謝傳流 湯方平 朱泉榮 劉海宇 吳晨輝 楊 帆

(1.揚(yáng)州大學(xué)水利與能源動(dòng)力工程學(xué)院, 揚(yáng)州 225127； 2.利歐集團(tuán)股份有限公司, 無(wú)錫 214023)

0 引言

軸流泵是一種大流量、低揚(yáng)程泵，在平原地區(qū)灌溉排澇及城市供排水、排污等方面被廣泛使用[1]，鐘型進(jìn)水流道縱向高度低，減少了泵站的挖方深度，可以節(jié)約工程投資[2-3]。但鐘型進(jìn)水流道往往難以設(shè)計(jì)鐘型的形狀，設(shè)計(jì)不好將導(dǎo)致葉輪進(jìn)水條件不好，輕則影響泵裝置的運(yùn)行效率，重則導(dǎo)致水泵發(fā)生汽蝕，產(chǎn)生噪聲、振動(dòng)等不利于機(jī)組運(yùn)行的狀況[4]，對(duì)機(jī)組的高效、穩(wěn)定、安全運(yùn)行是極大的威脅，故需要在設(shè)計(jì)階段對(duì)泵裝置進(jìn)行三維流動(dòng)的預(yù)測(cè)、研究和必要的優(yōu)化。

楊帆等[5-6]通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)大型軸流泵裝置進(jìn)行了計(jì)算。湯方平等[7]以模型試驗(yàn)為主配合CFD分析泵裝置，認(rèn)為能夠比較全面地得出泵裝置的水動(dòng)力性能。陶海坤等[8-9]通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)半圓形和蝸形兩種鐘型進(jìn)水流道吸水室內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行了研究，并在流場(chǎng)數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上對(duì)這兩種吸水室的后壁距進(jìn)行了分析。何鐘寧等[10]采用雷諾方程(RANS)和標(biāo)準(zhǔn)湍流模型，計(jì)算了鐘型進(jìn)水流道6種不同喇叭管懸空高度和4種不同流量方案下的流道內(nèi)流場(chǎng)，分析了鐘型進(jìn)水流道關(guān)鍵部位的流態(tài)特征，揭示了流道特征斷面的速度分布規(guī)律。陳松山等[11]設(shè)計(jì)了一個(gè)鐘型出水流道模型，測(cè)試了流道的水力損失，觀測(cè)到流道內(nèi)的流態(tài)。楊帆等[12]基于三維不可壓縮流體的雷諾平均Navier- Stokes方程和RNGk-ε湍流模型，應(yīng)用有限體積法計(jì)算了雙隔墩鐘型進(jìn)水流道內(nèi)流場(chǎng)，預(yù)測(cè)了流道的水力損失并揭示了水力損失規(guī)律。葛強(qiáng)等[13]對(duì)鐘型箱涵流道過(guò)流特性及流態(tài)進(jìn)行了試驗(yàn)分析，提出了改善流態(tài)的有效措施。李彥軍等[14]在肘型進(jìn)水流道和虹吸出水流道型線數(shù)學(xué)模型基礎(chǔ)上，開(kāi)發(fā)了基于流道設(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)軟件。陸林廣等[15-16]、孫東坡等[17]、梁金棟等[18]、顏紅勤等[19]、周正富等[20]、齊學(xué)義等[21]也分別利用數(shù)值模擬進(jìn)行了相關(guān)的研究工作。

對(duì)鐘型進(jìn)水流道優(yōu)化設(shè)計(jì)鮮有報(bào)道，本文通過(guò)CFD數(shù)值模擬對(duì)某大型泵站立式軸流泵裝置內(nèi)部的三維湍流流動(dòng)和水力性能進(jìn)行優(yōu)化計(jì)算，采用ANSYS軟件的DM模塊[22]建立進(jìn)、出水流道參數(shù)化模型，應(yīng)用CFX對(duì)立式軸流模型泵裝置進(jìn)行數(shù)值計(jì)算及優(yōu)化，優(yōu)化過(guò)程按照先局部后整體的優(yōu)化思路，先優(yōu)化鐘型進(jìn)水流道，然后通過(guò)整體泵裝置進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)彎管式出水流道進(jìn)行優(yōu)化，分析比較不同方案立式軸流泵裝置內(nèi)部的三維湍流流動(dòng)和水力性能，預(yù)測(cè)泵裝置性能，最后通過(guò)泵裝置模型試驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)值優(yōu)化的準(zhǔn)確性。

