偏心漸縮管和彎管對泵站進水管道流態的影響研究

摘要：為深入研究不同偏心漸縮管長度和彎管角度對開敞式泵站進水管道水力特性的影響，探索進水管道水力性能參數隨彎管角度和偏心漸縮管長度變化的規律，以黃河下游引黃提灌泵站為例，基于Fluent仿真軟件，對14種不同彎管角度和偏心漸縮管長度方案進行了數值模擬，并通過評價函數對典型斷面的進水管道流場進行了流態分析。對比分析方案1—5發現：偏心漸縮管長度的改變對進水管道水力損失及出口斷面處的水流速度分布均勻度和速度加權平均角的影響較大，且偏心漸縮管長度分別為600、700、800 mm時進水管道水流的整體水力特性較好。對方案6—14的計算分析發現：彎管角度的變化主要對彎管段水流流態產生影響，對其他部位的水流擾動不大。進一步結合評價函數圖，得出結論：①彎管角度越大，水流過渡越平穩，水力損失越小;彎管角度越小，則水力損失越大。②偏心漸縮管長度越長，出口斷面水流速度分布均勻度和速度加權平均角的值越大，整流效果越好，但水力損失也越大;偏心漸縮管長度越短，整流效果越差。

關鍵詞：泵站;彎管;偏心漸縮管;進水流態;數值模擬

中圖分類號：TV765文獻標識碼：A文章編號：2096-6792（2025）01-0103-12

泵站進水管道是連接泵站進水池和水泵之間的一段過渡性流道，其水力流態對水泵性能產生直接影響，應盡量減少進水流道附件及其長度，且布置平順，保證嚴密不漏氣，以便使水流以最小的水力損失均勻且平順地流入葉輪。一般來講，泵站進水管道包括直管段、彎管段和漸變管段。其中，漸變管即管徑逐漸發生改變的管道，由于工程中常受其他條件限制，為提高管道水流水力性能，經常將漸變管用作進水管道穿墻、進水管道與水泵進口等管徑變化處的連接過渡，漸變管根據管道中心是否變化可分為偏心漸變管和同心漸變管，又可分為漸縮管和漸擴管兩種。由于進水管道中的彎管和漸變管會改變水流方向，對水流影響較大，故彎管和漸變管水力性能的優劣對水流流態具有重要影響。

在泵站工程目前的研究當中，由于計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）［1-3］技術的迅猛發展以及CFD軟件計算分析方便快捷等特點，CFD軟件已被廣泛應用于泵站工程的模擬研究中［4-7］。如：張建偉等［8］通過CFD軟件，對泵站進水管道岔管的不同接入角度進行了流態和模態的計算與分析，發現岔管接入角度越小，水流對管道的沖擊越小。陳義春等［9］通過CFD相關軟件，針對泵站機組進水管段經常抽不上水和進水管水流含氣量高的問題，設計并計算分析了原始及優化方案的機組工作狀況，發現優化后的機組進水管道水力性能有了顯著提升。高傳昌等［10］針對泵站進水管路布置引發的流態惡化、泵裝置效率低下等問題，借助Fluent軟件對優化前后的進水管路布設方案進行了數值模擬，發現優化方案效果顯著。董亮等［11］對比分析了不同湍流模型下90°彎管的流場分布，發現標準k-ε模型、Realizable k-ε模型、標準k-ω模型在管道直線段的流態模擬效果良好，RNG k-ε模型除了在彎管段θ=60°時的模擬存在偏差外，其余狀態下的模擬效果良好，SST k-ω模型則除了在彎管段θ=30°時的模擬存在偏差外，其余狀態下的模擬效果良好，LES（Large Eddy Simulation）模型則在θ=0°～90°下的流動模擬效果均較好。夏學坤等［12］借助CFD軟件，對不同偏心異徑管連接進水管道的3種優化方案進行了計算分析，發現3種方案下的管路水力性能均能滿足實際要求。李曉超等［13］對優化后的泵站進水管路進行了數值模擬，給出了進水管徑推薦值750 mm。樊新建等［14］探索了泵站正向進水池擴散角分別為20°、25°、30°、35°、40°、46°時對泵站進水池流場結構的影響，發現：大擴散角對水流約束小，產生水流脫壁現象，回流擠壓主流，流態變差;而小擴散角對水流約束強，但水流不易擴散，也使得水泵進水條件惡化。黃先北等［15］研究了懸空高對進水流道水力特性的影響，發現吸氣渦的強度基本隨著懸空高的增加而減小。郁片紅等［16］通過Fluent軟件對進水流道存在的主流集中、回流及偏流等問題進行了研究分析。施偉等［17］針對豎井貫流式泵裝置的進出水流道，進行了性能影響的關鍵參數標準化研究。車曉紅等［18］對泵站肘形進水流道和虹吸式出水流道的上升角和下降角進行了設計分析。吳鵬飛等［19］通過試驗與數值模擬相結合，分析了泵站進水池的表面吸氣渦的機理并提出了相應解決措施。張德勝等［20］通過數值模擬與PIV（Particle Image Velocimetry）試驗結果對比，探討了泵站進水池吸入口的漩渦結構及其發展過程和相關特性?？椎轮t等［21］分析探討了水平式進水管的懸空高對泵站進水池進水特性的影響。鄭云浩等［22］通過極差分析法對模擬結果進行分析，探討了簸箕形進水流道的型線優化。高傳昌等［23］通過數值模擬和試驗分析了泵站進水池超低水位下不同消渦組合方案的整流效果。初長虹等［24］分析了5種不同進水口淹沒深度對流場漩渦的影響。高學平等［25］對抽蓄電站進/出水流道不同反坡坡比的水力性能進行了分析探討。張晨等［26］通過SPH（Smoothed Particle Hydrodynamics）方法對豎井式進/出水流道進行模擬，并通過試驗驗證了其可行性。

