高傳昌,高余鑫,董旭敏,高志鍇

(1.華北水利水電大學能源與動力工程學院,河南 鄭州 450045; 2.河南省水利勘測設(shè)計研究有限公司,河南 鄭州 450016)

簸箕形進水流道形狀綜合了肘形和鐘形進水流道的特點,其高度較肘形流道低,寬度沒有鐘形流道那樣要求嚴格,具有流道形狀簡單、施工容易、可有效防止旋渦產(chǎn)生的優(yōu)點,于20世紀90年代初在上海郊區(qū)首次將簸箕形進水流道用于小型泵站的節(jié)能技術(shù)改造,江蘇劉老澗泵站是首次采用這種形式進水流道的大型泵站[1].簸箕形進水流道作為一種新型的流道形式,已在東河和洋關(guān)泵站青山湖泵站[2]、大寧調(diào)蓄泵站[3]、新洲老泵站改造[4]和新灘口泵站改造[5]等工程中得到了應(yīng)用.

《泵站設(shè)計標準》(GB 50265—2022)中給出了肘形和鐘形2種進水流道的主要尺寸設(shè)計標準,同時也給出了中國部分泵站肘形進水流道主要尺寸匯總表,簸箕形進水流道給出了美國國家標準推薦的簸箕形進水流道的吸水室尺寸,供設(shè)計參考[6].

許多學者對影響簸箕形進水流道水力性能的體型及其幾何參數(shù)進行了數(shù)值模擬和模型試驗.陸林廣等[7]優(yōu)化水力計算了簸箕形進水流道的幾何參數(shù),得到了優(yōu)化后簸箕形進水流道幾何參數(shù)設(shè)計值.李四海等[8]運用三維湍流數(shù)值模擬方法,就半圓形的簸箕形和漸縮式的簸箕形進水流道形式對水力性能的影響進行了研究,結(jié)果表明,大流量工況下,半圓形的簸箕形進水流道的水力性能穩(wěn)定性稍優(yōu)于漸縮式的簸箕形進水流道.成立等[9]對簸箕形進水流道內(nèi)部流態(tài)進行了數(shù)值模擬和試驗研究,得到了簸箕形進水流道內(nèi)部流動規(guī)律,提出了簸箕形進水流道的控制參數(shù).高傳昌等[10]對不同簸箕形進水流道進口收縮段寬度下的流道水流流態(tài)進行了數(shù)值模擬,結(jié)果表明,漸擴式簸箕形進水流道的水流流態(tài)略優(yōu).鄭云浩等[11]采用正交試驗法對簸箕形進水流道的后壁距、喇叭口直徑、吸水箱高度和簸箕形底板傾角4個因素的9種設(shè)計方案進行數(shù)值模擬,結(jié)果表明,在泵裝置效率和揚程的4個影響因素中,喇叭口直徑最為顯著.陸林廣等[12]采用數(shù)值計算和模型試驗方法分別對肘形、鐘形和簸箕形進水流道的水流流態(tài)和水力性能進行了研究,結(jié)果表明,3種進水流道都可為水泵葉輪室進口提供良好的進水流態(tài),但流道水力損失差別較大,簸箕形進水流道水力損失大于肘形進水流道且小于鐘形進水流道.付強等[13]對設(shè)計具有相同進出口尺寸的肘形和簸箕形進水流道的水流流態(tài)和水力損失進行了數(shù)值計算,結(jié)果表明,肘形進水流道的水力損失比簸箕形進水流道小.葛強等[14]對設(shè)有肘形、鐘形和簸箕形進水流道的3種泵裝置的流道損失進行了試驗和數(shù)值模擬,得到了簸箕形進水流道的水力損失最小的結(jié)果.王亦曉等[15]對4種不同長度的隔墩及后壁距的方案進行數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)長的隔墩和小的后壁距可分別改善喇叭口不同位置的壓力脈動情況.