1 泵站工程概況

泵站規(guī)劃單機(jī)設(shè)計(jì)抽排流量13.1 m3/s，設(shè)計(jì)靜揚(yáng)程5.67 m，水泵葉輪直徑1 720 mm，泵站進(jìn)水流道采用鐘型進(jìn)水流道，出水鋼制彎管、擴(kuò)散管接混凝土流道進(jìn)壓力水箱。根據(jù)泵站所選定的水泵水力模型，水泵結(jié)構(gòu)采用標(biāo)準(zhǔn)泵段，根據(jù)已有研究成果，確定了泵站主要結(jié)構(gòu)尺寸，比如葉輪安裝高程，進(jìn)、出水流道長(zhǎng)度，進(jìn)水流道底部高程，出水流道頂部高程，進(jìn)、出水流道出口寬度等。

考慮到泵裝置CFD三維流動(dòng)數(shù)值計(jì)算需要通過(guò)模型試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，所以本次優(yōu)化針對(duì)模型泵裝置展開(kāi)。根據(jù)文獻(xiàn)[1]，對(duì)原型泵裝置到模型泵裝置進(jìn)行等nD(n表示葉輪旋轉(zhuǎn)速度，D表示葉輪直徑)值相似換算，換算后揚(yáng)程參數(shù)保持不變，設(shè)計(jì)流量變?yōu)?98.5 L/s，水泵葉輪直徑變?yōu)?00 mm。

2 三維建模及網(wǎng)格剖分

2.1 計(jì)算模型

立式軸流泵模型泵裝置采用鐘型進(jìn)水流道、彎管出水流道、進(jìn)出水流道接進(jìn)足夠長(zhǎng)的壓力水箱。本文采用ANSYS軟件的DM模塊對(duì)鐘型進(jìn)水流道、彎管出水流道模型按照模型泵裝置的流道尺寸(模型泵與原型泵幾何尺寸比為0.174)進(jìn)行參數(shù)化建模。圖1為鐘型進(jìn)水流道計(jì)算模型，圖2為彎管出水流道計(jì)算模型。

圖1 鐘型進(jìn)水流道計(jì)算模型Fig.1 Numerical model of bell-type inlet runner

圖2 彎管出水流道計(jì)算模型Fig.2 Numerical model of runner of elbow

2.2 網(wǎng)格劃分

在ANSYS ICEM軟件下對(duì)建好的模型進(jìn)行網(wǎng)格剖分。圖3為鐘型進(jìn)水流道采用ICEM生成的自適應(yīng)能力較好的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，對(duì)邊界層及局部進(jìn)行加密處理。圖4為彎管出水流道由ICEM生成的正六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對(duì)邊界層進(jìn)行局部加密處理，進(jìn)、出水流道網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)和網(wǎng)格數(shù)見(jiàn)表1，網(wǎng)格質(zhì)量均大于0.3。

圖3 鐘型進(jìn)水流道非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格Fig.3 Bell-type inlet channel unstructured grid

圖4 彎管出水流道結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格Fig.4 Structure of elbow outlet channel

立式軸流泵裝置數(shù)值計(jì)算的水力模型葉片數(shù)為4，導(dǎo)葉體葉片數(shù)為7。采用ANSYS Turbo Grid軟件對(duì)葉輪和導(dǎo)葉體進(jìn)行實(shí)體建模與網(wǎng)格剖分，圖5a為葉輪和導(dǎo)葉模型，圖5b～5e為葉輪和導(dǎo)葉網(wǎng)格。葉輪、導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格數(shù)見(jiàn)表1，建模時(shí)按標(biāo)準(zhǔn)模型泵葉輪直徑D=300 mm建立，設(shè)置單邊葉頂間隙為0.2 mm。

