錢忠裕，周曉潤，焦海峰，夏珠峰，陳松山

（揚州大學(xué)電氣與能源動力工程學(xué)院，江蘇揚州 225127）

0 引 言

中國南方水系復(fù)雜，地勢低洼，在雨季來臨時極易發(fā)生洪澇災(zāi)情，大型排澇泵站的穩(wěn)定運行對百姓的生命財產(chǎn)安全和生產(chǎn)經(jīng)營活動起著不可或缺的保護作用。南方大型低揚程泵站的形式多以立式、斜式、貫流式最常見，如浙江毛漾蕩泵站、廣東沙井河泵站、蕪湖市峨溪河排洪新站等0～2 m 特低揚程泵站一般選用豎井貫流形式，這種形式因開挖深度淺、水平臥式結(jié)構(gòu)簡單可靠、水力性能優(yōu)異等特點而被廣泛應(yīng)用。

目前針對豎井貫流泵裝置的研究多集中在進出水流道的型線設(shè)計、模型試驗、葉片流固耦合研究及水力特性分析方面。周春峰［1］、周亞軍［2］、孫衍［3］使用CFD 方法研究了豎井進水流道內(nèi)外型線對進水流道水力性能的影響，并給出了設(shè)計建議；陳松山［4］等人針對豎井進水流道提出了規(guī)則化設(shè)計方法，運用CFD 計算和試驗的方式驗證了這一方法的實用性；孟凡［5］等人研究了雙向豎井貫流泵站導(dǎo)葉安裝位置對泵裝置正反運行性能的影響；劉君［6］等人使用Fluent計算分析了前置、后置豎井貫流裝置的內(nèi)部流動特性，得出了前置豎井貫流泵裝置效率和流態(tài)均優(yōu)于后置豎井的結(jié)論。唐學(xué)林［7］等人使用單向流固耦合計算了葉片在不同工況下的靜應(yīng)力和形變量，找到了最大應(yīng)力和形變量出現(xiàn)的位置。張德勝［8］等人使用單向流固耦合方法分析了葉輪瞬態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力與形變的變化規(guī)律。

以某豎井貫流泵裝置為研究對象，對進出水流道和前導(dǎo)葉幾何參數(shù)進行基于CFD 數(shù)值計算的優(yōu)化，并通過模型試驗驗證計算結(jié)果的可靠性，相關(guān)結(jié)論對豎井貫流泵站的流道優(yōu)化設(shè)計具有重要的參考價值。

1 泵站基本參數(shù)及流道優(yōu)化目標(biāo)

1.1 泵站基本參數(shù)

某豎井貫流泵站葉輪直徑D=2 900 mm，葉片數(shù)為3，導(dǎo)葉數(shù)為6，設(shè)計轉(zhuǎn)速n=85 r/min，設(shè)計流量Q=20 m3/s，進水流道進口寬度Bj=7 400 mm，高度Hj=4 000 mm，出水流道最大寬度Bc=5 500 mm，高度Hc=4 000 mm。泵站運行特征揚程：設(shè)計揚程0.85 m；最大揚程1.98 m；最小揚程0.30 m。

1.2 進水流道優(yōu)化目標(biāo)

泵站進水流道起著將水流平順均勻引入葉輪室的作用，進水流道的水力優(yōu)化設(shè)計需要滿足以下要求：①流道水力損失盡量低；②滿足較好水泵進口入流條件；③進水流道流態(tài)良好，不發(fā)生脫流等不良流態(tài)。為定量地評價前兩點要求，現(xiàn)引入3 個優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)：

（1）流道出口的軸向流速分布均勻度vu［9］：

（2）流道出口平均入流角θ［9］：

式中：vu為出口斷面軸向流速分布均勻度；θ為出口水流速度加權(quán)平均角，（°）；?為出口斷面上平均軸向流速，m/s；Vti為出口斷面計算單元的切向速度，m/s；Vai為出口斷面計算單元的軸向速度，m/s；n為出口斷面上計算單元數(shù)。

（3）水力損失Δh：

式中：Pin，ave為流道進口面平均總壓，Pa；Pout，ave為流道出口面平均總壓，Pa；ρ為水體密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2。顯然，當(dāng)vu=100%、θ=90°時，水泵進口入流條件最優(yōu)。

