新型高壓滅藻井系統中潛水貫流泵裝置的應用研究

陳洪程，楊天立，周靜姝，張凡希，成 立

(1.江蘇省水利勘測設計研究院有限公司，江蘇 揚州 225127；2.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇 揚州 225009)

隨著水體的富營養化日益嚴重，藍藻密度高，輸出時間長。太湖很多水系無法及時向城區供水，城區河網相當部分水體水質惡化嚴重。同時，游離態的藍藻胞外聚合物(EPC)在常規水處理中不易去除，進入供水管網后，影響水質并加快了管網余氯衰減速度[1- 2]。國內外專家學者對藍藻做了大量的分析和研究。郭鵬[3]分析了藍藻對退水渠水污染的影響；賈更華[4]改進了針對太湖藍藻治理的水華控制技術；蔡梅等[5- 7]提出了新一輪太湖流域水環境綜合治理的建議；Jams Redfern等[8]發現可見光光催化氧化鉍涂層可有效抑制水生藍藻和降解自由漂浮的基因組DNA；Yee N等[9]分析藍藻對中性pH值下二氧化硅沉淀的影響。

新型高壓滅藻井的工作原理是：內外雙層套管，通過水柱產生的壓力，破壞藍藻氣囊結構，使其沉入湖底，失去活性，無法聚集在水體表面形成肉眼可見的藍藻顆粒物。滅藻井結構示意圖及藍藻處理效果如圖1—2所示。目前滅藻井采用的推流器，雖然結構簡單，造價較便宜，但效率較低，高效區范圍較小[10]。而潛水貫流泵同等條件下效率要比推流器高約20%，并且已經擁有豐富的工程應用經驗[11]。為了探討潛水貫流泵在滅藻井系統中的應用，文中運用三維紊流模擬技術，針對多種方案，對高壓滅藻井系統進行了整體的數值模擬，并研究了最優方案下出水橫管中潛水貫流泵在不同工況下的運行情況。

圖1 滅藻井斷面示意圖

圖2 滅藻井藍藻處理效果圖

1 數值計算方法

1.1 流動控制方程

綜合考慮求解精度和效率，采用雷諾時均的Navier-Stokes方程描述流場運動，忽略冷熱交換，并依據流體動力學中的基本原理，建立水流流動數學模型，在雷諾數較大的情況下，選擇標準k-ε湍流模型[12- 13]。

(1)雷諾時均Navier-Stokes方程：

(1)

式中，ui—速度(i=1，2，3，下同)；t—時間;ρ—密度;p—壓力;μ—流體的動力粘度;Si—動量源項。

(2)標準k-ε湍流模型：

(2)

(3)

式中，k—湍動能，m2/s2;ε—湍動耗散，m2/s3;μ—動力粘度；C1、C2—模型常數。

1.2 計算區域及邊界條件

利用UG NX軟件建立琳橋船閘、琳橋閘、滅藻井及輸水管道的流場三維模型，并將各部件連接得到整體三維模型如圖3所示。計算域進口為琳橋船閘上閘首，邊界設置為質量流進口，給定質量流量。計算流場的出口設置在距離琳橋閘下200m的河道斷面，給定平均靜壓。水流表面均為自由液面，河道水位變化幅度不大，忽略空氣對水面的切應力作用，計算時選用對稱面邊界處理。固體壁面設為wall，將其視為無滑移的壁面進行處理[14]。對于潛水貫流泵裝置三維定常數值計算，動靜交界面設置采用Stage，靜靜交界面都采用none模型，結構示意圖如圖4所示。數值計算收斂精度標準采用了10-4量級。

圖3 計算區模型

圖4 潛水貫流泵裝置圖

1.3 網格剖分

采用Mesh軟件對河道、滅藻井、出水橫管等進行分塊網格剖分，如圖5所示，結構復雜區域進行局部加密處理，將Yplus值控制在100以內。在TurboGrid軟件中采用ATM Optimized方法自動對葉輪和導葉劃分網格，通過對網格上控制點的調整和拓撲層的添加來提高局部網格的質量。利用總水力損失作為衡量網格數量對數值計算結果影響的依據，公式如下：

圖5 計算區網格

(4)

式中，Hf—全流道的總水力損失；Pin、Pout—進、出口的總壓強；ρ—水的密度，為1g/cm3;g—重力加速度，為9.8m/s2。

通過網格無關性分析，網格總數在1100萬左右時水力損失的變化較小，網格質量達到0.3以上，滿足數值計算要求[15]。如圖6所示。

圖6 不同網格數量下的水力損失

2 方案比選

應用數值模擬，給出了設計工況下多種整流措施對流場流態的影響。方案措施見表1，推流器性能參數為單臺流量5m3/s，揚程1.5m，管徑DN2000，電機功率為115kW，轉速1450r/min。潛水貫流泵機組單機設計流量為5.0m3/s，原型水泵擬采用型號為1400GQ- 160的潛水貫流泵，轉速370r/min，管徑DN2000。整流措施平面布置情況如圖7所示。