表1 網(wǎng)格結(jié)點(diǎn)與網(wǎng)格數(shù)Tab.1 Grid node and grid number

圖5 葉輪、導(dǎo)葉模型和網(wǎng)格Fig.5 Impeller, vane model and grid

根據(jù)文獻(xiàn)[23]，在滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求時(shí)，本文不斷改變網(wǎng)格數(shù)量并對(duì)不同網(wǎng)格數(shù)量的泵裝置效率進(jìn)行計(jì)算，發(fā)現(xiàn)當(dāng)網(wǎng)格增加到一定數(shù)量時(shí)，泵裝置效率趨于穩(wěn)定，不再隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加而增加。在滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求下，取泵裝置葉輪網(wǎng)格數(shù)為887 720，導(dǎo)葉網(wǎng)格數(shù)為555 513，整個(gè)泵裝置網(wǎng)格數(shù)為2 385 400。

2.3 邊界條件與控制方程

圖6 立式軸流泵泵裝置運(yùn)行示意圖Fig.6 Schematic diagram of vertical axial pump operation

導(dǎo)入各分段的網(wǎng)格模型到CFX- Pre中，組裝各段模型形成模型泵裝置，如圖6所示。

設(shè)定額定轉(zhuǎn)速1 433 r/min，進(jìn)口設(shè)置為質(zhì)量流量進(jìn)口，優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)設(shè)計(jì)工況進(jìn)口流量設(shè)置為398.5 L/s，出口斷面采用總壓出口，出口總壓設(shè)置為101 325 Pa。進(jìn)水前池和出水池的水面為自由液面，將自由表面的速度和紊動(dòng)能均按對(duì)稱(chēng)面處理。立式軸流泵模型泵裝置的進(jìn)出水流道壁面、葉輪的輪轂壁面、外殼及導(dǎo)葉體壁面均設(shè)置為靜止壁面，應(yīng)用無(wú)滑移條件，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)邊界條件，對(duì)進(jìn)出水流道表面取無(wú)滑移壁面。

動(dòng)靜交界面不考慮旋轉(zhuǎn)葉輪與導(dǎo)葉相對(duì)位置不同的影響，采用“Stage”交界面處理葉輪與導(dǎo)葉體之間動(dòng)靜耦合流動(dòng)的參數(shù)傳遞，控制方程的離散采用基于有限元的有限體積法。擴(kuò)散項(xiàng)和壓力梯度采用有限元函數(shù)表示，對(duì)流項(xiàng)采用高分辨率格式。泵裝置內(nèi)部采用雷諾平均N- S方程，紊流模型采用考慮了平均流動(dòng)中的旋轉(zhuǎn)及旋轉(zhuǎn)流動(dòng)情況的RNGk-ε紊流模型，能更好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度大的流動(dòng)。

在前處理器中寫(xiě)出泵裝置進(jìn)出口斷面的壓力增量及效率的表達(dá)式，作為輔助監(jiān)控點(diǎn)，在計(jì)算過(guò)程中實(shí)時(shí)觀察。收斂條件設(shè)置殘差值為1×10-5，同時(shí)監(jiān)控泵裝置進(jìn)出口斷面的壓力增量和效率直到穩(wěn)定為止。

2.4 計(jì)算公式

2.4.1進(jìn)出水流道水力損失

根據(jù)伯努利能量方程引入水力損失hf概念，采用CFD 數(shù)值計(jì)算得到的流速場(chǎng)和壓力場(chǎng)預(yù)測(cè)過(guò)流部件的水力損失，計(jì)算公式為

(1)

