进水池吸气涡控制方法

收稿日期： 2022-11-07； 修回日期： 2023-02-28； 网络出版时间： 2024-06-24

网络出版地址： https：//link.cnki.net/urlid/32.1814.TH.20240621.1303.012

基金项目： 国家自然科学基金资助项目（51909231，52179091）；江苏省水利科技项目（2022016）；江苏省研究生科研创新计划课题 （KYCX22_3481）；扬州大学2021年校教改课题（YZUJX2021—C12）

第一作者简介： 黄先北（1991—），男，江西赣州人，副教授，博士（znhuang@163.com），主要从事泵站工程水力机械内部流动研究.

通信作者简介： 仇宝云（1962—），男，江苏扬州人，教授，博士生导师（byqiu@yzu.edu.cn），主要从事水利水电工程、泵及泵站研究．

摘要： 以进水池模型为研究对象，探索有效的吸气涡控制方法，基于计算流体动力学（CFD）技术，分析消波板与幕墙2种方法对吸气涡的抑制效果，并重点研究关键几何参数的影响.采用开源CFD软件OpenFOAM进行数值模拟，基于三方程的Bifurcation湍流模型求解湍流场以及CLSVOF方法捕捉气液交界面，从吸气涡形态、涡量、流线和出口吸气率等多角度对计算结果进行处理和对比分析.研究结果表明：深度为0.25D1的幕墙可以有效抑制进水池吸气涡，且吸气率可降低一半；随着幕墙深度增大，吸气率上升；参考海洋工程领域提出的消波板仅能推迟吸气涡的出现与发展，但无法起到抑制作用；在消波板中心位置和长度不变的情况下，改变消波板宽度均对吸气涡无明显抑制效果.研究结果可为进水池及相关工程设施优化设计提供一定的借鉴和参考.

关键词： 吸气涡；幕墙；消涡；消波板

中图分类号： S277.9;TV671" 文献标志码： A" 文章编号： 1674-8530（2024）07-0657-06

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.22.0272

黄先北，奚超男，董兆华，等.进水池吸气涡控制方法［J］. 排灌机械工程学报，2024，42（7）：657-662.

HUANG Xianbei， XI Chaonan， DONG Zhaohua， et al.Control methods of air-entrained vortex of intake ［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering（JDIME）， 2024， 42（7）： 657-662.（in Chinese）

Control methods of air-entrained vortex of intake

HUANG Xianbei1， XI Chaonan1， DONG Zhaohua2， QIU Baoyun1*， PANG Kaiwen1， GUO Qiang1

（1. College of Electrical， Energy and Power Engineering， Yangzhou University， Yangzhou， Jiangsu 225127， China; 2. Jiangsu Provincial Irrigation Canal Management Office， Huai′an， Jiangsu 223200， China）

Abstract： Taking the intake model as the research object， the effective methods were explored for controlling the air-entrained vortex. Based on computational fluid dynamics （CFD） technology， the suppression effects of two methods， namely the wave-dissipation plate and curtain wall， on the air-entrained vortex were analyzed， with a focus on the influence of key geometric parameters. Using the open-source CFD software OpenFOAM for numerical simulation， the three-equations Bifurcation turbulence model was used to solve the turbulence field， the CLSVOF method was used to capture the gas-liquid interface. The calculation results were processed and compared from multiple perspectives such as air-entrained vortex shape， vorticity， streamline， and air-entrainment rate at outlet. The research results indicate that a curtain wall with a depth of 0.25D1 can effectively suppress the air-entrained vortex in the intake， and the air-entrainment rate can be reduced by half. As the depth of the curtain wall increases， the suction rate increases. The wave-dissipation plate proposed in the field of ocean enginee-ring can only delay the appearance and development of the air-entrained vortex， but cannot have a suppressive effect. When the center position and length of the plate remain unchanged， changing the width of the plate has no significant inhibitory effect on the vortex. The research results can provide certain reference and guidance for the optimization design of intakes and related engineering facilities.

Key words： air-entrained vortex；curtain wall;vortex elimination；wave-dissipation plate

吸气涡是泵站开敞式进水池常见的现象，易引起振动、噪声、空化与空蚀，对泵站机组的水力性能和运行稳定性造成极大影响.因此，研究如何抑制吸气涡的发生和发展对于保障泵站机组安全稳定运行具有重要意义.