1.3 出水流道優(yōu)化目標(biāo)

對低揚程泵站而言，出水流道的水力損失是影響水泵裝置效率關(guān)鍵因素，對出水流道水力優(yōu)化的目標(biāo)包括有：①出水流道水流在逆壓力梯度下擴散均勻，不出現(xiàn)回流脫流等不良流態(tài)；②水力損失盡可能小。

2 研究對象及計算方法

2.1 研究對象

以某豎井貫流泵站為研究對象，為真實地模擬進出水流道的流動狀況，將進、出水流道的水池延伸一定長度，并將原型流道尺寸按照比例縮小至模型尺寸進行建模，如圖1所示，整體計算域包括：進水延長段、閘門槽、前置式豎井進水流道、前導(dǎo)葉、泵段、出水流道和出水延長段。

圖1 整體計算域Fig.1 Thewholecomputational domain

2.2 網(wǎng)格劃分與無關(guān)性檢查

進水流道、出水流道使用PTC-Creo進行建模，ICEM 劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量均在0.4以上，葉輪和導(dǎo)葉在TurboGrid中劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，泵裝置整體拼裝網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 豎井貫流泵裝置網(wǎng)格Fig.2 Thegridofshaft tubular pump unit

共計算了7 組不同網(wǎng)格數(shù)量的泵裝置，泵裝置揚程與網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系如圖3 所示。計算結(jié)果表明，當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)達到350萬后裝置揚程不再發(fā)生明顯變化，綜合考慮計算效率和精度，最終確定網(wǎng)格數(shù)為350萬個。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.3 Gridindependenceverification

2.3 邊界條件設(shè)置

基于不可壓縮流體連續(xù)性方程、雷諾時均N-S 方程和SSTk-ω湍流模型進行數(shù)值計算。

將距離進水流道進口足夠遠(yuǎn)的斷面設(shè)置為泵裝置進口邊界，邊界類型采用質(zhì)量流量進口；將距離出水流道出口足夠遠(yuǎn)的斷面設(shè)置為泵裝置出口邊界，邊界類型采用壓力出口；進水池與出水池的自由液面設(shè)置為對稱面；旋轉(zhuǎn)葉輪域與進水流道出口、導(dǎo)葉域進口的兩個動靜交界面采用周向速度平均的Stage模型，其余交界面均采用None模型。

3 進出水流道設(shè)計方案

針對豎井進水流道，在該泵站原方案（JS1）的基礎(chǔ)上，就豎井尾端距葉輪中心的距離設(shè)計了3個方案，其中JS1、JS3方案豎井末端尖角距葉輪中心3 360 mm，JS2 方案豎井末端尖角距葉輪中心2 700 mm，JS4方案豎井末端尖角距葉輪中心3 030 mm，JS4 方案對進水流道尾部上下收縮型線進行了優(yōu)化。進水方案設(shè)計如圖4所示。

圖4 豎井進水流道方案比較Fig.4 Comparisonofshaftinletpassageschemes

出水流道則在原方案基礎(chǔ)上考慮不同擴散角對流動影響，設(shè)計了3 個不同擴散角方案：CS1 單邊擴散角7.74°；CS2 單邊擴散角5.73°；CS3單邊擴散角4.52°。出水方案設(shè)計如圖5所示。

圖5 出水流道方案比較Fig.5 Comparison of outlet passage schemes

4 進出水流道計算結(jié)果分析

4.1 進水流道計算結(jié)果

從計算結(jié)果中提取進水流道出口斷面的速度數(shù)據(jù)，計算得到流速分布均勻度vu和平均入流角θ，圖6 和圖7 結(jié)果表明：進水流道出口流速度均勻度均隨流量增加緩慢增大，并趨于穩(wěn)定，JS3 各個流量下的流速分布均勻度最優(yōu)，設(shè)計流量下達到93.6%，比JS4 高出1.7%，豎井兩側(cè)水流在豎井末端重新匯聚，豎井末端距葉輪中心越遠(yuǎn)，水流過渡越充分，因此出口斷面的流速均勻度越高；4 個進水流道方案出口處的平均入流角非常接近，整體差距不大，JS2 各個流量下的平均入流角最優(yōu)，最高達87.42°，比JS1高出0.27°。

