孫晨光，王芳芳，高 昂，羅 潔，陸偉剛

（1.南京水利科學(xué)研究院 水文水資源與水利工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210029；2.揚(yáng)州大學(xué)，江蘇 揚(yáng)州 225009）

0 引言

泵站出水流道前承水泵導(dǎo)葉體，后啟泵站出水池，其作用是削減導(dǎo)葉出口水流旋轉(zhuǎn)能量，最大程度地回收水流的動(dòng)能。低揚(yáng)程泵站的出水流道設(shè)計(jì)形式主要包括直管式、虹吸式和箱涵式等，其中直管式出水流道結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，運(yùn)行維護(hù)方便，廣泛應(yīng)用于平原地區(qū)河網(wǎng)工程的低揚(yáng)程泵站［1-4］，其水力性能優(yōu)劣對(duì)泵站運(yùn)行效率及安全起著至關(guān)重要的影響［5，6］。在泵站設(shè)計(jì)過(guò)程中，當(dāng)水泵安裝高程低于出水池高程時(shí)，可以考慮采用底部上翹的直管式出水流道以減少開挖量。關(guān)于底部上翹式出水流道設(shè)計(jì)并沒(méi)有專門的規(guī)范指導(dǎo)，因此為確保出水流道設(shè)計(jì)的合理性，研究底部上翹角度對(duì)直管式出水流道水力性能的影響是十分必要的，研究成果對(duì)底部上翹式出水流道設(shè)計(jì)具有重要的參考意義。近年來(lái)國(guó)內(nèi)外的很多專家學(xué)者采用數(shù)值模擬［7-10］和物模試驗(yàn)［11-15］等方法開展了上翹式出水流道水流性能研究。顏紅勤等［16］采用CFD 軟件探討了不同型線設(shè)計(jì)對(duì)上翹式出水流道水力性能的影響，結(jié)果表明漸變段長(zhǎng)度對(duì)上翹式出水流道的水力損失和內(nèi)流流態(tài)有著決定性影響，漸變段越長(zhǎng)，出水流道的水力性能越優(yōu)異；周亞軍等［17］基于CFD 軟件對(duì)豎井貫流泵裝置進(jìn)行了全流道定常數(shù)值模擬，對(duì)比分析了平直管式和底部上翹式出水流道的水力性能，結(jié)果表明出水流道底部上翹角對(duì)出水流道綜合性能和工程土建投資存在影響；針對(duì)斜式軸流泵出水流道長(zhǎng)期存在的偏流問(wèn)題，王本宏等［18］采用數(shù)值模擬方法，闡釋了偏流形成的機(jī)理；顏士開［19］采用數(shù)值模擬和物模試驗(yàn)方法揭示了出水流道偏流的主要原因，并提出增設(shè)導(dǎo)流板能夠有效抑制偏流；謝麗華等［20］針對(duì)我國(guó)新引進(jìn)的斜15°軸流泵裝置進(jìn)行了水動(dòng)力特性試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明葉片角度較小時(shí)，泵裝置空化特性較優(yōu)，壓力脈動(dòng)相較常規(guī)立式軸流泵為大，出水流道流量分布不均；徐磊等［21，22］采用Fluent 軟件對(duì)大型斜式泵裝置進(jìn)行了數(shù)值模擬，提出了改變導(dǎo)流板形式、延長(zhǎng)中隔墩長(zhǎng)度等優(yōu)化措施，對(duì)出水流道偏流情況進(jìn)行糾正，改善了出水流道兩側(cè)水流分布不均的情況；陸偉剛等［23］采用物理模型試驗(yàn)方法，驗(yàn)證了豎井式進(jìn)水流道和底部上翹式出水流道的水力性能，預(yù)測(cè)了泵站實(shí)際運(yùn)行的綜合性能，結(jié)果表明該泵站的能量性能、汽蝕性能及飛逸特性良好，壓力脈動(dòng)在合理范圍內(nèi)。

