隔墩對雙向流道泵裝置內流及壓力脈動影響研究

趙振江，石 磊，蔣紅櫻，成 立，張 帝，卜 舸

（1.泗洪縣水利局，江蘇宿遷223900；2.江蘇省水利工程科技咨詢股份有限公司，南京210029；3.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇揚州225009；4.江蘇省水利勘測設計研究院有限公司，江蘇揚州225009）

0 引 言

在沿江濱湖地區，針對灌溉排水結合的雙向抽水需求，建設了眾多雙向抽水泵站，雙向流道泵站通過調節雙向流道進出口閘門實現雙向引水排水，得到廣泛應用［1，2］，眾多學者對泵裝置的各項性能展開研究［3-5］。

劉超等［6，7］提出新型曲線擴散出水結構和進水導流墩設計方案，消除雙向流道泵裝置進水流道內的渦帶；成立等［8，9］通過RNG 湍流模型對雙向流道內水流流態進行模擬，揭示了雙向流道內部流動規律，闡述了采取消渦措施的必要性；Zhu等［10］建立了雙向流道泵裝置模型試驗臺，觀察分析了流道內水流特性并通過試驗對各種方案進行比較，給出了可以有效改善流態的措施；泵裝置內部壓力脈動是誘導水力激振的主要原因，近年來學者展開大量壓力脈動及振動的研究［11-14］。姚丹等［15］針對燈泡貫流式機組壓力脈動特性展開研究，發現動靜干涉是引起機組壓力脈動的最主要原因；張德勝等［16］對軸流泵水力模型不同工況壓力脈動特性展開研究，揭示了軸流泵內部不同位置處壓力脈動及振動規律；楊帆等［17，18］研究了軸流泵裝置不同葉片安放角下各工況壓力脈動變化規律，并通過水聽器試驗分析了流道的內流脈動與流動噪聲的時頻特性；Duan等［19］對箱涵式軸流泵裝置內部壓力脈動與振動位移進行測量，發現葉輪進口壓力脈動是水力誘發振動的主要原因。

為進一步探究雙向流道內流及脈動特性，本文在泵裝置進出水流道中加入隔墩，在不同工況進行數值模擬與分析，對加入隔墩后特征位置壓力脈動及流態影響作出研究。

1 泵裝置數值計算模型及方法

1.1 泵裝置計算模型

本文以某雙向流道泵站為計算模型，采用“X”型雙層箱涵式進出水流道，其主要功能是汛期向外河排澇，平時向內河引水用于改善城區水環境，因此需雙向引排。選用4 臺立式軸流泵機組，配500 kW 立式異步電機4 臺套，主水泵葉輪直徑D=1 600 mm，轉速n=245 r/min，單機設計流量Qd=7.3 m3/s，葉片數Z=3，導葉葉片數Zd=7。在設計排澇工況下，內河側水位為14.0 m，外河側水位為16.9 m。泵站計算模型包括進出水流道延伸段、進出水流道、葉輪及導葉，對進出水流道內部設置厚400 mm的隔墩，計算模型如圖1。

圖1 雙向流道泵裝置三維模型Fig.1 Three dimensional model of two-way reversible pumping system

1.2 數值計算方法及網格劃分

為研究雙向流道泵裝置內部流態及壓力脈動特性，基于連續性方程與Navier-Stokes 方程（N-S 方程），通過采用ANSYS CFX 軟件進行數值模擬。其中定常與非定常計算均采用RNGk-ε模型，根據南水北調泵站流道計算經驗，該模型可以滿足工程數值模擬需求。

對葉輪、導葉、進、出水流道及其延伸段分別采用ANSYS TurboGrid 與mesh軟件進行網格劃分，網格示意圖如圖2。為確保數值模擬準確性，在設計流量工況對泵裝置不同網格數進行數值計算，經過網格無關性分析確定當泵裝置整體網格數達到756 萬格時，裝置揚程變化微小，網格數對計算結果影響較小，確定最終整體計算網格數為756萬。

圖2 網格劃分示意圖Fig.2 Grid division diagram

1.3 邊界條件及計算設置

計算區域包括葉輪、導葉、進、出水流道及延伸段。計算域進口采用質量流進口邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件，設置為1 個標準大氣壓，進出口的自由水面采用鋼蓋假定設置為對稱面；葉輪直徑為1 600 mm，將葉輪設置為旋轉域，轉速為245 r/min，其余部分設置為靜止域；壁面采用無滑移邊界條件，近壁區域采用標準壁面函數處理。

在定常計算結果收斂的基礎上對雙向流道泵裝置進行非定常數值計算，葉輪與進水流道及導葉間交界面選用Transient Rotor Stator；設置計算總時長為1.469 387 755 s，即6 個葉輪旋轉周期，時間步長選取為葉輪旋轉6°所需時長，即0.004 08 s。