上述研究是在設(shè)計流量下,就簸箕形進水流道的主要控制參數(shù)對水力性能的影響進行了分析,然而主要控制參數(shù)在不同流量下對水力性能的影響研究甚少.文中結(jié)合黃河下游邢家渡引黃閘前泵站增容改造工程,針對所選的主要控制參數(shù)對簸箕形進水流道水力性能的影響進行數(shù)值模擬,分析不同流量下主要控制參數(shù)對流道水流流態(tài)和水力損失的影響,提出簸箕形進水流道主要控制參數(shù)與流道水力性能之間的關(guān)系,為工程應(yīng)用提供技術(shù)依據(jù).

1 工程概況

邢家渡灌區(qū)位于黃河下游濟南市西北部,是濟南市最大的引黃灌區(qū)和重要的糧棉生產(chǎn)基地.2015年在引黃閘前建設(shè)了一座裝有4臺設(shè)計流量為7.5 m3/s的潛水軸流電泵的提水泵站,但仍不能滿足灌區(qū)的用水要求.為此,于2017年提出在不改變泵站進水前池、進水閘室和泵房主體結(jié)構(gòu)的前提下,對邢家渡引黃閘前泵站進行增容改造,采用4臺設(shè)計流量為12.5 m3/s的潛水軸流電泵和封閉式進水流道的進水結(jié)構(gòu).

泵站主要由結(jié)構(gòu)不變的進水前池和進水閘室以及簸箕形進水流道、機組和出水池5部分組成.進水前池設(shè)計進水位為23.0 m,最低進水設(shè)計水位為21.7 m.泵站進水前池的長度、寬度、高度分別為35.00,21.60,11.13 m;4個相同進水閘室長度、寬度、高度分別為4.50,4.50,11.83 m;進水前池、進水閘室和泵房的底板高程均為18.17 m.

2 進水流道控制參數(shù)和性能判別準則

2.1 控制參數(shù)

簸箕形進水流道由反弧式進口段、簸箕形吸水室和喇叭管等3部分組成[1].簸箕形進水流道的主要控制參數(shù)為葉輪中心高度Hw;反弧式進口段幾何參數(shù):流道高度Hj、流道寬度Bj、流道長度XL;簸箕形吸水室?guī)缀螀?shù):吸水室高度HB、后壁距XT和寬度變化特征值Bs等;喇叭管的幾何參數(shù):喇叭管進口直徑DL、喇叭管高度HL和喇叭管內(nèi)側(cè)輪廓線型等.控制參數(shù)如圖1所示.

圖1 簸箕形進水流道控制參數(shù)示意圖

計算僅對Hj,XL,HB,DL以及反弧式進口段底面傾角β等5個控制參數(shù)進行數(shù)值模擬.控制參數(shù)數(shù)值模擬方案見表1,D0為模型葉輪直徑;方案5流道上邊線形線為直線,其他方案流道上邊線形線為曲線;方案20喇叭管的母線形線為圓弧,其他方案喇叭管的母線形線采用1/4橢圓弧.

表1 控制參數(shù)數(shù)值模擬方案

2.2 性能判別準則

(1)

(2)

hf=E1-E2=

(3)

3 數(shù)值模擬計算方法

3.1 控制方程及計算方法

簸箕形進水流道三維湍流流動數(shù)值模擬控制方程包括連續(xù)性方程和動量方程.計算采用RNGk-ε模型,算法采用SIMPLEC,壓力、湍動能和耗散率的空間離散方法均采用二階迎風格式.采用單因素變量法,對流道主要控制參數(shù)下的流道水力性能進行研究.

3.2 計算進水模型及網(wǎng)格剖分

邢家渡引黃閘前泵站計算進水模型比尺1∶7,采用Pro/E軟件建立進水裝置三維湍流模型,包括進水前池、進水閘室、簸箕形進水流道及其出口延長段4部分.泵站進水前池的長、寬、高分別為1 287,643,690 mm;進水閘室的長、寬、高分別為643,643,690 mm;簸箕形進水流道進口寬度為643 mm;進水流道出口延長段長度為520 mm,如圖2所示.模型網(wǎng)格剖分使用Pointwise軟件,并滿足網(wǎng)格控制參數(shù)要求,網(wǎng)格剖分結(jié)果亦如圖2所示.為滿足計算精度要求,確定其網(wǎng)格數(shù)量N為350萬.在此基礎(chǔ)上,對進水閘室和進水流道選取了10種不同網(wǎng)格剖分方案的數(shù)值計算,發(fā)現(xiàn)當網(wǎng)格數(shù)量大于250萬時,進水流道的水力損失趨于穩(wěn)定,如圖3所示.綜合考慮后,確定進水閘室及進水流道處的網(wǎng)格數(shù)量為290萬.