PARK等［1］根据ANSI_HI9.8—2012标准并结合PYO ［2］的研究发现，在进水管前一定距离的水面布置竖直幕墙可抑制吸气涡.吴鹏飞等［3］提出通过在自由水面和喇叭管进口之间放置圆形盖板装置，可以减少自由表面涡流，但是圆形盖板装置的面积大，造成施工成本较高.而幕墙施工成本和技术难度均较低，文中将以幕墙为研究对象，综合分析幕墙的消涡效果.GUO等［4］研究发现吸入涡的形成与进水管与后壁之间形成的反射相关，可以通过控制反射波抑制吸气涡.还有学者通过优化进水池的位置和几何结构参数进行空气吸入涡的抑制研究［5-6］.关于波浪的消除，目前在海洋工程领域研究较多，其中消波板应用效果较好.尽管上述措施有一定效果，但并未有学者进行综合比较，无法有效指导进水池设计与改造.

目前对吸气涡的研究主要分为试验和基于计算流体动力学（CFD）的数值模拟2种方法.试验可以比较直观地观察现象，但是受空间、时间和成本的限制和比尺效应的影响，无法得到全流场的变化［7］.数值模拟方法能够克服费用高、周期长、流场条件受限等缺陷，可准确地预测吸气涡的存在和流场变化［8］.

文中以OKAMURA等［9］的进水池模型为研究对象，参考应用于海洋工程领域的消波板，基于CFD数值模拟技术，提出一种新的吸气涡抑制方法，并综合分析幕墙和消波板的吸气涡抑制效果，从而为泵站安全稳定运行提供一定指导.

1" 计算模型

针对吸气涡的数值计算，文中建立了吸气涡计算过程框架，即基于计算流体动力学的通用方程组雷诺时均N-S方程，选取Bifurcation湍流模型，并将气液交界面追踪捕捉算法CLSVOF与CFD软件OpenFOAM-2.2相结合，形成较为系统的吸气涡数值计算方法.

1.1" 雷诺时均N-S方程

雷诺时均N-S方程为

（ρu）t+

SymbolQC@ ·（ρuu）=－

SymbolQC@ p+ρνΔu－

ρ

SymbolQC@ ·τ+St，（1）

式中：ρ为密度；u为速度；t为时间；p为压力；ν为流体运动黏度；τ为雷诺应力；St为源项.

1.2" Bifurcation湍流模型

Bifurcation湍流模型方程［10］为

kt+

SymbolQC@ ·（ku）=Pk+（νt+ν）Δk－ε，（2）

εt+

SymbolQC@ ·（εu）=Cε1Pk+Cε2εT+νtσε+νΔε，（3）

v2t+

SymbolQC@ ·（v2u）=kf－v2kε+νtσk+νΔv2，（4）

L2

SymbolQC@ f－f=1T （C1－6）v2k－

23（C1－1） －C2Pkk，（5）

上述式中：k为湍动能；Pk为湍动能产生率；νt为涡黏系数；ε为湍流耗散率；T为时间尺度；v2为法向的雷诺应力； f为椭圆松弛率；L为湍流特征长度； Cε1=1.4（1+0.05k/v2），Cε2=1.9，σε=1.3，σk=1，C1=1.4，C2=0.3.

1.3" CLSVOF方法

CLSVOF方法［11］综合VOF模型和Level-set模型两者的优点，其体积分数输运方程为

αt+

SymbolQC@ ·（αu）+

SymbolQC@ ·［α（1－α）uc］=0，（6）

式中：α为液相体积分数；uc为压缩速度.

为了将体积分数与动量方程耦合，在N-S方程组的动量源项中引入表面张力.由于φ是用于确定交界面的，因此可以用φ表示表面张量，即

Fσ=σκ（φ）δ（φ）

SymbolQC@ φ，（7）

κ（φ）=

SymbolQC@ ·

SymbolQC@ φ

SymbolQC@ φ，（8）

δ（φ）=12γ1+cosπφγ，φlt;ε，

0，其余，（9）

γ=1.5xΔ，（10）

式中：σ为表面张力系数；φ为流场中某点至交界面的量纲一距离；xΔ为距离交界面最近的网格尺度.

