“渾水水力分離清水裝置”流場數值模擬
——基于加壓液化輸沙技術的不同水頭作用

惠 康，譚義海(.新疆維吾爾自治區水利水電勘測設計研究院，烏魯木齊 830000；.新疆農業大學水利與土木工程學院，烏魯木齊 83005)

0 引 言

為了解決渾水水力分離清水裝置[1](以下簡稱裝置)因錐體徑坡較大難以運用于實際工程的問題，魯霞[2]將加壓液化輸砂技術引入裝置，成功減緩了錐體徑坡。經前期對布設加壓液化管路前后的裝置進行數值模擬分析[3]，得出運用加壓液化輸沙技術后，通過加壓液化孔射出水流的擾動作用，減少了錐體底部一定范圍內泥沙淤積，提高了裝置的運行效率，加快了清水溢流流速，有效地解決了裝置因減緩錐體底坡產生的泥沙淤積的難題。大量前期研究成果[4-9]表明運用FLUENT軟件提供的RNGk-ε模型和多相流混合模型的計算結果，同物理模型試驗結果吻合較好，為后續運用數值模擬的研究方法進行結構優化奠定了理論基礎。

經研究發現錐體底部泥沙淤積與否，取決于加壓液化孔出流流速，加壓液化孔出流流速取決于壓力水頭的選取。本文在前期研究成果的基礎上，為完善加壓液化輸沙技術與裝置的結合，采用數值模擬的研究方法，運用混合物計算模型對不同加壓水頭作用下裝置內部水沙兩相流三維流場進行數值模擬，對比分析不同加壓水頭作用下，裝置內部水沙分離的效果，從而提出最優加壓水頭。

1 模型及邊界條件

1.1 模型及工作原理

運用加壓液化輸沙技術后的渾水水力分離清水裝置的計算模型如圖1所示。裝置主要由柱體區和錐體區兩部分組成。柱體區中包含內部上懸板、中懸板和下懸板，溢流出口以及外部進水涵洞；錐體區包含底部排沙底孔、錐體底部加壓液化孔。模型計算過程中，通過設置加壓液化孔的進口壓力，實現水流經加壓液化孔射出，對淤積在裝置錐體部的泥沙液化，液化后的泥沙流經排沙底孔流出。裝置柱體區高度H=130 cm，底孔孔徑d=0.6 cm；中懸板45°布置寬度22.5 cm，延柱體區3/4范圍布設；下懸板5 cm，延柱體區1/2范圍布設；上懸板20 cm，延柱體區1/2范圍布設，清水溢流出口高度4 cm，延柱體區1/4范圍布設。

本次數值模擬在裝置錐體底部設置8根加壓液化管路，每根加壓液化管路上設置6個加壓出水孔，加壓液化孔徑為2 mm。

1-涵洞進口；2-排沙底孔；3-加壓液化孔；4-下懸板；5-中懸板；6-上懸板；7-溢流出口；8-Z=0剖面圖1 裝置計算模型結構圖Fig.1 The experimental model structure diagram

1.2 數學模型

引入相體積分數 ，Eulerian坐標系統中水沙兩相流雙流體模型的運動方程可寫為：

連續方程：

(1)

動量方程：

(2)

式中：αk為相k的體積分數；Γkj是由于相變所產生的質量生成項，對于水沙兩相流可認為相間沒有質量輸移，即Γkj=0；Fkj為相k所受的相間作用力；τki、τkj分別為黏性應力和紊動應力。

(3)

(4)

采用質量平均，最大的好處就是在連續方程中不出現脈動相關項，所有紊動項均出現在動量方程中。時均化方法的不同，會引起控制方程的形式有所不同。

RNGk-ε模型的基本表達式如下：

(6)

式中：ρ和μ分別為體積分數加權平均的密度和分子黏性系數；μt為紊流黏性系數；Cμ為經驗系數；σk和σε為k和ε的紊流普朗特數；C*1z和Cμ為ε方程常數；αk=αε=1.39；μeff=μ+μt；其余各項為模型系數。