圖2 計算模型及網(wǎng)格剖分示意圖

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

3.3 邊界條件

為了能夠較好地確定進口邊界條件,將進口斷面設(shè)置在進水流道入口前 2 倍進水流道寬度處,認為該斷面來流分布均勻,采用速度進口邊界條件.為了防止出口產(chǎn)生回流,出口斷面設(shè)置在沿水流方向等直徑延長2倍管徑處,采用自由出流邊界條件.進水池和進水閘室水面設(shè)置為對稱面,其余邊壁、底壁均采用無滑移的壁面邊界條件.

3.4 計算模型流量

計算采用歐拉相似準則,原型泵的設(shè)計流量為45 000 m3/h,計算模型設(shè)計流量為918 m3/h,計算模型最小流量為0.8倍設(shè)計流量,取734 m3/h.計算流量在734～918 m3/h內(nèi)五等分選取.

4 控制參數(shù)對流道水力性能的影響

4.1 流道進口高度

根據(jù)《泵站設(shè)計標準》[6],泵站進水流道進口斷面處流速宜取0.8～1.0 m/s.要保證流道進口平均流速小于1.0 m/s,選取流道進口高度Hj為(1.51～1.63)D0進行數(shù)值模擬.

在所研區(qū)間(方案1—5,其中方案5上邊線形線為直線,其他方案上邊線形線為圓弧曲線)下的目標函數(shù)隨流量Q變化的關(guān)系曲線如圖4所示.

圖4 Hj對目標函數(shù)與流量關(guān)系曲線

由圖4a和4b可看出:各方案下進水流道出口速度分布均勻度和速度加權(quán)平均角在不同流量下沒有明顯變化,速度分布均勻度均處在96%以上,速度加權(quán)平均角均大于88°.可見,在所研究的流道進口高度范圍內(nèi),流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角對流道進口高度取值不敏感.

由圖4c可看出:不同流道進口高度下的流道水力損失均隨著流量增大而逐漸升高,低流道進口高度(方案1)的水力損失小于高流道進口高度(方案2,3和4)的水力損失,但隨著流量增大,方案1的水力損失逐漸降低,而與方案2,3和4的水力損失之間差距逐漸加大;反弧式進口段的上邊形線對流道水力損失影響較大,在小流量時,方案5和1的水力損失基本相同,當流量超過780 m3/h時,方案5的水力損失就明顯高于方案1,說明反弧式進口段的上邊形線在大流量下宜選取方案1的圓弧形狀.

結(jié)合各方案的流速分布均勻度、速度加權(quán)平均角和水力損失的分析結(jié)果,選用反弧式進口段上邊形線為圓弧形狀的流道進口高度Hj為1.51D0較為適宜.

4.2 流道長度

在簸箕形進水流道中,進水流道長度XL包括反弧式進口段和吸水室喉管收縮段長度.進水流道長度直接影響進水流道水流流態(tài),為此選取進水流道長度為(2.80～4.10)D0進行數(shù)值模擬.

不同流道長度(方案1和方案6—10)下的目標函數(shù)隨流量的變化曲線如圖5所示.由圖5a和5b可見:在所研究的流道長度范圍內(nèi),流量的變化對流道出口速度分布均勻度和速度加權(quán)平均角的影響較小,除方案6的速度分布均勻度低于96%外,其他方案的速度分布均勻度均高于96%;速度加權(quán)平均角均集中于88°上下隨流量變化;表明進水流道出口流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角對流道長度大小的敏感程度較低.

圖5 XL對目標函數(shù)與流量關(guān)系曲線

由圖5c可看出:流量對不同流道長度下的流道水力損失影響較大,在流量小于800 m3/h時,較小流道長度的水力損失高于較長流道長度,當流量超過800 m3/h時,方案1流道長度(3.50D0)的水力損失最小.