式中p1、p2——流道進(jìn)、出口處的靜壓，Pa

Z1、Z2——流道進(jìn)、出口的高度，m

u1、u2——泵裝置進(jìn)、出水流道斷面各點(diǎn)流速，m/s

ρ——水流密度，kg/m3

g——重力加速度，m/s2

2.4.2進(jìn)水流道出口斷面軸向流速分布均勻度

進(jìn)水流道的設(shè)計(jì)在兼顧水力損失較小的同時(shí)也應(yīng)為葉輪提供均勻的流速分布和壓力分布進(jìn)水條件。進(jìn)水流道的出口就是葉輪室的進(jìn)口，其軸向流速分布均勻度Vu反映了進(jìn)水流道設(shè)計(jì)的優(yōu)劣，Vu越接近100%，表明進(jìn)水流道出口水流的軸向流速分布越均勻，進(jìn)入葉輪的水流越均勻同向，其計(jì)算公式為

(2)

式中Vu——流道出口斷面軸向流速分布均勻度，%

vai——流道出口斷面各計(jì)算單元的軸向流速，m/s

n——出口斷面上的計(jì)算單元個(gè)數(shù)

2.4.3泵裝置能量性能

根據(jù)伯努利能量方程計(jì)算泵裝置揚(yáng)程，由計(jì)算得到的速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)以及作用在葉輪上的扭矩預(yù)測(cè)泵裝置的水力性能。泵裝置揚(yáng)程計(jì)算公式為

(3)

式中H1、H2——泵裝置進(jìn)、出水?dāng)嗝娓叱?，m

S1、S2——泵裝置進(jìn)、出水?dāng)嗝婷娣e，m2

ut1、ut2——泵裝置進(jìn)、出水流道斷面各點(diǎn)流速法向分量，m/s

Q——泵裝置流量，L/s

泵裝置效率計(jì)算公式為

(4)

式中Tp——扭矩，N·m

ω——葉輪旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s

3 進(jìn)出水流道優(yōu)化

3.1 鐘型進(jìn)水流道的優(yōu)化

通過(guò)對(duì)初始鐘型進(jìn)水流道進(jìn)行初步數(shù)值計(jì)算，發(fā)現(xiàn)鐘型進(jìn)水流道在前半部逐漸收縮，流態(tài)較好，而在靠近進(jìn)水流道出口處因流線轉(zhuǎn)向過(guò)急，易形成渦帶，為防止渦帶的形成，需減少鐘型后側(cè)低速區(qū)，將凹槽處參數(shù)以及流體拐角曲率作為9個(gè)控制參數(shù)作為優(yōu)化變量進(jìn)行優(yōu)化，其中P1為1- 1斷面至2- 2斷面傾角，P2為凹角直線段長(zhǎng)度，P3為凹角遠(yuǎn)葉輪圓弧半徑，P4為凹角近葉輪圓弧半徑，P5為ω型后壁圓弧圓心與中心線距離，P6為ω型后壁圓弧半徑，P7為后壁與中心線距離，P8為導(dǎo)水錐橢圓長(zhǎng)半軸長(zhǎng)，P9為導(dǎo)水錐橢圓短半軸長(zhǎng)，其示意圖如圖7所示，以鐘型進(jìn)水流道的水力損失及出口流速均勻度作為優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)。優(yōu)化設(shè)計(jì)方案的選擇是在上一個(gè)控制單變量最優(yōu)的條件下進(jìn)行的，同時(shí)變量的變化范圍考慮結(jié)構(gòu)尺寸的約束，以探求鐘型進(jìn)水流道控制參數(shù)對(duì)其水力特性的敏感度。

圖7 優(yōu)化參數(shù)示意圖Fig.7 Schematic diagram of optimization parameters

圖8 鐘型進(jìn)水流道數(shù)值優(yōu)化水力性能結(jié)果Fig.8 Numerical results of bell-type inlet runner numerical optimization

對(duì)于鐘型進(jìn)水流道設(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)化是在參數(shù)可變區(qū)間內(nèi)，采用控制變量法。鐘型進(jìn)水流道采用參數(shù)化建模，模型、網(wǎng)格的更新和數(shù)值計(jì)算在ANSYS Workbench中自動(dòng)進(jìn)行，方案生成和計(jì)算較快，極大地節(jié)約了優(yōu)化時(shí)間。優(yōu)化時(shí)按照P1～P9參數(shù)的順序，當(dāng)前一個(gè)參數(shù)達(dá)到最優(yōu)時(shí)進(jìn)行下一個(gè)參數(shù)的優(yōu)化，旨在探究在參數(shù)可變范圍內(nèi)最優(yōu)的數(shù)值方案，具體優(yōu)化方案如表2所示。