圖6 進水流道出口斷面的軸向流速分布均勻度Fig.6 Axial velocity distribution uniformity at outlet section of inlet passage

圖7 進水流道出口斷面的平均入流角Fig.7 Velocity-weighted averaged swirl angle at outlet section of inlet passage

從圖8 水力損失特性來看，JS1 方案豎井尺寸與JS3 方案一致，其方變圓型線過渡距離比JS3 多660 mm，在同一斷面上JS1的濕周長度要大于JS3，因此JS1流道外輪廓表面積大于JS3，所以JS1損失比JS3略大，這表明豎井進水流道修圓型線對損失有影響；JS1、JS2 兩個方案僅存在豎井尾部的區(qū)別，JS2 的豎井尾部比JS1細(xì)長，二者水力損失特性幾乎一致，這表明豎井尖長尾部的形式對水力損失影響很小；JS4 上下收縮段型線過渡較突兀，水流沖擊時能量損耗更大，所以水力損失最大。

圖8 進水流道損失特性圖Fig.8 Hydraulic loss of inlet channel

進水流道各個方案內(nèi)部流線順滑，未發(fā)生脫流回流現(xiàn)象，流線如圖9所示。綜合考慮流道出口斷面的水泵入流條件和流道水力損失，確定JS3方案作為最終使用方案。

圖9 進水流道內(nèi)部流線Fig.9 Internal streamline of inlet channel

4.2 出水流道計算結(jié)果

對出水流道3個方案分別計算3個工況，水力損失如表1所示，出水流道中間水平剖面的速度云圖如圖10所示。分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)：隨著單邊擴散角變大，水流在逆壓力梯度下的擴散流動變得不穩(wěn)定，兩側(cè)局部壁面明顯脫流，造成水力損失增加；從導(dǎo)葉體出來的水流仍存在旋轉(zhuǎn)運動，在旋轉(zhuǎn)離心力作用下水流自然向四周擴散，導(dǎo)水帽后形成條狀的低速區(qū)，單邊擴散角越大，低速區(qū)越大。從流態(tài)和損失特性綜合來看，采用CS3 方案是最佳選擇。

圖10 出水流道剖面速度云圖Fig.10 Velocity nephogram of outlet channel section

表1 出水流道水力損失Tab.1 Hydraulic loss of outlet channel

5 前導(dǎo)葉優(yōu)化

5.1 前導(dǎo)葉方案

豎井貫流泵站電機安裝在豎井當(dāng)中，通過齒輪箱減速來驅(qū)動水泵軸，水泵軸水平放置且跨度較長，需要在中間加裝前導(dǎo)葉支撐結(jié)構(gòu)，但其作為過流部件會對泵裝置的性能產(chǎn)生影響，為確定合適的前導(dǎo)葉尺寸與安裝位置，改變前導(dǎo)葉出口距葉輪中心的距離與前導(dǎo)葉長度設(shè)計出5 個方案，方案參數(shù)和示意圖分別如表2，圖11所示。

表2 前導(dǎo)葉方案參數(shù) mmTab.2 Front guide vane scheme parameters

圖11 前導(dǎo)葉位置尺寸示意圖Fig.10 Position and dimension diagram of front guide vane

5.2 帶前導(dǎo)葉的泵裝置計算結(jié)果分析

在優(yōu)選得到的進出水流道基礎(chǔ)上，對4 個前導(dǎo)葉方案分別計算了設(shè)計工況（214.03 L/s）與小流量工況（171.22 L/s）下的泵裝置，提取進水流道出口斷面的數(shù)據(jù)，根據(jù)式（1）、式（2）和式（3）分別求出軸向流速分布均勻度vu、流道出口平均入流角θ和進水流道損失Δh；泵裝置外特性計算公式如下：

（1）揚程H：

式中：Pout，ave為泵裝置出口面平均總壓，Pa；Pin，ave為泵裝置進口面平均總壓，Pa；ρ為水體密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2。