簸箕形進水流道的長度可較好地對進水前池的來流進行調(diào)整,較短的流道長度對前池的來流不能充分調(diào)整,而較長的流道長度雖能調(diào)整前池來流,但可能會增加流道的沿程損失.可見,過短或過長的進水流道長度均會增加流道水力損失.

結(jié)合各方案的分析結(jié)果,選用XL為3.50D0的進水流道長度較為適宜.

4.3 吸水室高度

吸水室高度HB是指喇叭管距流道底部的高度,即喇叭管的懸空高.合理的吸水室高度能使水流在吸水室喉管收縮段充分調(diào)整流態(tài),使得喇叭管進口的水流更加平穩(wěn)地進入喇叭管.選取吸水室高度區(qū)間為(0.70～0.90)D0進行數(shù)值模擬.

5種不同吸水室高度(方案1和方案11—14)下的目標函數(shù)隨流量變化關(guān)系如圖6所示.

由圖6a可以看出:吸水室高度對進水流道出口速度分布均勻度影響較大,具有與流量變化的不同變化特征;當吸水室高度小于0.80D0(方案1)時,流速均勻度隨吸水室高度降低而減小,且對流量的變化不敏感;當吸水室高度大于0.85D0(方案13)時和流量小于872 m3/h時,流速均勻度隨吸水室高度升高而具有逐漸增大的趨勢,但很不穩(wěn)定,然而當流量大于872 m3/h時,流速均勻度驟然下降,可能是由于葉輪中心高度Hw不變,而吸水室高度增高相對降低了喇叭管的高度,使進入喇叭管中的水流未能得到較好的調(diào)整,流量越大,喇叭管內(nèi)的水流流態(tài)越差,使得流速均勻度隨流量增大而波動較大.

從進水流道出口速度加權(quán)平均角隨著流量變化的趨勢觀察,如圖6b所示,各方案的速度加權(quán)平均角位于87.75°～88.25°,隨流量變化的波動性相對較小,方案11的速度加權(quán)平均角最小,方案12最大,可見吸水室高度對速度加權(quán)平均角的影響不大.

由圖6c可看出:吸水室高度對流道水力損失影響較大,流量小于800 m3/h時,吸水室高度越小,流道水力損失越大;流量大于800 m3/h時,方案1吸水室高度(0.80D0)的流道水力損失最小.一是吸水室高度越小,斷面流速越大,造成簸箕形吸水室流場分布不均,加大了流道水力損失;二是葉輪中心高度Hw不變,加大吸水室高度就相對降低了喇叭管的高度,使進入喇叭管中的水流未能得到較好的調(diào)整,也加大了流道水力損失.可見,吸水室高度不宜過低或過高.

結(jié)合各方案的分析結(jié)果,選取吸水室高度HB為0.80D0較為適宜.

4.4 喇叭管進口直徑

喇叭管的主要作用是給水泵葉輪室提供流速分布均勻的水流,水流流態(tài)則直接影響到水泵的工作性能.因此喇叭管進口直徑DL的大小和形線的選擇,對喇叭管內(nèi)部水流調(diào)整以及對水泵性能都具有顯著的影響.為此選取喇叭管進口直徑區(qū)間為(1.30～1.55)D0進行數(shù)值模擬.

不同喇叭管進口直徑(方案1和方案15—20,其中方案20的喇叭管內(nèi)壁形線為圓弧,其他方案均為橢圓弧)下的目標函數(shù)和水力損失隨流量變化關(guān)系如圖7所示.由圖7a可看出:在所研究的喇叭管進口直徑區(qū)間內(nèi),喇叭管進口斷面尺寸對流道出口速度分布均勻度影響較大.當喇叭管高度一定時,喇叭管進口直徑的大小既影響進口斷面水流流速及其內(nèi)壁形線曲率的大小,又影響喇叭管內(nèi)部水流調(diào)整和流速分布,而且又直接影響流道出口流速分布均勻度.方案18流速分布均勻度最大(大于97%),方案15流速分布均勻度最小(小于95%).喇叭管內(nèi)壁形線對流道出口速度分布均勻度影響也較大,除方案15外,其他4個方案(喇叭管內(nèi)壁形線為橢圓弧)的均勻度均高于方案20(喇叭管內(nèi)壁形線為圓弧)的均勻度.由圖7a還可看出:不同喇叭管進口直徑下的流道出口速度分布均勻度與流量無顯著關(guān)系.