總體而言，目前專家學者關于泵站的研究分析大多集中于進水前池和出水流道，關于進水管道的研究較少，鮮有進水管道中彎管和漸變管水流流態的研究。但進水管道出口直接與水泵進口相連，其水力性能又對水泵產生重要影響，故十分有必要開展彎管和漸變管對泵站進水管道水流流態的影響研究。

為深入探討彎管和漸變管對泵站進水管道的水力特性影響，結合引黃提灌工程實際，共設置了14種不同彎管角度和偏心漸縮管長度的計算方案，通過數值模擬研究不同方案下的進水管道水力性能，以期進一步減少管道水力損失、探索管路布設最優方式、提高泵站效益。

1工程概況

該引黃提灌泵站位于黃河下游，主要保障灌區當地的農業用水、工業用水和生活用水等，在當地水網結構中具有重要地位，為當地生活生產和社會經濟發展作出了重要貢獻。該泵站進水池為開敞式的，共裝設24臺離心泵，2臺機組共用一進水池，4臺機組共用一引水池，進水池水深3.4 m，布置示意圖如圖1（a）所示。其中進水管采用垂直式布置，進水管出口與水泵進口相連，進水管道包括喇叭管、進口直管、彎管、出口直管、偏心漸縮管5部分，各部分長度等詳細參數如圖1（b）所示。為深入分析進水管道內偏心漸縮管長度和彎管角度變化對進水管道水流水力特性的影響，結合計算資源，僅對1臺機組在運行工況下的進水管道水力特性進行研究。

2數值計算

2.1計算方案根據泵站設計標準［27-29］可知，進水管道流速宜在1.5～2.0 m/s范圍內。針對進水管道而言，喇叭管主要起整流作用，使得水流盡可能均勻、平順地流入進水管道;直管段內水流基本保持原有流動慣性，沿管道方向流動，在實際工程中，為防止進水管道頂部積氣，水平段會設計成傾斜向上;彎管段改變了水流流向，影響管道水流流態;偏心漸縮管一方面引導水流以較小的水力損失流入水泵，一方面對管道水流進行整流，使得流出進水管道的水流更加均勻、平順地流入水泵，其水流流態直接決定進入水泵的水流流態，進而影響水泵裝置的效率。因此，為探索偏心漸縮管長度和彎管角度變化對進水管道水力特性的影響，筆者針對偏心漸縮管不同長度、彎管不同角度分別設置對應方案，其中彎管角度為其兩端面所成夾角，如圖2所示。進水管直徑、懸空高、后壁距等其他參數保持不變，各方案在設計流量0.88 m3/s下進行數值模擬，參數設置詳見表1。