通過(guò)圖8可以看出，各參數(shù)水力損失與流速均勻度基本呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)。水力損失最小處，流速均勻度最大，P4、P5、P6、P8和P9在可變范圍內(nèi)對(duì)鐘型進(jìn)水流道水力損失和流速均勻度的影響較小，參數(shù)P2和P7對(duì)鐘型進(jìn)水流道水力損失和流速均勻度的影響最大，對(duì)鐘型進(jìn)水流道的優(yōu)化應(yīng)該重點(diǎn)關(guān)注。優(yōu)化后得出各最優(yōu)參數(shù)與葉輪直徑的比值關(guān)系如表3所示。

表2 鐘型進(jìn)水流道模型優(yōu)化方案Tab.2 Model optimization scheme of bell-type inlet flow

不同方案比較得：最大水力損失時(shí)，進(jìn)水流道水力損失為0.348 m，流速均勻度54.59%，進(jìn)水條件不好。通過(guò)圖9可以看出，葉輪進(jìn)口處軸向流速分布不均勻，且流道左右兩部分的流態(tài)不對(duì)稱(chēng)，葉輪進(jìn)水條件不好。通過(guò)圖10可以看出，優(yōu)化后進(jìn)水流道出口斷面流速分布均勻，對(duì)稱(chēng)性較好，為葉輪提供了良好的進(jìn)水條件，進(jìn)水流道水力損失降到0.148 m，流速均勻度93.35%，水力損失降低為原來(lái)的42.5%，葉輪進(jìn)口流速均勻度提升為原來(lái)的171%，優(yōu)化后性能得到了較大的提升。

表3 鐘型進(jìn)水流道模型最優(yōu)參數(shù)Tab.3 Optimal parameters for bell-type inletrunner model

圖9 優(yōu)化前出口斷面軸向流速分布云圖Fig.9 Axial flow velocity profile for outlet cross section before optimization

圖10 優(yōu)化后出口斷面軸向流速分布云圖Fig.10 Axial flow velocity profile for outlet cross section after optimization

順序改變進(jìn)水流道參數(shù)P1～P9，經(jīng)數(shù)值計(jì)算分析得到各優(yōu)化參數(shù)下進(jìn)水流道平均水力損失所占百分比和平均流速均勻度與100%的差值所占百分比分別為(10.24%，7.99%)、(13.75%，15.90%)、(11.03%，9.32%)、(9.83%，7.63%)、(9.73%，7.86%)、(10.42%，8.74%)、(15.48%，26.97%)、(9.78%，7.77%)、(9.75%，7.81%)，從中可以看出，參數(shù)P2和P7對(duì)鐘型進(jìn)水流道水力特性的影響最為敏感，這兩個(gè)參數(shù)與鐘型進(jìn)水流道的水力特性呈現(xiàn)強(qiáng)相關(guān)，P1和P3兩個(gè)參數(shù)對(duì)鐘型進(jìn)水流道的水力特性呈現(xiàn)中度相關(guān)，其余的參數(shù)對(duì)鐘型進(jìn)水流道的水力特性相關(guān)程度較為平均，呈現(xiàn)一般性的相關(guān)。

3.2 彎管出水流道的優(yōu)化

出水流道的優(yōu)化不同于進(jìn)水流道，出水流道導(dǎo)葉出口環(huán)量存在，水流不能完全垂直出水流道進(jìn)口斷面進(jìn)入，對(duì)出水流道的優(yōu)化應(yīng)以泵裝置進(jìn)水流道、葉輪和導(dǎo)葉的三維流場(chǎng)作為基礎(chǔ)才更為準(zhǔn)確。在優(yōu)化鐘型進(jìn)水流道的基礎(chǔ)上，出水流道為方便施工，不改變90°彎頭、流道總長(zhǎng)和出口斷面尺寸等結(jié)構(gòu)上的限制尺寸，在優(yōu)中選P11為倒圓角起始控制斷面直徑、P10為控制斷面距90°彎頭出口的距離為控制參數(shù)，以達(dá)到控制出水流道型線的目的，優(yōu)化目標(biāo)為泵裝置整體效率最高，水流充分?jǐn)U散平穩(wěn)，壓力梯度變化小，優(yōu)化參數(shù)示意圖見(jiàn)圖11。

