豎井式進水流道漸縮段線型與尺寸優化研究

徐 波，周秉南，夏 輝，陸偉剛

（1. 揚州大學水利科學與工程學院，江蘇 揚州 225009； 2. 寧波市水利水電規劃設計研究院有限公司，浙江 寧波 315192；3. 江蘇省水利勘測設計研究院有限公司，江蘇 揚州 225127）

0 引 言

在大型低（特低）揚程泵站中，豎井貫流泵裝置具有非常良好的應用前景，其電動機組可布置于開敞的豎井內，具有通風防潮條件良好、運行維護方便、機組構造簡單、造價低效率高等優點［1］。

豎井式進水流道具有水流對稱分布，流線平順，水流入泵條件良好等優勢，引起了許多學者的研究。劉君等［2］通過數模計算研究了前、后置豎井貫流泵裝置的水力特性，并與模型試驗結果進行對比后得出，前置豎井貫流泵裝置的水力特性比后置豎井貫流泵裝置更佳。商邑楠等［3］采用數模計算的方法對不同豎井線型方案的流道內特性展開研究，分析各方案流道的水力性能，通過對比發現進水流道斷面流速對稱分布，流道過度平緩時，流道水力特性更佳。楊帆、徐磊等［4，5］基于軸向流速均勻度、平均渦旋角等指標，通過數值計算方法，探究豎井式進水流道尺寸與流道內特性之間的關系。金康亮等［6］通過數值模擬計算研究了豎井布置地點與雙向貫流泵內特性之間的關系，得出前置豎井貫流泵裝置效率、裝置內特性較佳。鄭源等［7］采用數值計算的方法對豎井貫流泵站的流道流態以及葉輪靜壓分布展開研究，預測裝置性能，分析流動機理。陳加琦等［8］研究了二十余座典型豎井貫流泵裝置，總結豎井式進出水流道控制尺寸的取值區間，根據實際工程進行泵裝置選型后，利用數值模擬計算和模型試驗研究證實了該所選泵裝置在設計工況下具有較好的水力特性、較高的效率。現有文獻對于豎井式進水流道的研究主要是從豎井尺寸、位置出發，對豎井式進水流道的水力性能進行優化，而對豎井尾部出現的脫流現象以及豎井漸縮段線型尺寸對進水流道水力性能的影響展開的研究較少。

本文對某泵站的豎井式進水流道進行數值模擬，發現在其豎井尾部匯合處存在脫流現象。在分析脫流現象成因的基礎上，提出改變豎井漸縮段線型和長度的措施，研究了豎井漸縮段線型和長度對豎井式進水流道水力性能的影響，并對最優方案進行模型試驗研究，以期為豎井式進水流道的水力優化提出一種新的思路。

1 豎井式進水流道模型建立

某泵站采用豎井貫流泵裝置，單泵設計流量為20 m3∕s，葉輪直徑為2.6 m。進水流道選用豎井式進水流道，豎井式進水流道的單線圖如圖1 所示。進水流道總長19.2 m，進口斷面寬7.2 m，高3.4 m，內部豎井長度為15.3 m，寬度為4.2 m。通過UG 軟件對豎井式進水流道原方案原型進行建模，如圖2所示。

圖1 泵站豎井式進水流道單線圖（長度單位：mm，高程單位：m）Fig.1 Single line diagram of shaft inlet channel of pump station

圖2 原方案流道建模圖Fig.2 Flow channel modeling diagram of the original scheme

2 數值計算方法

2.1 控制方程

豎井貫流泵裝置內部為三維不可壓縮湍流流動，控制方程采用連續性方程和動量守恒方程（N-S 方程）［9，10］，采用流體計算軟件Fluent對模型進行數值模擬計算，由于Standard k-ε模型具有穩定性和較高的計算精度，因此選擇Standard k-ε 湍流模型［11］對控制方程進行封閉處理，并應用SIMPLEC算法對湍流流場內的速度和壓力進行耦合［12］。