1.4 數值計算有效性驗證

為證明上述雙向流道泵裝置數值模擬準確性，在江蘇省水利動力工程重點實驗室的高精度水力機械試驗臺進行了雙向流道泵裝置模型試驗，水力模型試驗采用葉輪模型直徑為300 mm，水泵裝置模型比尺為1∶5.33，與原型根據等揚程進行換算，確定模型泵試驗轉速為1 307 r/min，如圖3 所示。將試驗結果換算至原型泵裝置性能數據，與數值模擬不同工況結果進行外特性對比，如圖4，對比結果表明，試驗與數值模擬得到的性能曲線整體趨勢相似，在設計工況下吻合度較高，試驗與數模整體擬合性較好，數值模擬采用的計算方法及結果有效。

圖3 模型試驗裝置圖Fig.3 Model test device diagram

2 計算結果分析

2.1 隔墩對雙向流道流態影響分析

為探究隔墩對雙向流道內部流態影響，在有無隔墩不同工況下進行數值模擬計算：小流量工況0.8Qd、設計流量工況1.0Qd、大流量工況1.2Qd。

分別在距進、出水流道底板與頂板0.4 m 處設置水平截面，圖5為各工況下進、出水流道所選取截面的速度云圖與流線圖。由圖5可知，在各工況進、出水流道盲端均存在水流低速區。當不布置隔墩時，水流從進水流道進口進入水泵，流速逐漸升高，在設計流量與大流量工況下進水兩側流速較低，而中間流速相對較高，在設計流量存在小部分漩渦。出水流道流線較為平順，由于葉輪旋轉，導葉出口依然存在一定剩余環量，在出水流道盲端流線呈現為旋轉趨勢，由速度云圖可知，在靠近導葉出口處，水流流速較大且偏向一方，隨著水流逐漸排出，流速逐漸降低。對雙向流道泵裝置流道內增設隔墩后，整流流線影響不大，在設計流量工況盲端，小部分的漩渦被消除，在進水流道，入泵前的水流流速整體得到提高，流速分布相比無隔墩工況更加均勻。出水流道盲端處有旋轉趨勢的流線得以消除，布置隔墩后，隔墩兩側流速有一定提升。

圖5 不同工況進、出水流道速度云圖及流線圖Fig.5 Velocity nephogram and streamline diagram of inlet and outlet passages under different working conditions

采用面積加權的葉輪進口斷面流速均勻度進行比較，計算公式如下：

式中：Vuna為斷面流速均勻度；vai為葉輪室進口斷面各單元軸向速度為葉輪室進口斷面的平均軸向速度，m/s；ΔAi為葉輪進口斷面i單元面積；A為斷面總面積。不同工況下葉輪進口斷面流速均勻度計算結果見表1。

由表1可知，在無隔墩與加隔墩各工況，葉輪進口斷面流速均勻度均隨流量的增大而逐漸增大，對比可知，在進、出水流道加入隔墩后，不同工況下的流速均勻度均有微小提升，在0.8Qd、1.0Qd、1.2Qd運行工況下分別提升0.72%、1.29%、1.36%。

表1 葉輪進口流速均勻度 %Tab.1 Uniformity of flow velocity at impeller inlet

2.2 隔墩對雙向流道壓力脈動影響

2.2.1 壓力脈動監測點布置

為監測雙向流道內無隔墩與加隔墩壓力脈動情況，在葉輪進口（P1～P3）、葉輪出口（P4～P6）及導葉出口（P7～P9）3個截面沿徑向均勻布置3 個監測點，布置隔墩后，流道內水流流態有所變化，在進水流道（P10～P11）、出水流道（P12～P13）盲端處各布置2 個監測點，進水流道（P14～P15）、出水流道（P16～P17）側壁處各布置2個監測點，具體示意圖見圖6。