圖11 出水流道優(yōu)化參數(shù)示意圖Fig.11 Schematic diagram of optimization parameters for runner

考慮導(dǎo)葉出口速度環(huán)量對(duì)出水流道性能的影響，對(duì)彎管出水流道的優(yōu)化是在整體泵裝置的基礎(chǔ)上進(jìn)行的。設(shè)計(jì)參數(shù)P10和P11的選取，采用控制變量的方法，按照先優(yōu)化對(duì)出水流道性能影響較大的參數(shù)P10，當(dāng)P10達(dá)到最優(yōu)時(shí)再優(yōu)化P11，優(yōu)化方案見(jiàn)表4。通過(guò)對(duì)彎管出水流道參數(shù)化的建模，在ANSYS Workbench中對(duì)模型及網(wǎng)格可以實(shí)現(xiàn)更新，自動(dòng)數(shù)值計(jì)算，節(jié)省了優(yōu)化的時(shí)間，可以探究更多的優(yōu)化方案。通過(guò)優(yōu)化旨在探究P10、P11與彎管出口直徑的最佳比值。

表4 彎管出水流道模型優(yōu)化方案Tab.4 Model optimization of outlet runner model of bend

通過(guò)圖12和圖13可以得出，泵裝置揚(yáng)程變化趨勢(shì)與效率變化趨勢(shì)相同。圓變方起始斷面參數(shù)P10和P11均存在一個(gè)最優(yōu)的位置，大于或小于這個(gè)位置，泵裝置性能均不理想，通過(guò)優(yōu)化出水流道，泵裝置整體效率提升了0.8%，從常年運(yùn)行來(lái)看，可以為泵站節(jié)約較多的能源，優(yōu)化效果明顯。

圖12 出水流道P10不同方案下外特性曲線Fig.12 Out of water flow channel P10 under different programs outside characteristic curve

圖13 出水流道P11不同方案下外特性曲線Fig.13 Out of water flow channel P11 under different schemes outside characteristic curve

選取效率最低方案和最高方案的兩個(gè)方案，在CFX- POST中提取出出水流道靜壓分布云圖，如圖14所示。

圖14 出水流道靜壓分布云圖Fig.14 Static distribution of water flow distribution

對(duì)比分析得出，立式軸流泵泵裝置最優(yōu)方案在設(shè)計(jì)流量工況下運(yùn)行時(shí)，葉輪、導(dǎo)葉與進(jìn)、出水流道配合較好，此方案出水流道壓力梯度遞變均勻，局部的高壓區(qū)和低壓區(qū)面積較小。采用擴(kuò)散管出水形式，有利于導(dǎo)葉出口能量的回收，動(dòng)壓轉(zhuǎn)化為靜壓，出水流道水力損失較小。

通過(guò)優(yōu)化可知，出水流道的圓變方的起始斷面與彎管出口的水平距離P10為彎管出口直徑的2.14倍較為理想，圓變方起始斷面的直徑P11為彎管出口直徑的1.19倍較為理想。彎管式出水流道的水力損失由0.464 m降低到0.415 m，泵裝置效率由77.8%提升到78.6%，通過(guò)優(yōu)化出水流道流態(tài)得到了改善。

