基于CFD的豎井貫流泵裝置進出水流道及前導葉優化

錢忠裕，周曉潤，焦海峰，夏珠峰，陳松山

（揚州大學電氣與能源動力工程學院，江蘇揚州 225127）

0 引 言

中國南方水系復雜，地勢低洼，在雨季來臨時極易發生洪澇災情，大型排澇泵站的穩定運行對百姓的生命財產安全和生產經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、水平臥式結構簡單可靠、水力性能優異等特點而被廣泛應用。

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外型線對進水流道水力性能的影響，并給出了設計建議；陳松山［4］等人針對豎井進水流道提出了規則化設計方法，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部流動特性，得出了前置豎井貫流泵裝置效率和流態均優于后置豎井的結論。唐學林［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力和形變量，找到了最大應力和形變量出現的位置。張德勝［8］等人使用單向流固耦合方法分析了葉輪瞬態結構應力與形變的變化規律。

以某豎井貫流泵裝置為研究對象，對進出水流道和前導葉幾何參數進行基于CFD 數值計算的優化，并通過模型試驗驗證計算結果的可靠性，相關結論對豎井貫流泵站的流道優化設計具有重要的參考價值。

1 泵站基本參數及流道優化目標

1.1 泵站基本參數

某豎井貫流泵站葉輪直徑D=2 900 mm，葉片數為3，導葉數為6，設計轉速n=85 r/min，設計流量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 進水流道優化目標

泵站進水流道起著將水流平順均勻引入葉輪室的作用，進水流道的水力優化設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進水流道流態良好，不發生脫流等不良流態。為定量地評價前兩點要求，現引入3 個優化目標函數：

（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。

（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vu=100%、θ=90°時，水泵進口入流條件最優。

1.3 出水流道優化目標

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鍵因素，對出水流道水力優化的目標包括有：①出水流道水流在逆壓力梯度下擴散均勻，不出現回流脫流等不良流態；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 網格劃分與無關性檢查

進水流道、出水流道使用PTC-Creo進行建模，ICEM 劃分結構化網格，網格質量均在0.4以上，葉輪和導葉在TurboGrid中劃分結構網格，泵裝置整體拼裝網格如圖2所示。

圖2 豎井貫流泵裝置網格Fig.2 Thegridofshaft tubular pump unit

共計算了7 組不同網格數量的泵裝置，泵裝置揚程與網格數量的關系如圖3 所示。計算結果表明，當網格總數達到350萬后裝置揚程不再發生明顯變化，綜合考慮計算效率和精度，最終確定網格數為350萬個。

圖3 網格無關性驗證Fig.3 Gridindependenceverification

2.3 邊界條件設置

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

將距離進水流道進口足夠遠的斷面設置為泵裝置進口邊界，邊界類型采用質量流量進口；將距離出水流道出口足夠遠的斷面設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置為對稱面；旋轉葉輪域與進水流道出口、導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 進出水流道設計方案

針對豎井進水流道，在該泵站原方案（JS1）的基礎上，就豎井尾端距葉輪中心的距離設計了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化。進水方案設計如圖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上考慮不同擴散角對流動影響，設計了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 進出水流道計算結果分析

4.1 進水流道計算結果

從計算結果中提取進水流道出口斷面的速度數據，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，并趨于穩定，JS3 各個流量下的流速分布均勻度最優，設計流量下達到93.6%，比JS4 高出1.7%，豎井兩側水流在豎井末端重新匯聚，豎井末端距葉輪中心越遠，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，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別，JS2 的豎井尾部比JS1細長，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部流線順滑，未發生脫流回流現象，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 進水流道內部流線Fig.9 Internal streamline of inlet channel

4.2 出水流道計算結果

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。分析結果發現：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定，兩側局部壁面明顯脫流，造成水力損失增加；從導葉體出來的水流仍存在旋轉運動，在旋轉離心力作用下水流自然向四周擴散，導水帽后形成條狀的低速區，單邊擴散角越大，低速區越大。從流態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 前導葉優化

5.1 前導葉方案

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

表2 前導葉方案參數 mmTab.2 Front guide vane scheme parameters

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

5.2 帶前導葉的泵裝置計算結果分析

在優選得到的進出水流道基礎上，對4 個前導葉方案分別計算了設計工況（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據，根據式（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為葉輪轉速，rad/s。

從分析得到的泵裝置特性結果表3 可以看出：無前導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于其他增設前導葉的方案，這表明前導葉會降低進水流道水力性能；隨著前導葉長度的增加，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 前導葉span=0.5處流速分布表明：水流流經前導葉后延伸出條狀低速區，導葉出口越接近葉輪進口交界面，低速區對其影響越大，流速均勻度下降；所有計算方案均為直導葉，因此加權入流角并沒有發生明顯變化。對于泵裝置而言，由于泵站設計揚程很低，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前導葉方案。

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

6 模型試驗驗證

為驗證數值模擬結果的可信度，將優選的進水流道JS3 方案、出水流道CS3方案、前導葉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。試驗臺為閉式循環系統，測試系統有500N·mJC1A 扭矩轉速測量儀、DN400 L-mag 電磁流量計、EJA 系列壓差傳感器等設備，測試信號由NI 數據采集卡轉換傳輸，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 前導葉span=0.5處流速分布Fig.12 Velocity distribution at span=0.5 of front guide vane

試驗嚴格按照《水泵模型及裝置模型驗收試驗規程》（SL140-2006）標準執行。數據采集前，模型泵在額定工況點運轉10 min，檢查試驗臺系統的密封、噪聲和振動狀況，排除循環系統中游離氣體，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曲線與數值計算結果進行比對，由圖13 分析可知：在設計流量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%，其他工況下揚程相對偏差也均小于5%，這表明數值計算結果是可靠的。

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

7 結 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，前導葉位置及尺寸進行方案設計與數值計算選優，得到以下結論。

（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過渡平滑，以保證水力損失盡量小。

圖14 試驗結果與數值計算結果對比Fig.14 Comparison of test and CFD results

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

（4）前導葉會使泵裝置效率下降1%左右；直導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；直導葉越長，其水力損失也就越大。