表1 整流設計方案

圖7 3種方案整流措施布置圖

3 結果與分析

3.1 三維流態分析

如圖8所示各方案下的三維流場圖可知，方案一，不增加整流方案時，4個輸水管路中水流紊亂，再加上水中雜質較多，極易導致推流器葉片的氣蝕產生，從而影響機組的高效穩定運行。由于較大角度的側向出水，出水側流態極為紊亂，尤其是到了河道擴散段，水流結構本身具有明顯的二次流結構，河床兩側流速差異大，動量不均，產生了較大范圍的旋渦，且旋渦流速最大能達到1.6m/s，長久運行會導致河床被嚴重沖刷，對后續船只通行安全構成一定威脅。

圖8 三維流場圖

方案二，“川”字型導流墻方案一定程度上緩解了出水池位置偏流嚴重的情況，同時降低了出水側河道內水流的平均流速，但流速數值區間沒有改變，最大流速依然達到了6.75m/s，并且導流墻后側水流恢復較差，流速分布不均勻，靠近河道出口處產生了較大的回流區并向下游發展，河道邊坡處的流速依舊很大，對邊坡依然具有一定的侵蝕作用，不利于此處擋墻的穩定。

方案三，輸水管路中流態得到明顯改善，機組運行能達到一個比較理想的狀態。同時，水流通過底坎后，水流通過翻滾和渦旋運動、水流不斷混摻從而產生紊動能交換，使水流原有的流動結構發生改變，消掉水流大部分不利的剩余能量。優化過后，水流流線比較順直，流速比較合理，水流流向得到調整。雖然局部位置仍然存在小范圍的回流現象，但流速普遍較低，琳橋閘到底坎位置的水流中最大流速在0.5m/s，底坎位置到下游的水流最大流速在0.25m/s，既不會產生河床沖刷問題，也不會有藍藻因流速過大而無法充分沉淀的問題，同時流速不過慢也避免了出水池長久使用后容易產生的淤積問題。在河道流速得到有效控制的前提下，河道中未做任何額外整流措施處理，主要是為了后續船閘開放后，便于船只通行，避免安全隱患。

3.2 特征斷面流速分布

為直觀反映水流內部流速分布情況，選取出水側的中層流平面作為研究對象。從圖9流速分布云圖可知，采用方案一、二時，出水側中層流速集中在0.25～0.5m/s，流速分布紊亂，局部流速較大，最大流速達到6.8m/s，并有較明顯的旋渦產生，極易產生負壓，從而對琳橋閘側的岸墻產生沖刷。且河道下游潛水泵出水口處存在較大范圍的流速為0.5m/s的區域，不利于藍藻的沉淀和河道的動量平衡。采用方案三時，出水側流速雖然也集中在0.25～0.5m/s，但過了底坎后，水流流速得到有效控制，均在0.1m/s以下，全流道最大流速為4.8m/s，說明水流通過輸水管道擴散后，流速得到有效控制，對下游河道的不利影響最小。

為進一步分析方案三(最優方案)垂直于水流方向的各過水斷面流速分布情況，選取順水流方向的多個平行河道斷面為研究對象，獲得如圖10所示行進過程流速矢量變化。底坎坎前水流側向流速大，流速矢量方向混亂，有較大范圍的回流。通過底坎后，行進方向各斷面的速度矢量有所優化，水流流向得到調整，但仍然存在小范圍的回流現象。

圖9 流速分布云圖(中層流)

圖10 行進斷面流速變化圖

坎后水流流速較低，流向基本垂直于過水斷面，從最后一個斷面流速矢量分布可知，進入下游河道的水流流態得到了充分的改善，斷面上水流流速基本平均。

為判斷各機組進水側流場的優劣，選取出水橫管進口斷面為特征斷面，并以常用的水力優化設計目標函數(流速分布的均勻性和水流進泵的方向性)為衡量標準[16- 20]。

流速分布均勻度：

(5)

速度加權平均角度：

(6)

計算結果如圖11—12所示。由圖11對比三個方案下特征斷面的法向流速均勻度可知，方案一、二的斷面法向流速均勻度平均值分別為80.0%和84.9%，方案三的進水斷面流速均勻度最高，為85.7%，更加接近于理想狀態，說明該方案下水流在特征斷面上的流速分布比較均勻，具有更好的水力特性。因此，采用方案三的整流措施使得推流器及潛水泵的的進水條件均得到有效地改善，進水管路中流態比較平順，進水斷面流速比較均勻，能夠滿足機組在設計工況下的高效運行。

圖11 法向流速均勻度-橫管進水斷面

圖12 速度加權平均角-橫管進水斷面

由圖12可知，方案一，4臺機組的進水斷面速度加權平均角度較小，偏離法向方向，其中最大值不超過77°，1#機組速度加權平均角最小僅有73°，其管路中很可能產生了旋渦，水流流速紊亂，流向復雜，裝置進水條件差，機組效率低下。方案二，4臺機組的加權平均角度有所增大，水流流向得到較明顯的改善，尤其是潛水泵的水流角度達到了78°，但整體方案還不是最理想狀態。方案三，總體上為斷面水流加權平均角度的最優狀態，速度加權平均角的平均值為80°，與前兩個方案相比，更加接近理想狀態下的90°，水力特性較好，符合三維優化水力設計方法的要求。