其運動方程的基本組成為：流體相的連續方程、動量方程和顆粒相的連續方程。多相流混合模型的數學表達式見文獻[9]。

1.3 網格劃分

由于裝置結構復雜，并且裝置錐底布設有加壓液化進水孔，因此按照幾何形狀分塊，采用結構化網格和非結構化網格結合的方式劃分網格。將計算區域分為6個區：上懸板區、柱體區、中懸板區、下懸板區、錐體區以及進口涵洞區。在不同區域根據速度梯度大小的不同所采用的網格數也不同，以中懸板區為界，上部采用六面體網格，下部采用四面體網格。結構化六面體網格單位尺寸為3 cm，非結構化四面體網格最小尺寸為1 cm，最大尺寸為3 cm。

1.4 邊界條件

計算區域包括水和沙兩種介質。將水定義為主相，其密度為1 000 kg/m3；次相為沙，假定顆粒為球形，平均粒徑為0.1 mm，密度為2 650 kg/m3，進流含沙濃度為10 kg/m3。

(1)進口邊界。裝置的進口為切向涵管進流，取來流方向為x正向，故進口邊界條件為：ux=V，uy=0，uz=0；其中ux、uy、uz分別為x、y和z方向的分速度，設置進口流速V=27.17 cm/s。

(2)出口邊界。裝置的清水溢流出口位于頂部，排沙底孔位于錐體底部，均與大氣相通，故采用壓力出口邊界條件，壓強設定為大氣壓。

(3)自由表面。由于在裝置上部懸板溢流表面的水面幾乎沒有變化，基本為水平面，故可采用“剛蓋假定”，在自由表面上運用對稱邊界條件來處理，即各個變量沿水深方向的梯度為零：?ux/?z=0，?uy/?z=0，?uz/?z=0。

(4)固壁邊界條件。在固壁邊界上，采用無滑移邊界條件，并使用標準壁面函數法確定固壁附近的流動。

(5)壓力進口邊界條件。裝置錐底布設加壓液化孔，由于進水條件取決于上游引水高程。本文加壓液化滲水孔壓力水頭分別取1.5、1.6、1.7、1.8、1.9、2.0、2.3 m 7種水頭進行數值模擬。計算時將水頭用壓強表示。根據公式p=ρgh(ρ為清水密度1 000 kg/m3；g為重力加速度，取9.8 m/s2；h為壓力水箱水面至加壓液化滲水孔之間的距離，m)分別計算得液化滲水孔壓力水頭與壓強的關系見表1。

表1 不同加壓水頭作用時壓力進口壓力值計算表Tab.1 The calculation table of the inlet pressure value under different pressure water head pressure

2 計算結果及分析

以各離散相計算結果及參數曲線小于1×10-3為計算模型收斂條件。得出不同加壓水頭作用下結算分別分析如下。

2.1 濃度場分析

表2給出了裝置在不同加壓水頭作用下，進出口濃度變化情況。經表中數據對比可看出，同等含沙濃度水流進入不同加壓水頭作用的裝置，出口含沙濃度各不相同。

由表2可見，裝置進流涵洞含沙濃度均為10 kg/m3。加壓水頭為1.5、1.6和1.7 m時，清水溢流出口含沙濃度均大于0.4 kg/m3，清水溢流出口含沙濃度和排沙底孔含沙濃度相對較大，說明裝置錐體底部已經出現泥沙淤積；加壓水頭為2.0和2.3 m時，清水溢流出口含沙濃度較大，排沙底孔含沙濃度較小，說明裝置排沙底孔向外排沙過程中，損失了大量清水，水沙分離不徹底；加壓水頭為1.8和1.9 m時，清水溢流出口含沙濃度均小于0.4 kg/m3，說明清水溢流效果較好；排沙底孔含沙濃度適中，說明裝置錐體底部沒有出現泥沙淤積，裝置可以順利排沙；對比不同加壓水頭作用結果，可知加壓水頭為1.9 m時，清水溢流出口含沙濃度最小，說明裝置內部水沙分離作用較為徹底，且排沙底孔附近沒有出現泥沙淤積。