为便于编译该方法，文中选用开源CFD软件OpenFOAM-2.2.

2" 研究对象与研究方案

2.1" 边界条件设置

图1为泵站进水池模型几何参数与边界名称，将进水池模型分为3个子域，不同子域之间采用任意网格交界面处理.

在流场进口设置均匀速度来流，v=0.241 5 m/s.在出口处设置体积流量出口，Q=0.016 7 m3/s.空气域上一部分的边界设定为总压边界，p=1.013 2×105 Pa.其余的壁面边界均为固体壁面，采用壁面函数处理近壁面流动.

2.2" 网格收敛性分析

在进行吸气率和吸气涡计算时，取喇叭口下方15 cm的线段作速度分布，线段与喇叭口中心线位于同一平面，如图2所示.

采用非结构化六面体网格将计算域划分3套网格，网格数分别为1.79×106，6.77×105，2.33×105.根据CELIK等［12］提出的网格无关性判断方法，若计算外推值与不同网格的计算值偏差较小时，可判定其已达到网格收敛要求.采用y方向的速度分量作为外推值，图3为速度v沿 y轴的分布，可以看出，1.79×106的网格数已经达到计算收敛的要求，后续均采用该网格数进行计算.

2.3" 相对吸气率

在以往的研究中，进水池附近首先出现一个旋涡状区域的水面凹陷，随着时间发展，区域扩大至喇叭口，将气体卷入水体中，形成夹带空气的涡流.GUO等［4］发现采用α1=0.95等值面观察吸气涡效果较好，因此，文中采用该等值面显示吸气涡形态.

采用相对吸气率β表征吸气涡的发展程度，即

β=1-lt;α1gt;lt;α1gt;，（11）

式中：lt;α1gt;为计算域出口的平均液相体积分数.

出口含气率越高，吸气涡的强度越强，随着时间发展，若是吸气涡同时发展，则出口含气率总体上呈上升趋势.

2.4" 幕墙方案

ANSI_HI9.8—2012标准对于幕墙深度的规定为0.50D1（D1为进水管喇叭口直径），而PARK等［1］研究指出幕墙深度取1.00D1效果更好.文中取幕墙深度为1.00D1，其余尺寸如图4所示.

2.5" 消波板方案

GUO等［4］研究表明，吸气涡通常分布在吸水管与池壁之间.同时，参考文献［6，13］，本研究中消波板设置为矩形，长80 cm，宽40 cm，区域尺寸如图5所示.

3" 研究方案对比分析

3.1" 出口相对吸气率

图6为不同方案时进水池模型的相对吸气率随时间变化情况.由图6a可以看出，未加消涡装置时进水池模型的相对吸气率在0～3.0 s处于一个较低的水平状态，3.0 s之后逐渐增大，并在4.0 s之后呈现周期性变化的规律.文中均取达到稳定变化状态之后的4.0～20.0 s时间段的2.0×105个数据进行时间平均计算，则未加消涡装置的进水池模型相对吸气率平均值为0.11×10-3.由图6b可以看出，增设幕墙的进水池相对吸气率在不到2.0 s时就已达到较高的数值，在3.2 s左右达到最高值，且在4.0 s后保持在10-2数量级内波动，相对吸气率整体较高，平均值为0.013.由图6c可以看出，增设消波板的进水池相对吸气率在7.5 s之前保持在0～0.18×10-3内波动，在约9.0 s达到最高值，在10.0 s后保持在较低的10-4数量级内波动.对比图6a，消波板对于吸气涡的发展起到了推迟作用，相对吸气率平均值为0.18×10-3，与原方案接近.

3.2" 吸气涡形态

图7为不同方案时进水池模型的吸气涡形态对比.对比图7a和7c可以看出，在3.0 s时，增设消波板前后两进水池模型均未出现明显吸气涡形态，但均出现了水面凹陷，且未设消波板的进水池模型水面凹陷形态更为明显，在7.0 s时，未加消涡装置的进水池模型水面已出现较为明显的吸气涡形态，而增设消波板的进水池模型水面形态与未加消涡装置时的3.0 s时刻类似，只出现了明显的水面凹陷，验证了上文的结论，即消波板对吸气涡的形成与发展具有推迟作用.而图7b可明显观察到进水池模型水面出现了剧烈波动.