4 模型泵裝置試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

根據(jù)模型泵裝置數(shù)值模擬結(jié)果，將優(yōu)化后泵裝置的葉輪、導(dǎo)葉和進(jìn)、出水流道模型加工出來(lái)進(jìn)行泵裝置試驗(yàn)研究。泵裝置試驗(yàn)在揚(yáng)州大學(xué)測(cè)試中心的高精度水力機(jī)械試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行。試驗(yàn)臺(tái)為立式封閉循環(huán)系統(tǒng)。在該試驗(yàn)臺(tái)上對(duì)本文針對(duì)性設(shè)計(jì)出的水泵水力模型進(jìn)行了泵裝置能量性能試驗(yàn)和汽蝕性能試驗(yàn)。試驗(yàn)臺(tái)如圖15所示。

圖15 高精度水力機(jī)械試驗(yàn)臺(tái)Fig.15 High-precision hydraulic machinery test bed1.進(jìn)水箱 2.受試泵裝置及驅(qū)動(dòng)電動(dòng)機(jī) 3.壓力出水箱 4.分叉水箱 5.流量原位標(biāo)定壓力傳感器 6.流量原位標(biāo)定裝置 7.工況調(diào)節(jié)閘閥 8.穩(wěn)壓整流筒 9.電磁流量計(jì) 10.系統(tǒng)正反向運(yùn)行控制閘閥 11.輔助泵機(jī)組

模型泵名義葉輪直徑300 mm，實(shí)際葉輪直徑299.8 mm。葉輪輪轂比為0.483，葉片數(shù)為4，用黃銅材料經(jīng)數(shù)控加工成型。導(dǎo)葉葉片數(shù)為7，用鋼質(zhì)材料焊接成型。進(jìn)出水流道采用鋼板焊接制作，模型泵葉輪室開(kāi)有觀察窗，便于觀測(cè)葉片處的水流和汽蝕，模型泵裝置安裝檢查，導(dǎo)葉體與葉輪室定位面軸向跳動(dòng)0.10 mm，葉輪輪轂外表面徑向跳動(dòng)0.08 mm，葉頂間隙控制在0.20 mm以內(nèi)。模型泵葉輪如圖16a所示，模型泵導(dǎo)葉如圖16b所示，模型泵裝置如圖17所示。

圖16 模型葉輪和導(dǎo)葉實(shí)物圖Fig.16 Model impeller and guide vane physical map

圖17 模型泵裝置實(shí)物圖Fig.17 Model pump device physical map

4.2 測(cè)試方法

模型泵裝置試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容包括各葉片安放角下模型泵裝置能量性能試驗(yàn)和0°葉片安放角下模型泵裝置進(jìn)水流道水力損失試驗(yàn)。試驗(yàn)執(zhí)行《離心泵、混流泵和軸流泵水力性能試驗(yàn)規(guī)范(精密級(jí))》(GB/T 18149—2000)和《水泵模型及裝置模型驗(yàn)收試驗(yàn)規(guī)程》(SL 140—2006)標(biāo)準(zhǔn)，每個(gè)葉片安放角的性能試驗(yàn)點(diǎn)不少于18點(diǎn)，臨界汽蝕余量的確定按流量保持常數(shù)，改變有效汽蝕余量至效率下降1%時(shí)確定。

4.3 測(cè)試結(jié)果

模型泵段試驗(yàn)測(cè)試了5個(gè)葉片安放角度(-2°、0°、2°、4°、6°)的能量性能和各葉片角度下不同流量點(diǎn)的汽蝕性能，將結(jié)果數(shù)據(jù)整理成水泵水力模型綜合特性曲線，如圖18所示。

圖18 水泵水力模型綜合特性曲線Fig.18 Pump water hydraulic model comprehensive characteristic curves

根據(jù)圖18水力模型的綜合特性曲線可知，泵裝置在葉片安放角0°下，設(shè)計(jì)工況下泵裝置效率達(dá)到74%，泵裝置最高效率為76.47%，高效區(qū)運(yùn)行范圍較寬；模型泵裝置最大運(yùn)行揚(yáng)程超過(guò)10 m，滿足泵站最大運(yùn)行揚(yáng)程7.78 m的運(yùn)行要求。模型泵裝置在葉片安放角0°下，設(shè)計(jì)靜揚(yáng)程附近汽蝕性能最優(yōu)，臨界必需汽蝕余量在9.0 m以下，滿足該泵站對(duì)汽蝕的運(yùn)行要求。如需要考慮閘門(mén)槽、涵洞的水力損失可以在水泵水力模型綜合特性曲線上保證流量相等，增加揚(yáng)程來(lái)確定葉片角度。