2.2 網格劃分

采用mesh軟件對豎井式進水流道計算區域進行網格劃分，主要包括進水池、豎井式進水流道以及延伸段。進水池和延伸段部分結構規整、流動簡單，采用結構化網格劃分；豎井式進水流道部分水流流動較為復雜，采用非結構化網格劃分。經過網格無關性分析發現，在網格總數大于69 萬后，計算區域的水力損失趨于穩定，此時3 個計算區域的網格精度均為0.15。因此本次數值模擬的網格總數為69萬。其網格劃分如圖3所示。

圖3 計算區域網格劃分圖Fig.3 Grid division diagram of computing area

2.3 邊界條件

計算區域的進口設置在進水池入口處，采用質量進口邊界條件，流量設置為20 m3∕s；由于在水泵正常運行狀態下，葉輪室內水泵葉輪的旋轉對進水流道內的水流流態影響較小，因此在進水流道出口處增加一段延伸段，并設置延伸段出口為自由出流邊界條件；計算區域內的固體邊壁包括進水池邊壁、豎井式進水流道邊壁以及延伸段邊壁，均設置為wall；各子計算區域之間設置交界面實現數據交換。

2.4 控制指標

通過進水流道水力損失、進水流道出口斷面流速均勻度以及速度加權平均角對豎井式進水流道的水力特性進行分析。

進水流道水力損失公式［6］表示為：

式中：hjs表示流道水力損失，m；pjs表示進出口斷面的總壓差，Pa；ρ表示流體密度取103kg∕m3；g表示重力加速度取9.81 m∕s2。

流速均勻度公式［8］表示為：

式中：Vu表示斷面軸向流速均勻度，%；Vm表示斷面平均軸向流速，m∕s；Vmi表示斷面微元體的軸向流速，m∕s；nj表示斷面的微元體個數。

速度加權平均角公式［8］表示為：

3 豎井式進水流道的脫流現象

對豎井式進水流道原方案進行三維數值模擬計算，得到豎井式進水流道內部流線如圖4 所示，豎井尾部匯合處斷面的流速矢量圖如圖5 所示。可以看出：豎井式進水流道內部水流速度變化平穩，流態平順無渦，豎井兩側流線相互對稱且分布均勻，進水條件良好，但是在進水流道的豎井尾部匯合處出現了脫流現象，但并沒有出現反向流速，對豎井式進水流道的水力性能會產生一定的影響。

省民族宗教委黨組召開巡視整改專題民主生活會 10月23日，省民族宗教委黨組召開巡視整改專題民主生活會。會議以“深入學習貫徹習近平總書記關于巡視工作重要講話精神、認真做好巡視整改”為主題，重點對照省委第十巡視組巡視反饋指出的問題，結合思想和工作實際，進行黨性分析，開展批評與自我批評，明確整改方向和整改措施，抓好整改落實，確保巡視整改工作取得實效。

圖4 豎井式進水流道原方案內部流線圖Fig.4 Internal streamline diagram of the original scheme of shaft inlet channel

圖5 斷面處流速矢量圖Fig.5 Velocity vector diagram at the section

豎井式進水流道在豎井漸縮段的流線分布同豎井漸縮段的線型和長度具有一定的聯系。合理的豎井漸縮段線型和長度能夠更加順暢地引導水流通過豎井漸縮段，避免出現脫流現象。

4 優化方案及計算結果分析

4.1 優化方案介紹

在原方案線型的基礎上設計兩種線型優化方案，分別為：線型優化方案一和線型優化方案二。3種線型方案示意圖如圖6所示。

圖6 3種線型方案示意圖Fig.6 Schematic diagram of three linear schemes

考慮豎井漸縮段長度對豎井式進水流道水力特性以及脫流現象的影響，設計了5種漸縮段長度方案：1.5D、2.0D、2.5D、3.0D和3.5D（D為葉輪直徑）。將其與線型方案結合，共形成15 種豎井式進水流道方案，列于表1。圖7 為15 種豎井式進水流道方案的示意圖。

表1 15種豎井式進水流道方案Tab.1 15 schemes of shaft inlet channel

圖7 各進水流道方案圖Fig.7 Schematic diagram of each inlet channel

4.2 計算結果

對15種豎井式進水流道方案進行數值模擬計算，計算結果如表2所示。

表2 15種豎井式進水流道水力性能計算結果Tab.2 Hydraulic performance calculation results of 15 kinds of shaft inlet channels