目前關(guān)于上翹式出水流道的研究方向主要集中在內(nèi)流糾偏和型線調(diào)整，研究?jī)?nèi)容主要為出水流道的水力損失、壓力脈動(dòng)［24］等基礎(chǔ)水力性能指標(biāo)，對(duì)于底部上翹式出水流道的關(guān)注不足，缺乏對(duì)底部上翹角度影響的研究。因此本研究從底部上翹式出水流道切入，以通呂運(yùn)河大型低揚(yáng)程泵裝置為例［25］，進(jìn)行數(shù)值模擬，基于流道內(nèi)流流態(tài)、水力性能指標(biāo)、渦通量及流速均勻度的沿程分布特性，展開出水流道底部上翹角度的影響分析。由于直管式出水流道結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，流道體型設(shè)計(jì)類同，因此研究成果具有一定的代表性，對(duì)低揚(yáng)程泵站工程的直管式出水流道設(shè)計(jì)具有借鑒作用。

1 研究對(duì)象與方法

1.1 研究對(duì)象

本研究以通呂運(yùn)河大型低揚(yáng)程泵裝置為例，泵裝置立面圖示于圖1，平面圖示于圖2。該泵裝置設(shè)計(jì)流量為100 m3/s，設(shè)計(jì)揚(yáng)程為1.98 m，裝配貫流泵機(jī)組3 臺(tái)套，單泵設(shè)計(jì)流量Qn=33.3 m3/s，采用TJ04-ZL-07 號(hào)水力模型，葉輪直徑Dn=3.3 m，轉(zhuǎn)速nn=108 r/min。泵裝置采用豎井式進(jìn)水流道和直管式出水流道，順?biāo)鞣较蚩傞L(zhǎng)為38.8 m。

圖1 泵裝置立面圖（單位：mm）Fig.1 Pump unit elevation

圖2 泵裝置平面圖（單位：mm）Fig.2 Pump unit ichnography

1.2 研究方法

泵裝置內(nèi)部流場(chǎng)為三維不可壓縮黏性湍流流動(dòng)，控制方程采用連續(xù)性方程和Navier-Stokes 方程，由于不可壓縮湍流流動(dòng)的熱交換非常有限，因此不予考慮［26-28］。

數(shù)值模擬采用ANSYS CFX 19.2軟件求解方程組，選擇能夠更好地處理高曲率及大旋轉(zhuǎn)流動(dòng)的RNGk-ε模型使控制方程封閉。

RNGk-ε模型的湍動(dòng)能k方程與耗散率ε方程可以寫為［29］：

2 數(shù)值計(jì)算前處理

2.1 計(jì)算域設(shè)計(jì)

為方便數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以幾何比尺Lr=11 建立計(jì)算域示于圖3。如圖3 所示，順?biāo)髁鲃?dòng)方向依次為進(jìn)水池、進(jìn)水流道、葉輪、導(dǎo)葉體、出水流道及出水池，進(jìn)水池和出水池的長(zhǎng)度設(shè)置為10 倍的模型葉輪直徑，即10Dm，以保證水流穩(wěn)定充分地流動(dòng)。

圖3 模型泵裝置計(jì)算域Fig.3 Model pump device computational domain

模型泵裝置采用單臺(tái)套貫流泵機(jī)組，設(shè)計(jì)流量的換算公式為：

式中：下標(biāo)r為原模型泵裝置的比值；Qm為模型單泵設(shè)計(jì)流量，m3/s；Qn為原型單泵設(shè)計(jì)流量，m3/s。

2.2 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性分析

基于ICEM CFD 19.2軟件的分塊拓?fù)渚W(wǎng)格技術(shù)對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型為六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，ICEM 進(jìn)、出水流道網(wǎng)格質(zhì)量均在0.5 以上，葉輪和導(dǎo)葉體網(wǎng)格質(zhì)量均大于0.2，模型泵裝置中各部件y+值均大于20，能夠滿足選用RNGk-ε模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算的要求。各過(guò)流部件結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格示于圖4，各部件網(wǎng)格數(shù)量及節(jié)點(diǎn)數(shù)量如表1所示。