3.3" 流场结构

吸气涡形态的变化必然伴随着涡量和速度流线的变化，流线可以清晰地显示流体运动的速度特征，涡量反映了流体在旋涡场中的旋涡流动强度.文中选取气液交界面下10 mm为观察截面，从涡量ω和流线的角度分析流场结构，如图8所示.

由图8a可以看出：在3.0 s时，流线较为平滑，且流线和涡量开始在吸水管与池壁之间的位置显现，旋涡处于初生或初步发展阶段；在7.0 s时，随着旋涡进一步发展，进水池表面侧壁附近开始出现旋涡，喇叭口下方的涡量聚集区有所扩大，且强度也有明显增大.

由图8b可以看出：设置幕墙以后，水面及水面以下一部分水体的流动方向与正常流动方向相反，这是由于幕墙阻断了这部分水体的流动，水流在进水池后壁反射形成反向流动；在3.0 s时，气液交界面的流线呈非对称分布，流态较差，流线明显分块集中拥挤，出现较多的旋涡，涡量分布范围相比图8a扩大许多，几乎覆盖进水管周边；在7.0 s时，气液交界面和喇叭口下方的流态依旧较为紊乱.

由图8c可以看出：在3.0 s时，流线较为平滑、稳定，且呈对称分布，在进水管附近未出现旋涡；在7.0 s时，旋涡显现，进水管附近涡量增大，涡量和流线紧密程度近似于相同时刻的图8a.

4" 幕墙与消波板参数对吸气涡的影响

通过改变幕墙深度以及保持消波板形状不变，改变其尺寸进一步研究对吸气涡的影响，方案设计如表1所示.

由于方案7的相对吸气率过大，将前6种方案的相对吸气率平均值进行对比，如图9所示.可以看出：在增设消波板的方案中，方案2和4在减小和扩大消波板面积后，吸气率均高于方案3和方案1，随着宽度增大，吸气率先减小后增大；在增设幕墙的方案中，方案5的相对吸气率明显小于其他方案，方案6的相对吸气率最大，表明随着幕墙深度的增大，相对吸气率急剧变大.

为进一步分析不同方案下的进水池流场，从吸气涡形态对方案1，3，5进行对比研究，其中方案1，3的吸气涡形态和流线、涡量见图7和图8，方案5的吸气涡形态见图10.

结合图7a和图7c进行对比，发现方案1和方案3的进水池表面波动和旋涡形态较为明显.方案5在7.0 s时无明显水面凹陷，且水面较为稳定，未出现表面涡.方案5在20.0 s内的波动相对吸气率保持在较低水平，平均值为5.78×10-5，仅为方案1的1/2.结合图10，可推断方案5在20.0 s内未出现吸气涡，该方案消涡效果较好.HUANG等［14］研究发现，吸气涡也与管壁附近的流动分离相关，进水管后方的旋涡类似于流动绕过圆柱体之后的分离涡.在增设幕墙的方案中，由于进水池上部分水体流动反向，在进水管与后壁之间不会出现分离涡，从而避免了吸气涡形成.

5" 结" 论

以进水池模型为研究对象，设计了用于削弱进水池吸气涡的消波板，并基于CFD方法，对比分析了已有的幕墙与新设计的消波板几何参数对吸气涡的抑制效果，得出结论如下：

1） 幕墙深度0.25D1时效果最好，相对吸气率仅为原方案的1/2，且未出现明显吸气涡.随着幕墙深度的增大，相对吸气率波动幅度增大，平均值急剧增大.

2） 消波板对表面涡的产生和发展仅起到一定的推迟作用，但无法削弱吸气涡.在消波板位置中心和长度不变的情况下，宽度增大，吸气率上升，宽度减小，吸气率下降.

3） 消波板由于无法避免水流绕过管壁，易产生分离涡，并诱发形成吸气涡.幕墙阻止了水流，使管壁附近的流动与来流方向相反，更好地抑制了吸气涡的形成.

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（责任编辑" 陈建华）