4.3 性能分析

（1）豎井尾部匯合處流線分析。15種豎井式進水流道方案的豎井尾部匯合處流線細部圖以及斷面流速云圖如圖8 所示（斷面位置如圖4 所示），其中圖4（a）～（e）、（f）～（j）、（k）～（o）分別表示在原方案線型、線型優化方案一以及線型優化方案二情況下，5 種不同豎井漸縮段長度方案的進水流道豎井尾部匯合處流線細部圖以及斷面流速云圖。

圖8 各方案豎井尾部匯合處流線細部圖及斷面流速云圖Fig.8 Detailed diagram of flow line and cross section velocity nephogram at the confluence of shaft tail of each scheme

對比三種不同線型的豎井尾部匯合處流線可知，原方案線型和線型優化方案一在豎井尾部匯合處均出現不同程度的脫流現象，流速斷面呈對稱分布，中間存在明顯的低速區；而線型優化方案二的豎井尾部匯合處的流線更加順直且并未出現脫流現象，且流速斷面中的低速區消失。僅針對脫流現象來說，線型優化方案二更加優秀。

在原方案線型方案下，隨著豎井漸縮段長度的增加，豎井尾部匯合處的流線逐漸轉化為“貼壁流線”，脫流現象逐漸消失，流速斷面的低速區逐漸變小，在豎井漸縮段長度為3.5D時，脫流現象幾乎消失；觀察線型優化方案一可知，其進水流道豎井尾部匯合處也出現微弱的脫流現象，且隨著豎井漸縮段長度增加，線型優化方案一的脫流現象并沒有得到改善，斷面流速低速區并無改變；觀察線型優化方案二可知，在5種不同豎井漸縮段長度方案下，其豎井式進水流道的豎井尾部匯合處均未出現脫流現象，斷面流速無明顯低速區。

（2）進水流道水力損失分析。15種豎井式進水流道方案的水力損失與豎井漸縮段長度以及線型類型的關系如圖8 所示。由圖9 可以發現，15 種豎井式進水流道的水力損失最大為2.602 cm（方案JS6），最小為1.143 cm（方案JS4）。雖然線型優化方案一在脫流問題方面優于原方案線型，但是其進水流道水力損失在3 種線型方案中是最大的；比較原方案線型和線型優化方案二的水力損失可知，在豎井漸縮段長度為1.5D到3.0D時，原方案線型的水力損失大于線型優化方案二的水力損失；在豎井漸縮段長度為3.0D到3.5D時，線型優化方案二的水力損失大于原方案線型的水力損失。從豎井漸縮段長度來看，無論是哪種線型類型，水力損失都隨著豎井漸縮段長度增大先減小后增大，且都是在豎井漸縮段長度為3.0D時取得最小值。

圖9 豎井漸縮段線型及長度與水力損失關系圖Fig.9 Relationship between the line type and length of shaft tapering section and hydraulic loss

（3）進水流道出口斷面流速均勻度分析。15種豎井式進水流道方案的進水流道出口斷面流速均勻度同豎井漸縮段長度以及線型的關系如圖10所示。可以發現，所有方案的出口斷面流速均勻度均大于88%。原方案線型和線型優化方案一的出口斷面流速均勻度隨豎井漸縮段長度增大呈現先減小后增大再減小的趨勢；線型優化方案二的出口斷面流速均勻度隨豎井漸縮段長度增大先增大后減小。在三種線型方案中，線型優化方案一的出口斷面流速均勻度最小；原方案線型的出口斷面流速均勻度值最大為89.75%，最小為89.02%；線型優化方案二的出口斷面流速均勻度在豎井漸縮段長度為3.0D時（方案JS14）達到最大值89.65%。

圖10 豎井漸縮段線型及長度與流速均勻度關系圖Fig.10 Relationship between linear and length of shaft tapering section and velocity uniformity

