弱。(3)應(yīng)盡量采用如體型Ⅱ-6在調(diào)壓室后交匯,或如