2.2模型與網格劃分進水流道計算模型包括前池、進水池和進水管，通過NX.UG軟件對計算模型按1∶1比例進行建模，采用大型流體力學計算軟件ANSYS Fluent自帶的Meshing模塊對模型進行網格劃分，剖分網格采用混合網格格式（內部為六面體結構網格，邊壁采用多面體結構網格），為滿足工程要求及計算精度，對流速梯度變化大的喇叭口、彎管、偏心漸縮管、邊壁處進行局部加密。以方案4為例，經網格無關性分析（圖3（a）），確定網格數量為430萬個。模型如圖3（b）所示。

2.3控制方程與邊界條件數值模擬計算采用連續方程、雷諾時均N-S方程［30］和兩方程模型中能更好模擬進水池表面渦及附壁渦的Realizable k-ε模型［31-34］，采用SIMPLEC算法進行求解。計算域的進口斷面為前池距進水流道足夠遠處，該處可認為流速分布均勻，為速度進口。流道出口斷面即計算域出口斷面，設置為自由出流。由于水面穩定，將其設為對稱面條件，其他固體邊壁均為壁面，采用壁面無滑移條件。

2.4分析截面與評價函數為更好地分析進水管道內部流態，探索相關變化規律，現選取如下特征截面進行分析：在Z方向上選擇進水流道中心剖面Z0;在X方向上選擇彎管出口斷面X0、偏心漸縮管進口斷面X1和偏心漸縮管出口斷面X2;在Y方向上選擇喇叭口斷面Y0和彎管進口斷面Y1。共計6個截面進行流線、流速分析，截面示意圖如圖4所示。

為更好地評判各方案下進水流道的水力性能，以進水管道水力損失、進水管道出口斷面的水流速度分布均勻度和速度加權平均角為評價函數［35］， 水流速度分布均勻度和速度加權平均角分別按式（1）和式（2）計算。

Vu=1－1ua∑（uai－ua）2m×100%，（1）

θ=∑uai90°－arctanutiuai∑uai。（2）

式中：Vu為水流速度分布均勻度;uai和ua分別為進水管道出口斷面各單元的軸向流速和平均軸向流速;m為進水流道出口斷面的單元總數，所謂單元即網格劃分的單元網格，通過該式利用各單元流速得出該面的Vu；θ為水流速度加權平均角;uai和uti分別為進水管道出口斷面各單元的軸向流速和橫向流速。

流速分布均勻度和速度加權平均角兩者越接近理想值，認為水流性能越好，其中流速分布均勻度和速度加權平均角的理想值分別為100%和90°。

水力損失hw是指運動過程中單位質量液體的機械能損失，計算公式如下：

hw=E2－E1=P2ρg－P1ρg+Z2－Z1+V222g－V122g。（3）

式中：hw為水力損失;E2、E1分別為進水管道進口、出口的總能量;P2、P1分別為進水管道進口斷面和出口斷面處的平均動水壓強，Pa;V2、V1分別為進水管道進口斷面和出口斷面處的平均流速，m/s；ρ為流體密度，kg/m3;g為重力加速度，10 m/s2。

3結果分析

3.1相同彎管角度、不同偏心漸縮管長度方案1—5的截面分析結果為90°彎管下、偏心漸縮管的長度分別為400、500、600、700、800 mm時的運算結果。

圖5為進水管道中心剖面的流速云圖。由圖5可知：在各方案下，水流經喇叭管整流后比較平穩地流入直管段;彎管內側水流流速大于外側水流流速，符合流體力學規律（半徑越大，壓力越大，流速越低;反之亦反）;水流從彎管流出后，保持原有運動慣性，向出口直管段的偏上部分流動，故直管段下部產生低流速區，由于直管段不改變水流方向，低流速區呈增大趨勢，直至出口偏心漸縮管處;水流受偏心漸縮管整流，流速增大，且偏心漸縮管的長度影響明顯，漸縮管越長，整流效果越好，出口水流流速越來越接近真實流速，速度分布也越來越均勻。