5 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)對(duì)比分析

將0°角的數(shù)據(jù)結(jié)果取出與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖19所示。試驗(yàn)測(cè)得進(jìn)水流道水力損失與數(shù)值模擬計(jì)算得出的進(jìn)水流道損失對(duì)比，得到對(duì)比曲線如圖20所示。

圖19 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比曲線Fig.19 Comparison of test results with numerical simulation results

圖20 進(jìn)水流道水力損失試驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)比曲線Fig.20 Comparison of hydraulic loss test and numerical simulation of inlet channel

根據(jù)圖19、20可知，針對(duì)模型泵裝置的外特性和進(jìn)水流道水力損失數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)相同、誤差較小，說(shuō)明針對(duì)模型泵裝置的數(shù)值優(yōu)化結(jié)果是可靠的。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果得到了相互驗(yàn)證，同時(shí)對(duì)比分析鐘型進(jìn)水流道內(nèi)流態(tài)穩(wěn)定，無(wú)漩渦產(chǎn)生，水泵運(yùn)行平穩(wěn)，說(shuō)明了對(duì)立式軸流泵裝置的數(shù)值優(yōu)化計(jì)算是準(zhǔn)確、可靠的。通過(guò)圖中也可以看出，數(shù)值模擬在大流量和設(shè)計(jì)工況預(yù)測(cè)較為準(zhǔn)確，在小流量工況的預(yù)測(cè)不理想，對(duì)比數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)誤差最大處不超過(guò)5%，能夠滿足工程的應(yīng)用，同時(shí)本文的優(yōu)化是基于設(shè)計(jì)工況進(jìn)行的，說(shuō)明數(shù)值模擬優(yōu)化合理、準(zhǔn)確、可靠。

6 結(jié)論

(1) 基于RNGk-ε紊流模型對(duì)鐘型進(jìn)水流道的立式軸流模型泵裝置進(jìn)行了數(shù)值優(yōu)化計(jì)算，通過(guò)模型試驗(yàn)對(duì)比分析，設(shè)計(jì)揚(yáng)程、預(yù)測(cè)揚(yáng)程與試驗(yàn)揚(yáng)程基本吻合，針對(duì)該泵站模型泵裝置的數(shù)值優(yōu)化結(jié)果是可靠的。

(2) 優(yōu)化后鐘型進(jìn)水流道水力損失由0.348 m降低到0.148 m，鐘型進(jìn)水流道出口流速均勻度由54.59%提高到93.35%;彎管式出水流道的水力損失由0.464 m降低到0.415 m，通過(guò)優(yōu)化性能得到了較大提升。進(jìn)水流道水力損失與出水流道水力損失比較相對(duì)較小，合理的出水流道型線是泵裝置性能高效的保證，出水流道的優(yōu)化需要考慮泵出口的實(shí)際流場(chǎng)。

(3) 通過(guò)優(yōu)化分析得出，鐘型進(jìn)水流道參數(shù)P2和P7對(duì)其水力特性的影響最為敏感，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該重點(diǎn)關(guān)注。

(4) 設(shè)計(jì)工況下泵裝置效率達(dá)到74%，泵裝置最高效率為76.47%，泵站設(shè)計(jì)靜揚(yáng)程處在高效區(qū)附近，高效區(qū)范圍較寬，能夠很好地實(shí)現(xiàn)泵站揚(yáng)程波動(dòng)運(yùn)行范圍內(nèi)的高效，降低泵站的年運(yùn)行費(fèi)用。按照數(shù)值模擬優(yōu)化預(yù)測(cè)，模型試驗(yàn)驗(yàn)證的方法為泵站的優(yōu)化設(shè)計(jì)作指導(dǎo)是準(zhǔn)確、可靠的。

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