表2 不同加壓水頭作用下裝置進出口含沙濃度對比表Tab.2 the contrast table of equipment import and export of sediment concentration under different pressure head

2.2 流場分析

圖2為1.5、1.7、1.8、1.9、2.0、2.3 m 6種不同加壓水頭作用的裝置，在同一時間下Z=0剖面處流速矢量線分布圖。

由圖2可見，不同加壓水頭作用下，加壓液化滲水孔周圍，流速方向均指向上。但不同加壓水頭作用下，排沙底孔附近流速方向隨著滲水孔壓力水頭的變化而變化。由圖2(a)可見，加壓水頭為1.5 m時，排沙底孔附近流速方向指向上，說明此時排沙底孔已經不出流，被高濃度泥沙淤堵。加壓水頭大于1.5 m時，排沙底孔附近流速方向指向下，說明排沙底孔已經開始排沙，且隨著壓力水頭的增大，排沙流速也相應增大。由圖2(a)(b)(f)可見，在溢流表面非懸板附近，當加壓水頭為1.5、1.7、2.3 m時，流速指向上，加劇了清水溢流流速；由圖2(c)(d)可見，當加壓水頭為1.8和1.9 m時，流速指向下，表明此水頭作用下，清水溢流效果較好；由圖2(e)可見，加壓水頭為2.0 m時，除溢流表層外，流速指向下，說明裝置柱體區水沙分離沒有影響。

圖2 不同加壓水頭作用下裝置在Z=0剖面處水沙流速矢量線分布圖Fig.2 Distribution of water and sediment flow velocity vector line of device at Z=0 section under different pressure water head

3.3 泥沙分布分析

圖3為不同加壓水頭作用的裝置在同一時間下、Z=0剖面處含沙濃度分布云圖。由圖3可見，6種不同的加壓水頭作用下，裝置內部濃度場均受到加壓液化作用，出現不同的濃度分層現象。

圖3 不同加壓水頭作用的“裝置” 在Z=0剖面處含沙濃度分布云圖Fig.3 Sediment concentration distribution：at Z=0 section under different pressure water head

由圖3可知，不同加壓水頭作用下，裝置內部流場出現不同的濃度分層，但清水層厚度均沒有太大變化，說明不同加壓水頭作用下，對裝置清水溢流效果沒有影響。由圖3(b)可見，加壓水頭為1.7 m時，分布形狀起伏較大，但有部分高濃度泥沙在排沙底孔集中，說明小于此水頭作用下，高濃度泥沙受到一定范圍的擾動，但由于加壓水頭較小，導致擾動后的高濃度泥沙在排沙底孔附近形成淤積；由圖3(c)(d)(e)可見，加壓水頭為1.8、1.9和2.0 m時，高濃度泥沙分布較為分散，只在加壓液化滲水孔附近出現一部分泥沙淤積，排沙底孔附近高濃度泥沙分布厚度有所減小；說明在此水頭作用下，高濃度泥沙受到劇烈擾動，與“裝置”內部流場進行劇烈混摻，起到了液化高濃度泥沙的作用，有效抑制了泥沙淤積；由圖3(f)可見，加壓水頭為2.3 m時，錐體底部高濃度泥沙明顯減少，僅在排沙底孔附近出現了小部分泥沙淤積，說明此水頭作用下，高濃度泥沙受到充分擾動，避免了泥沙在錐體底部形成淤積，有效液化了高濃度泥沙。