圖6 壓力脈動監測點布置Fig.6 Layout of pressure fluctuation monitoring points

2.2.2 壓力脈動時域分析

通過非定常數值模擬對17 個監測點進行壓力脈動數據采集，為了消除監測點自身靜壓對壓力脈動特性影響，采用壓力脈動系數Cp來表示其結果，壓力脈動系數Cp表達式為：

式中：p為監測點靜壓瞬時值，Pa為監測點靜壓平均值，Pa；ρ為水的密度，kg/m3；u為葉輪出口圓周速度，m/s。

在設計工況，對加隔墩與無隔墩雙向流道內部監測點壓力脈動情況進行分析，選取4 個旋轉周期進行研究，圖7 與圖8 分別為無隔墩與加隔墩時設計工況下不同監測點的壓力脈動時域特性。由圖可知，在流道內加隔墩與無隔墩情況下，葉輪與導葉處壓力脈動［圖7（a）～（c）、圖8（a）～（c）］隨時間變化規律相似，均在1 個周期內呈現3 次波峰與波谷，隨著測點由輪轂至輪緣的布置，壓力脈動系數幅值呈逐漸變大趨勢。圖7 與圖8 對比可知，當流道內無隔墩布置時，進、出水流道盲端及進水流道側壁［圖7（d）～（f）］所布置的監測點測得數據基本重合，而在出水流道側壁［圖7（g）］，由于葉輪旋轉作用，出水流道兩側水流流速分布不均勻，所布置兩監測點測得脈動數據存在差異，流道內水流流動紊亂，相比葉輪附近無明顯脈動規律。增設隔墩后，進水流道盲端與側壁［圖8（d）、（f）］不同監測點數據重合率較高，可以發現，隔墩布置對進水流道內邊壁脈動影響較小，對于出水流道盲端與側壁［圖8（e）、（g）］，受導葉出口水流剩余環量影響，流速分布不均勻，而隔墩的布置阻礙了水流流向發展，使不同測點隨時間呈現不同的脈動規律，但幅值變化范圍差異不大，流道內總體仍無明顯波動規律。

圖7 無隔墩設計工況各監測點壓力脈動時域Fig.7 Time domain of pressure fluctuation at each monitoring point under design condition without division pier

圖8 加隔墩設計工況各監測點壓力脈動時域Fig.8 Time domain of pressure fluctuation at each monitoring point under design condition with division pier

2.2.3 壓力脈動頻域分析

將所得數據進行快速傅里葉變換（FFT），得到壓力脈動頻域特性，圖9 為設計工況下流道內無隔墩與加隔墩時各監測點的頻譜對比圖，其中，布置隔墩采用紅色表示，無隔墩采用黑色表示。結果表明，在無隔墩與加隔墩情況下，葉輪與導葉處壓力脈動主頻與次主頻保持一致，均為3 倍轉頻與6 倍轉頻，即1倍葉頻與2 倍葉頻處，由輪轂至輪緣主頻與次主頻處壓力脈動系數Cp逐漸增大，由葉輪進口至導葉出口，主頻引起的壓力脈動系數Cp逐漸減小。對比有無隔墩結果發現，布置隔墩后主次頻不改變，脈動幅值同樣無明顯變化，可知上述隔墩對葉輪導葉處脈動影響較小。

圖9 有無隔墩設計工況各監測點壓力脈動頻域Fig.9 Frequency domain of pressure fluctuation at each monitoring point under design condition with or without division pier

流道內壓力脈動規律性較差，圖9（d）～（g）表明，在進水流道盲端與側壁處，布置隔墩后，主頻處幅值明顯降低，無隔墩時進水流道盲端與側壁脈動主頻為1 倍葉頻，壓力脈動系數Cp范圍為0.006 1～0.006 4，布置隔墩后主頻為1 倍葉頻，壓力脈動系數Cp范圍為0.004 1～0.004 2，由于本身壓力脈動系數Cp較小，對流道影響不大，在出水流道盲端與側壁處，隔墩的布置對主次頻及幅值影響不大。流道內壓力脈動無明顯規律，在加隔墩與不加隔墩主次頻不一致，但主頻仍保持為葉頻倍數，其余頻率下幅值也相差不大，無隔墩時出水流道盲端與側壁脈動主頻為1 倍葉頻，壓力脈動系數Cp范圍為0.000 56～0.000 58，布置隔墩后主頻為2倍葉頻，壓力脈動系數Cp范圍為0.000 53～0.000 56。

3 結 論

通過試驗與數值模擬，針對某泵站雙向流道內增設隔墩對流道及葉輪導葉處內流與壓力脈動特性影響展開研究。主要結論如下：

（1）不同工況下，隨著流量增大，流道內流速逐漸增大；在進水流道，流道兩側流速較低，中間較高，布置隔墩后流道內流速分布更加均勻；布置隔墩后，在小流量工況、設計流量工況及大流量工況下流速均勻度也存在少量提升，由82.8%、85.1%、88.3%提升至83.4%、86.2%、89.5%。

（2）壓力脈動時域特性表明，葉輪與導葉處脈動幅值呈現周期性變化，1 個周期內均出現3 次波峰與波谷，脈動幅值由葉輪至導葉逐漸減小；增設隔墩后，葉輪導葉處時域特性變化較小，由于隔墩的布置阻礙水流原本運動趨勢，出水流道側壁不同測點時域特性發生改變，但脈動幅值范圍相似。

（3）壓力脈動頻域特性表明，增設隔墩后，葉輪及導葉處主次頻及幅值變化不大，而在進水流道盲端及側壁處，脈動幅值得以降低；流道內壓力脈動主要仍在葉頻倍數處幅值較大。