圖4 主要過(guò)流部件網(wǎng)格Fig.4 Grid of main overcurrent components

表1 泵裝置過(guò)流部件網(wǎng)格Tab.1 Pump unit wetted parts grid

選取葉片角度為0°、設(shè)計(jì)流量Qm工況下的泵裝置模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析，結(jié)果如圖5 所示。由圖5 可知，當(dāng)總網(wǎng)格數(shù)大于443 萬(wàn)個(gè)時(shí)，泵裝置揚(yáng)程變化相對(duì)誤差小于1%，綜合考慮計(jì)算效率和精度，采用網(wǎng)格總數(shù)為443 萬(wàn)個(gè)的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，能夠滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求。

圖5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析Fig.5 Mesh Independence Analysis

2.3 邊界條件

模型泵裝置數(shù)值計(jì)算的進(jìn)口邊界設(shè)置為進(jìn)水池進(jìn)口斷面，該斷面距離進(jìn)水流道進(jìn)口斷面足夠遠(yuǎn)，因此可以認(rèn)為該斷面流速為均勻分布，進(jìn)口邊界條件設(shè)置為“Total Pressure”，壓力設(shè)為0.101 MPa（1 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓）；出口邊界設(shè)置為出水池出口斷面，能夠保證出水流道出口斷面后部水流充分發(fā)展，出口邊界條件設(shè)置為“Mass Flow Rate”，流量值設(shè)置為設(shè)計(jì)流量Qm；進(jìn)水流道、出水流道、葉輪室、導(dǎo)葉室邊壁及進(jìn)出水池底壁均設(shè)置為靜止壁面，選用無(wú)滑移條件“Wall”，近壁面采用可伸縮壁面函數(shù)；葉輪部分設(shè)置為旋轉(zhuǎn)域，轉(zhuǎn)速為額定轉(zhuǎn)速nm，泵裝置其余部分設(shè)置為靜止域。采用“Stage”交界面?zhèn)鬟f動(dòng)靜交界面之間動(dòng)靜耦合的流動(dòng)參數(shù)［30，31］，除動(dòng)靜交界面外其他的交界面，即靜靜交界面，均采用“None”形式。

2.4 數(shù)?！锬Ｔ囼?yàn)外特性驗(yàn)證

在揚(yáng)州大學(xué)高精度泵站試驗(yàn)臺(tái)對(duì)模型泵裝置進(jìn)行物理模型試驗(yàn)，得到其試驗(yàn)外特性曲線［23，25］。泵裝置模型照片如圖6所示。

圖6 泵裝置模型試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.6 Pumping unit model test

對(duì)模型泵裝置進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，得到其計(jì)算外特性曲線。將試驗(yàn)、計(jì)算外特性曲線繪制于圖7。由圖7 可見(jiàn)，數(shù)值模擬計(jì)算的工況為Qm=0.295、0.285、0.275、0.265、0.255 m3/s，針對(duì)數(shù)值模擬的5 種計(jì)算工況，對(duì)模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行插值得到同工況下的揚(yáng)程、效率值。數(shù)據(jù)比對(duì)后發(fā)現(xiàn)，泵裝置揚(yáng)程的差值在0.1 m 以內(nèi)，泵裝置效率的差值在2%以內(nèi)。數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的外特性曲線較為接近且具有相同的變化趨勢(shì)，故認(rèn)為數(shù)值模擬所采用的計(jì)算方法能夠準(zhǔn)確地模擬泵裝置的內(nèi)流流動(dòng)，有效保證計(jì)算結(jié)果的可靠性。

圖7 數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)外特性比較Fig.7 Comparison of external characteristics between numerical simulation and model test

3 結(jié)果與分析

3.1 水力性能指標(biāo)

為定量衡量出水流道的水力性能，采用泵裝置效率、出水流道水力損失作為基礎(chǔ)水力性能指標(biāo)，引入壓力恢復(fù)系數(shù)反映出水流道的動(dòng)能回收情況，兩相結(jié)合評(píng)價(jià)出水流道的水力性能。