圖7 DL對目標函數(shù)與流量關(guān)系曲線

由圖7b看出:在所研究區(qū)間內(nèi),各方案流道出口的速度加權(quán)平均角隨著流量增加并無明顯的變化,方案1的加權(quán)平均角最大為88.25°,方案20的加權(quán)平均角最小為87.75°,其他方案的加權(quán)平均角為87.75°～88.25°,可見速度加權(quán)平均角對喇叭管直徑的敏感程度較低.

由圖7c可見:不同喇叭管進口直徑引起的流道水力損失不同,而且均隨著流量增大而逐漸升高.當流量大于780 m3/h時,方案1(1.45D0)的水力損失最小,這主要是水流通過不同喇叭管進口斷面流速的大小及其在喇叭管內(nèi)部流速分布不同,而引起了流道水力損失的不同.在喇叭管其他尺寸相同時,喇叭管內(nèi)壁形線為圓弧(方案20)的水力損失大于喇叭管內(nèi)壁形線為橢圓弧(方案1)的水力損失,可見優(yōu)選內(nèi)壁形線為橢圓弧的喇叭管.

結(jié)合各個方案的流速均勻度、速度平均角和水力損失的分析結(jié)果,方案18流速均勻度最高,速度加權(quán)平均角與其他方案無明顯區(qū)別,水力損失接近最低,故取DL為1.50D0的喇叭管進口直徑較為適宜.

4.5 流道底面傾角

根據(jù)《泵站設(shè)計標準》[6],肘形和鐘形底面直線段宜取平直線,或向流道進口方向上翹,上翹角度不超過12°.為此取簸箕形進水流道底面傾角β為0°～12°進行數(shù)值模擬.

5種(方案18和方案21—24)不同流道底面傾角下的目標函數(shù)隨流量變化的關(guān)系曲線如圖8所示.由圖8a和8b可以發(fā)現(xiàn):各方案的流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角均與流量大小基本無關(guān); 方案18和21的流速均勻度最高,大于97%,而方案24流速均勻度最低,小于97%;方案18的速度加權(quán)平均角最低,小于88°.可見,在所研究的區(qū)間內(nèi),底面傾角對速度分布均勻度和速度加權(quán)平均角的影響甚微.

圖8 β角對目標函數(shù)與流量關(guān)系曲線

由圖8c可見:不同流道底面傾角對流道水力損失有較大的影響,方案18(β=0°)的水力損失均小于其他方案(β≥3°)的.由于進水流道的高度不變,而流道底面傾角增大就減小了流道進口的高度,因此減小了流道進口斷面面積,使水流流速增大,引起水力損失增大.

結(jié)合各個方案的流速分布均勻度、速度加權(quán)平均角和水力損失的分析結(jié)果,方案18流速均勻度最高,速度加權(quán)平均角與其他方案無明顯區(qū)別,水力損失最小,故取β為0°的底面傾角較為適宜.

5 結(jié) 論

1) 在研究的簸箕形進水流道主要控制參數(shù)中,吸水室高度和喇叭管進口直徑對流速分布均勻度影響較大,其他控制參數(shù)影響較小.

2) 簸箕形進水流道反弧式進口段的上邊形線為曲線形,以及喇叭管內(nèi)壁形線為橢圓弧時,水力損失較小.

3) 邢家渡引黃閘前泵站采用優(yōu)選的水力控制參數(shù)設(shè)計的簸箕形進水流道,經(jīng)泵站實際運行數(shù)據(jù)表明,簸箕形進水流道水流流態(tài)良好,水泵機組運行穩(wěn)定,達到了泵站工程技術(shù)改造要求.研究結(jié)果可為類似工程設(shè)計提供參考.