（2）效率η：

式中：T為葉片所受扭矩，N·m；ω為葉輪轉(zhuǎn)速，rad/s。

從分析得到的泵裝置特性結(jié)果表3 可以看出：無前導(dǎo)葉方案泵裝置無論是揚程、效率，還是進水流道損失、出口的流速均勻度均優(yōu)于其他增設(shè)前導(dǎo)葉的方案，這表明前導(dǎo)葉會降低進水流道水力性能；隨著前導(dǎo)葉長度的增加，進水流道出口斷面的流速均勻度逐漸下降，損失也逐漸增加；圖12 前導(dǎo)葉span=0.5處流速分布表明：水流流經(jīng)前導(dǎo)葉后延伸出條狀低速區(qū)，導(dǎo)葉出口越接近葉輪進口交界面，低速區(qū)對其影響越大，流速均勻度下降；所有計算方案均為直導(dǎo)葉，因此加權(quán)入流角并沒有發(fā)生明顯變化。對于泵裝置而言，由于泵站設(shè)計揚程很低，增加的損失雖小但也會使裝置效率下降1%左右，出于裝置整體性能的考慮，采用FA1前導(dǎo)葉方案。

表3 帶前導(dǎo)葉的裝置特性Tab.3 Device characteristics with front guide vane

6 模型試驗驗證

為驗證數(shù)值模擬結(jié)果的可信度，將優(yōu)選的進水流道JS3 方案、出水流道CS3方案、前導(dǎo)葉FA1方案與模型泵進行泵裝置模型試驗驗證，流道使用Q235 鋼板按照縮小后的方案焊接制作，焊縫平整光滑。試驗臺為閉式循環(huán)系統(tǒng)，測試系統(tǒng)有500N·mJC1A 扭矩轉(zhuǎn)速測量儀、DN400 L-mag 電磁流量計、EJA 系列壓差傳感器等設(shè)備，測試信號由NI 數(shù)據(jù)采集卡轉(zhuǎn)換傳輸，再配合Labview 進行實時采樣與顯示。安裝在試驗臺的泵裝置如圖12所示。

圖12 前導(dǎo)葉span=0.5處流速分布Fig.12 Velocity distribution at span=0.5 of front guide vane

試驗嚴(yán)格按照《水泵模型及裝置模型驗收試驗規(guī)程》（SL140-2006）標(biāo)準(zhǔn)執(zhí)行。數(shù)據(jù)采集前，模型泵在額定工況點運轉(zhuǎn)10 min，檢查試驗臺系統(tǒng)的密封、噪聲和振動狀況，排除循環(huán)系統(tǒng)中游離氣體，確保能量特性試驗在無空化條件下進行。將試驗測得的葉片角0°時的泵裝置Q-H和Q-η曲線與數(shù)值計算結(jié)果進行比對，由圖13 分析可知：在設(shè)計流量Q=214.03 L/s 下，CFD 計算揚程為0.89 m，效率為71.44%；實驗揚程為0.86 m，效率為69.21%。揚程相對偏差為3.49%，效率相對偏差為3.22%，其他工況下?lián)P程相對偏差也均小于5%，這表明數(shù)值計算結(jié)果是可靠的。

圖13 豎井貫流模型泵裝置試驗Fig.13 The experiment ofshaft-well tubular pump unit

7 結(jié) 語

對豎井尾部距葉輪中心距離、上下收縮型線，出水流道單邊擴散角，前導(dǎo)葉位置及尺寸進行方案設(shè)計與數(shù)值計算選優(yōu)，得到以下結(jié)論。

（1）豎井尾部距葉輪中心的距離對進水流道水力損失和出口斷面加權(quán)入流角影響不大，但隨著距離的減小，出口斷面的流速均勻度會下降。

（2）豎井進水流道末端的上下收縮型線應(yīng)過渡平滑，以保證水力損失盡量小。

圖14 試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果對比Fig.14 Comparison of test and CFD results

（3）出水流道單邊擴散角不宜大于4.52°，否則兩側(cè)壁面易出現(xiàn)脫流現(xiàn)象，同時流道中會產(chǎn)生較大面積的條狀低速區(qū)。

（4）前導(dǎo)葉會使泵裝置效率下降1%左右；直導(dǎo)葉出口離葉輪中心越近，進水流道出口的流速均勻度會小幅降低；直導(dǎo)葉越長，其水力損失也就越大。