（1）泵裝置效率。泵裝置效率為輸入軸功率與輸出軸功率的比值，其計(jì)算公式為：

式中：η為泵裝置效率，%；ρ為流體密度，g/cm3；g為重力加速度，m/s2；H為泵裝置揚(yáng)程，m；P為輸入軸功率，kW。

（2）出水流道水力損失?；诓匠?，水力損失的計(jì)算公式為：

式中：h為出水流道水力損失，m；Pout為出水流道進(jìn)、出口斷面總壓之差，Pa。

（3）壓力恢復(fù)系數(shù)。壓能為斷面的壓力勢(shì)能，其數(shù)值為壓力與液體重度的比值。壓力恢復(fù)系數(shù)ζ定義為出水流道出口斷面壓能與進(jìn)口斷面壓能的比值，數(shù)值越接近100%，出水流道的動(dòng)能回收率越高。壓力恢復(fù)系數(shù)的計(jì)算公式為：

式中：ζ為壓力恢復(fù)系數(shù)，%；Eout為出水流道出口壓能，m；Ein為出水流道進(jìn)口壓能，m。

3.2 底部水平式出水流道水力性能分析

出水流道底部上翹角度如圖8 所示，原方案出水流道為底部水平式，θ=0°。圖9 為θ=0°設(shè)計(jì)工況下的出水流道流場(chǎng)圖。由圖9可知，設(shè)計(jì)流量工況高速區(qū)主要集中在葉輪段，流出葉輪段后流速迅速降低，在出水流道中后段流速逐漸趨于穩(wěn)定；葉輪段水流流線為逆時(shí)針偏轉(zhuǎn)，與葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)的方向一致，水流經(jīng)過(guò)導(dǎo)葉調(diào)整后流線的彎曲程度降低，但在出水流道前部仍存在紊亂流線，該部分紊亂流線延續(xù)至出水流道中后部，出水流道后部水流經(jīng)過(guò)擴(kuò)散調(diào)整流線逐漸順直，直至出口斷面。

圖8 底部上翹角度示意圖Fig.8 Diagram of the upturned angle of the bottom

圖9 θ=0°出水流道流場(chǎng)圖Fig.9 Flow field diagram of outlet flow channel（θ=0°）

由于葉輪的高速旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)葉出口水流仍挾攜部分剩余環(huán)量，導(dǎo)致水流以螺旋狀流入出水流道，產(chǎn)生“貼壁效應(yīng)”，使出水流道前部的斷面流速呈現(xiàn)四周大，中間小的“靶狀”分布，“貼壁效應(yīng)”范圍從出水流道進(jìn)口至1號(hào)閘門前段；水流從進(jìn)水流道進(jìn)口斷面至出口斷面，流速逐漸降低。

根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，結(jié)合公式（4）、（5）、（6）求解得到，θ=0°出水流道的壓力恢復(fù)系數(shù)為95.50%，水力損失為0.339 m，泵裝置效率為71.65%。分析可知，出水流道動(dòng)能回收率較高，水力損失較大，占設(shè)計(jì)揚(yáng)程的17.1%，泵裝置效率一般，有繼續(xù)提升的空間。

3.3 底部上翹式出水流道水力性能分析

為了改善θ=0°出水流道的水流流態(tài)，探討不同底部上翹角度對(duì)出水流道水力性能的影響，設(shè)置6 檔底部上翹角度θ，分別為0.5°、1.0°、1.5°、2.0°、3.5°、5.5°。

根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，選取θ=1.5°和θ=5.5°作為典型方案，繪制流場(chǎng)圖示于圖10。由圖10（a）可知，θ=1.5°出水流道內(nèi)流流線較θ=0°無(wú)明顯變化，流速分布相近，需展開進(jìn)一步的定量分析；由圖10（b）可知，θ=5.5°出水流道中部存在大尺度漩渦，水流流動(dòng)條件惡劣，流態(tài)較差。

圖10 底部上翹式出水流道流場(chǎng)圖Fig.10 Flow field diagram of bottom upturned outlet channel

圖11 上翹角度與水力性能關(guān)系Fig.11 Relationship between upturn angle and hydraulic performance