（4）進水流道出口斷面速度加權平均角分析。15種豎井式進水流道方案的出口斷面速度加權平均角與豎井漸縮段長度以及線型類型的關系如圖11所示。由圖11可以發現，3種線型方案的出口斷面速度加權平均角均呈現隨豎井漸縮短長度增大逐漸遞增的趨勢；其中線型優化方案二的速度加權平均角在豎井漸縮段長度大于2.5D后幾乎不再變化；原線型方案的速度加權平均角最小，且原線型方案的速度加權平均角在各豎井漸縮短長度方案下均比線型優化方案一的速度加權平均角小1°左右。對比各方案豎井尾部匯合處的脫流現象，發現在豎井式進水流道尾部匯合處出現脫流現象會導致流道出口斷面速度加權平均角度降低。對比3 種線型方案，線型優化方案二的速度加權平均角要好于原線型方案和線型優化方案一。

圖11 豎井漸縮段線型及長度與速度加權平均角關系圖Fig.11 Relationship between linear shape and length of shaft tapering section and velocity weighted average angle

4.4 對比分析

通過對15 種豎井式進水流道的水力損失、流速均勻度、速度加權平均角以及脫流現象進行分析，發現在各豎井漸縮段長度方案下，線型優化方案二的水力損失較小，流速均勻度和速度加權平均角較大，且未出現脫流現象，為優選的線型方案；采用線型優化方案二，在豎井漸縮段長度為3.0D時，進水流道的水力損失最小，流速均勻度最大，速度加權平均角較大且趨于穩定，因此確定方案JS14 為15 種豎井式進水流道中的最優方案。

5 模型試驗分析

某泵站豎井貫流泵裝置物理模型試驗在揚州大學高精度泵站試驗臺進行，進水流道采用上文選出的最優方案，出水流道為直管式出水流道。試驗臺的效率系統誤差為±0.295%，隨機誤差小于±0.1%。模型泵裝置的轉速為953.3 r∕min，葉輪直徑為0.3 m，檢測在5 個葉片角度（±4°、±2°、0°）下泵裝置的能量特性，圖12 為經轉化后的原型泵裝置的能量特性曲線［1］。為方便同模型試驗對比，對最優進水流道方案進行全流道數值模擬計算。0°葉片角，不同流量工況下最優進水流道方案的全流道水力損失數值模擬結果同模型試驗對比圖如圖13所示。

圖12 原型泵裝置能量特性曲線Fig.12 Energy characteristic curve of prototype pump device

圖13 數值模擬與模型試驗對比曲線Fig.13 Comparison curve between numerical simulation and model test

由泵裝置原型能量特性曲線可知，采用最優進水流道方案的豎井貫流泵裝置水力性能優異，在0°葉片角取得最大效率值77.57%。對0°葉片角，不同流量工況下最優進水流道方案的水力損失的數值模擬和模型試驗結果進行對比發現，流量-水力損失之間的變化規律一致，模型試驗的水力損失比數值模擬結果略大一些，水力損失誤差在4.9%左右。因此，通過數值模擬的方法對豎井式進水流道漸縮段線型尺寸進行研究是可行的。

6 結 論

（1）某泵站豎井式進水流道的整體水流流態平順無渦，層次清晰，具有良好的進水條件，但在豎井尾部匯合處出現脫流現象。對豎井漸縮段線型進行優化可改善豎井式進水流道的脫流現象，當采用線型優化方案二時，進水流道豎井尾部匯合處不會出現脫流現象。

（2）在豎井式進水流道尾部匯合處出現脫流現象會導致流道出口斷面速度加權平均角度降低；同一豎井漸縮段線型方案下，豎井式進水流道的水力損失隨著豎井漸縮段長度增大先減小后增大，速度加權平均角隨豎井漸縮短長度增大逐漸遞增。

（3）在針對某泵站豎井式進水流道的15 種優化方案中，方案JS14 的豎井式進水流道水力損失最小，流速均勻度最大，速度加權平均角較大，為最優方案。

（4）最優豎井式進水流道方案的泵裝置模型試驗水力損失和數值模擬結果規律一致，泵裝置最優效率可達77.57%。