由裝置內部的濃度場和流場分析可知，加壓作用水頭小于1.8 m時，造成排沙底孔淤堵，不利于裝置排沙；大于2.0 m加壓水頭作用時，清水溢流效果較差；加壓水頭1.8和1.9 m作用時，清水溢流效果濃度較小，排沙底孔暢通，水沙分離效果較好。由泥沙分布狀態分析可知，加壓水頭小于1.8 m時，加壓作用水頭過小，液化范圍有限，無法抑制高濃度泥沙在錐體底部淤積；加壓水頭大于2.0 m時，可有效液化高濃度泥沙，抑制泥沙淤積。但根據高濃度泥沙分布狀況對比可知，作用于“裝置”的加壓水頭越大，產生的液化作用越明顯，裝置錐體底部高濃度泥沙越少。綜合上述結果，可得出加壓水頭大小為1.8～1.9 m時，裝置底部高濃度泥沙較少，清水溢流較為平穩，內部流場有利于水沙分流，是裝置運行的理想狀態。

4 結 語

通過混合物計算模型對不同加壓液化滲水孔加壓水頭作用下，裝置濃度場與速度場及泥沙分布狀況的對比分析，可得出結論：

小于1.8 m的加壓水頭作用下，水沙分離效果不好，裝置錐體底部容易產生泥沙淤積，不利于排沙；大于2.0加壓水頭作用下，裝置內部水沙分離不徹底，清水溢流出口含沙濃度較大；加壓水頭1.8～1.9 m作用下，清水溢流含沙濃度較小，排沙底孔暢通，裝置內部水沙分離效果較好，是裝置運用加壓液化輸沙技術最理想的狀態。

本研究在前期研究成果的基礎上，通過數值模擬的研究方法，對運用加壓液化輸沙技術后，不同加壓水頭對裝置內部流場的影響進行了研究，通過分析得出加壓水頭1.8～1.9 m作用下，裝置內部水沙分離效果較好，為完善加壓液化輸沙技術與渾水水力分離清水裝置的結合奠定了理論基礎。

□

[1] 周 著，侯 杰，邱秀云，等.渾水水力分離清水裝置：中國，03159507.3[P].2005-11-02.

[2] 魯 霞.加壓液化輸沙技術在“渾水水力分離清水裝置”中應用的試驗研究[D].烏魯木齊：新疆農業大學，2008.

[3] 惠 康，邱秀云，陶洪飛，等. 加壓液化輸沙技術運用于“渾水水力分離清水裝置”的數值模擬[J].水電能源科學，2014,32(8)：1-4.

[4] 徐 燕.“渾水水力分離清水裝置”三維流場數值模擬[J].人民黃河，2009,(3)：31(3),21-22.

[5] 劉 芬.渾水水力分離清水裝置結構優化試驗研究[D].新疆：新疆農業大學，2007.

[6] 陳偉東.渾水水力分離清水裝置結構對清水流場影響的數值模擬[D].新疆：新疆農業大學，2007.

[7] 余新艷.渾水水力分離清水裝置水沙分離試驗研究[D].新疆：新疆農業大學，2008.

[8] 李 琳，邱秀云.渾水水力分離裝置內水沙兩相弱旋流場數值模擬[J].中國農村水利水電，2008,(1)：11-15.

[9] 趙 濤，陳偉東，邱秀云.渾水水力分離清水裝置進口及底孔對流場影響的數值模擬[J].四川大學學報(工程科學版)，2012,44(1)：1-6.

[10] 夏云峰.一種簡便的非交錯曲線網格三維水流數值模擬[J].水動力學研究與進展，2002,(5)：638-646.

[11] 肖柏青，周 著. 排沙漏斗三維流場的數值模擬[J].新疆農業大學學報，2007,30(3)：87-90.

[12] 劉清朝.三維紊流模型的開發及其在環境工程中的應用[J].水利學報，1991,(4)：12-22.

[13] 華祖林. 擬合曲線坐標下彎曲河段水流三維數學模型[J].水利學報：2000,(1)：2-8.

[14] 唐 毅.排沙漏斗三維渦流水流結構[J].水利學報：1999,(4)：55-59.

[15] 謝艷芳.多相流混合模型應用于低含沙水流的數值模擬研究[D].西安：西安理工大學，2005.

[16] 李國彥，趙應長.用修正的 方程計算旋轉流動[J].昆明工學院學報，1995,(2)：19-23.