隨著出水流道底部上翹角度的增大，泵裝置效率與壓力恢復(fù)系數(shù)均呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì)，水力損失則與之相反，即當(dāng)出水流道的動(dòng)能回收率提升、水力損失降低時(shí)，有利于泵裝置運(yùn)行效率的提高。當(dāng)?shù)撞可下N角度為1.5°時(shí)，出水流道水力損失和動(dòng)能損失最低，泵裝置效率最高，水力性能最為優(yōu)異。

3.4 沿程渦通量分布

由于導(dǎo)葉體無(wú)法完全消除水流的旋轉(zhuǎn)能量，因此出水流道進(jìn)口水流仍挾攜部分剩余旋轉(zhuǎn)動(dòng)能。文獻(xiàn)［32］中提出導(dǎo)葉體出口水流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度可用通過(guò)導(dǎo)葉體出口斷面的渦通量φ定量表示，計(jì)算公式為：

式中：Ω為速度矢量的旋度（Ω=rotv），s-1；v為速度矢量，m/s；S為導(dǎo)葉出口面積，m2。

將該公式應(yīng)用于出水流道的渦通量計(jì)算，即出水流道斷面渦通量的計(jì)算公式為：

式中：φout為出水流道的斷面渦通量m2/s；Ωout為斷面速度矢量的平均旋度，s-1；Sout為出水流道斷面面積，m2。

勃列日涅夫時(shí)期，政治體制倒退，使得蘇聯(lián)在斯大林時(shí)期就存在的“特權(quán)階層”進(jìn)一步擴(kuò)大與穩(wěn)定，這一階層的人思想更趨僵化，這也成為阻礙整個(gè)體制改革的一個(gè)重要因素。

通過(guò)式（8）計(jì)算出水流道斷面的渦通量，以渦通量定義該斷面水流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度。由圖9、圖11 可知“貼壁效應(yīng)”的范圍主要集中于出水流道進(jìn)口至1 號(hào)閘門前段，因此選取該范圍為出水流道渦通量的計(jì)算斷面區(qū)域，設(shè)其總長(zhǎng)度為1，沿軸向10 等分，即出水流道進(jìn)口L=0，1號(hào)閘門前段L=1。

根據(jù)公式（8）計(jì)算得到出水流道前段沿程渦通量示于圖12。由圖12 知，出水流道水流從進(jìn)口至1 號(hào)閘門前段經(jīng)歷了4個(gè)階段：

圖12 上翹角度與渦通量關(guān)系Fig.12 Relationship between upturn angle and eddy flux

第一階段為入流階段（L=0），同樣的入流條件下，底部上翹角度越大，水流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度亦越大。

第二階段為紊流階段（L=0.1～0.2），該階段各角度渦通量基本保持一致，差異較小。分析其原因?yàn)樵搮^(qū)域水流流態(tài)不佳，水流之間相互碰撞導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)能量的消散。

第三階段為變流階段（L=0.3～0.8），不同底部上翹角度的渦通量在該階段出現(xiàn)較大差異。從L=0.3 至L=0.8 區(qū)域，水流的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度仍為下降趨勢(shì)，但旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度的降幅及下降速率存在差異，其中θ=1.5°旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度降幅最為明顯，降幅達(dá)到5.28 m2/s，下降速率亦最快，出水流道對(duì)水流旋轉(zhuǎn)的調(diào)整作用有所體現(xiàn)；θ=0°則基本保持了和前兩個(gè)階段相同的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度降幅，流道對(duì)水流旋轉(zhuǎn)的優(yōu)化較為一般；θ=5.5°則出現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度降幅放緩的情況，這表明底部上翹角度過(guò)大時(shí)，流道對(duì)水流呈現(xiàn)負(fù)優(yōu)化的趨勢(shì)。

第四階段為歸流階段（L=0.9～1.0），在L=0.9位置時(shí)，各角度渦通量歸為一致（φout約為3.0 m2/s）。在該階段，出水流道對(duì)水流旋轉(zhuǎn)的調(diào)整作用逐步消失，出水流道內(nèi)流流動(dòng)方向從周向主導(dǎo)轉(zhuǎn)為軸向主導(dǎo)，水流平順，渦通量的變幅亦逐漸減小。