綜合以上的CFD數值模擬結果，方案三在整體流場流態、機組裝置靜壓分布及管路水力特性方面均較優，建議采用方案三為最終設計方案。

3.3 潛水貫流泵裝置數值分析

為進一步分析方案三(推薦方案)潛水貫流泵裝置在不同工況下的流動特性。選取3個典型工況點，分別為小流量工況(0.8QBEP)、設計工況(QBEP)和大流量工況(1.2QBEP)，如圖13所示。

圖13 各特征工況泵裝置全流道流線圖

由圖13可知，小流量時，導葉及燈泡體處流態較差，出現了渦漩運動，易產生汽蝕、振動等不利影響，燈泡體尾部收縮段出現了一定的脫流現象，導致出水側流速分布不均，流態混亂。在設計工況下，進水側水流流態順直且均勻收縮，出水側經過導葉的擴散整流作用回收了出口水流的部分環量，將動能轉化為壓能，提高了裝置的效率，同時，導葉的漩渦和燈泡體尾部的脫流現象均有很明顯的改善。大流量時，裝置整體流態均為均勻，表明導葉對水流的環量回收較好，但由于燈泡體尾部結構的約束，水流徑向的流速較大，出現了較小程度的流速不均情況。綜上所述，在設計流量和大流量情況下，潛水貫流泵裝置均能安全穩定高效運行，滿足工程供水設計需求。

為進一步分析泵裝置葉輪運行情況，選取了3個工況下葉片的壓力分布，如圖14所示。由圖14可知，葉片壓力面的靜壓數值總體上要大于吸力面上靜壓數值。小流量工況時葉輪葉片壓力面的靜壓分布整體上呈階梯型的降低趨勢，壓力數值整體較大，靠近葉輪輪轂邊緣處出現局部壓力較小區域，易產生汽蝕，進而影響葉輪的穩定運行。設計流量和大流量時，壓力面上靜壓分布情況與小流量區別較大，不再呈現沿著輪緣展向比較規律性的分布，而是整體呈現中間壓力大，兩邊壓力小的分布情況，但是沒有明顯的小區域壓力突變情況?？傮w上，隨著流量的增大，葉片壓力面上靜壓數值逐漸減小。

圖14 葉片表面靜壓分布圖

小流量工況下，吸力面壓力值沿水流進口邊至出口邊呈現條狀分布，并且數值逐漸遞增，但在出口邊緣靠近葉片外殼處出現了局部的高壓，數值達到110kPa。設計流量則在進口邊區域產生了較大范圍的低壓區，約占整個吸力面面積的1/3，整體吸力面壓力分布情況不如小流量工況理想。大流量工況時，吸力面壓力分布更加無規則，并且產生了多個局部低壓區或高壓區，可能是由于吸力面在葉輪運行時，葉片表面產生了一定的脫流情況?？傮w上，葉片吸力面較壓力面更易產生局部壓力突變情況，但數值仍然在可控范圍內。

導葉出口處極易產生回流等現象，從而影響出口環量的回收，不利于裝置的高效穩定運行。為分析各流量工況下導流出口環量變化情況，以導葉出口斷面的平均環量作為定量指標來評判導葉出口流態的旋轉幅度。當水流從層流變為紊流時，在擾動作用下形成了渦流，此時流線與渦體的切角為渦流角。以平均渦角來驗證不同工況下導葉回收環量的效果。

斷面平均環量：

(7)

(8)

將(9)式帶入(8)式可得導葉出口斷面的平均環量：

(9)

(10)

表2 導葉出口平均環量計算結果

4 結論

(1)設計工況下，滅藻井工程出水池采用底坎方案時水流條件最佳，出水池部位整體流速控制在1.2m3/s，既不會產生河床沖刷，也不會有藍藻無法充分沉淀的問題，且水流流態較為平順，沒有大范圍旋渦，出水橫管進口斷面流速均勻度最高，較原始方案提高了4%～5%，速度加權平均角度平均抬高了約5°。潛水貫流泵裝置應盡量避免在小流量工況下運行，此工況下泵裝置導葉部位易產生氣泡和脫流現象，導葉出口斷面平均環量和平均渦角均較大，導葉能量回收效果較差。同時，該工況下葉輪壓力面和吸力面也產生了局部壓力突變情況，易導致水力部件的汽蝕和振動。

(2)在滅藻井工程中采用一臺潛水貫流泵，提高了整個系統對內外河水位變化的適應性，彌補了推流器揚程適應性差的缺點，便于工程后續運行調度。同時，本文研究方案有效優化了出水池的流態，控制了斷面流速，為后續滅藻井工程的裝置選擇和工程布置提供了理論參考。

本文采用CFD模擬了滅藻井及其上下游水域水流流動，數值計算結果準確，對新型高壓滅藻井系統的布置方案和裝置選擇具有參考作用，對后續工程運行管理提供了工況選擇依據，也為后續物理模型試驗提供了理論對比參數。