3.5 流速均勻度分布

在出水流道前段，水流的高強(qiáng)度旋轉(zhuǎn)流動(dòng)導(dǎo)致流速的“靶向分布”，因此其旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度是判斷水流流動(dòng)狀態(tài)的主要參數(shù)。而在出水流道后段，水流旋轉(zhuǎn)能量已經(jīng)以水力損失的形式耗散，此時(shí)水流流向逐漸歸于軸向，旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度較弱，故對(duì)出水流道后段流態(tài)的評(píng)判主要取決于典型斷面流速分布的均勻程度。

選取1 號(hào)閘門斷面（剖面1）、2 號(hào)閘門斷面（剖面2）及出水流道出口斷面（剖面3）計(jì)算各斷面軸向流速均勻度，計(jì)算公式為：

式中：Vu為斷面軸向流速均勻度，%；Vm為斷面平均軸向流速，m/s；Vmi為斷面各單元的軸向流速，m/s；nj為斷面上的計(jì)算單元數(shù)，個(gè)。

各方案斷面軸向流速均勻度示于圖13。由圖13 可知，各方案從斷面1 至斷面3 的軸向流速均勻度均逐漸增大，增幅亦逐漸擴(kuò)大。這表明不同的底部上翹角度對(duì)出水流道后段水流流速分布均具有正向調(diào)整作用，但作用強(qiáng)弱有所不同。

圖13 上翹角度與流速均勻度關(guān)系Fig.13 Relationship between upturn angle and flow rate uniformity

隨著底部上翹角度的增大，出水流道的流速均勻度呈先增大后減小的趨勢(shì)，當(dāng)?shù)撞可下N角度為1.5°時(shí)流速均勻度最高，水流可以以最佳的狀態(tài)流出出水流道，出口斷面流速均勻度為66.35%。當(dāng)上翹角度過(guò)大時(shí)，出水流道對(duì)軸向流速的調(diào)整則較為乏力，流道內(nèi)水流狀態(tài)不佳，出水流道出口斷面流速均勻度僅為42.75%。

4 結(jié)論

（1）以通呂運(yùn)河泵站為例，采用ANSYS CFX 對(duì)不同底部上翹角度的直管式出水流道進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，結(jié)果表明存在底部上翹角度的最優(yōu)閾值，為1.5°。采用閾值角度的底部上翹式出水流道，能夠保持水流流動(dòng)的穩(wěn)定性，提高水力性能，增強(qiáng)其內(nèi)流調(diào)整作用。

（2）隨著出水流道底部上翹角度的增大，出水流道的水力性能呈先優(yōu)后劣的變化趨勢(shì)，當(dāng)?shù)撞可下N角度為1.5°時(shí)，泵裝置效率為72.41%，出水流道水力損失為0.315 m，壓力恢復(fù)系數(shù)為96.4%，此時(shí)出水流道的水力性能達(dá)到最優(yōu)。

（3）出水流道前段渦通量變化分為4 個(gè)階段，分別為入流、紊流、變流及歸流階段，其中變流階段是出水流道對(duì)旋轉(zhuǎn)水流調(diào)整作用的顯現(xiàn)，當(dāng)?shù)撞可下N角度為1.5°時(shí)，變流階段水流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度降幅明顯，為5.28 m2/s。

（4）各底部上翹角度出水流道的后段流速均勻度均呈上升態(tài)勢(shì)，當(dāng)?shù)撞可下N角度為1.5°時(shí)，出水流道后段流速均勻度的增幅最大，為21.41%，出水流道出口流速均勻度亦最大，為66.35%。

（5）直管式出水流道結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，設(shè)計(jì)形式具有高度的相似性，數(shù)值模擬結(jié)果表明直管式出水流道存在最佳的底部上翹角度，采用適宜的底部上翹角度能夠提高直管式出水流道的水流性能，是合理可行的出水流道設(shè)計(jì)形式，值得在低揚(yáng)程泵站中推廣應(yīng)用。