圖6為喇叭管進口剖面的流速云圖。由圖6可知：各方案下喇叭管口處的流速分布均呈環狀，較為均勻，流速值大小也較接近，流線分布類似，整體無明顯差別，偏心漸縮管的長度變化對喇叭管處水流影響不大。

圖7為彎管進口剖面圖。圖中各方案均出現高流速區和低流速區，高流速區靠近管道內側，呈類圓狀分布，且隨漸縮管長度的增加，彎管局部的高流速區域略有增大趨勢（偏心漸縮管越長，水流過渡越平緩，軸向速度損失越?。?外側則為低流速區，呈月牙狀分布。各方案的整體流速分布類似，管道中心處均有漩渦產生。

圖8為彎管出口剖面流速云圖。觀察圖8各方案的流線分布可知：各方案下均存在兩個位置對稱漩渦，分布在彎管左右兩側，且右側漩渦強度大于左側漩渦強度，兩個漩渦強度有隨著偏心漸縮管長度的增加而不斷減弱的趨勢，這是因為偏心漸縮管的增長使得流速降低，漩渦強度亦隨之減弱;各方案下的流線分布大致相似，除方案1外，其他方案的流速分布較類似；方案1中的低流速區略大，隨著偏心漸縮管長度的增加而增加;彎管出口斷面的低流速區不斷減小，流速分布愈加均勻。

圖9為偏心漸縮管進口剖面流速云圖。由圖9可知：偏心漸縮管處管道斷面偏心收縮，水流從管道下部低流速區向管道上部出口流動，各方案下流線分布一致;各方案下水流流速分布相似，高流速區位于管道上側，低流速區在下側，隨著漸縮管長度的增長，漸縮管進口斷面的低流速區不斷變小，斷面水流流速分布趨均勻。

圖10為偏心漸縮管出口剖面圖。由圖10可知：各方案下水流繼續保持向上的流動趨勢，流線分布一致;速度分布大致相同，近似成環狀分布;但高流速區面積隨著偏心漸縮管長度的增加不斷變大，慢慢鋪滿整個斷面，這是因為偏心漸縮管越長，越利于管道水流的調整，使得流速整體分布更加均勻。

結合評價函數的計算公式，方案1—5即偏心漸縮管長度分別為400、500、600、700、800 mm的評價函數結果分布如圖11所示。由圖11可知：

1）隨著偏心漸縮管長度的增加，沿程損失增大，進水管道水力損失變大，同時偏心漸縮管長度變長，水流整流區域長度越長，由于整流區域內的流體流態較平直管段流體流態紊亂，故其整流區域內部流動損失有所增加，使得水力損失進一步增大，但方案整體的水力損失差距不大，最大水力損失差距為0.35 cm。

2）速度分布均勻度均在90%以上，且隨著偏心漸縮管長度的增加不斷增大，但增長幅度漸緩。其中：方案1速度分布均勻度最小，為90.132%；方案5的最大，為94.126%?？梢?，偏心漸縮管的變化對出口斷面流速分布均勻度影響較大。

3）各方案出口斷面的速度加權平均角在75°以上，隨著偏心漸縮管長度的增加，其出口斷面速度加權平均角明顯增大，但其增長速率逐漸減緩。方案1出口斷面的速度加權平均角最小，為75.998°；方案5的最大，為81.618°?？梢姡臐u縮管的變化對出口斷面速度加權平均角影響較大。

綜上所述，偏心漸縮管長度的變化對進水管道水流流態影響較大。偏心漸縮管越長，速度分布均勻度、出口斷面速度加權平均角越大，即整流效果越好，但同時水力損失在不斷增大。方案3、4、5下的綜合水流流態更好，水流漩渦強度較低，且水流速度分布均勻度、速度加權平均角較大，水力損失差距不是很大。因此，重點進行偏心漸縮管長度分別為600、700、800 mm時，不同角度彎管下進水管道的水流流態研究。

3.2相同偏心漸縮管長度、不同彎管角度偏心漸縮管長度分別為600、700、800 mm時，不同彎管角度方案下的流場分布類似，限于文章篇幅，以700 mm為例，分析彎管不同角度對進水流道水力特性的影響。圖12—17中，從左至右方案4、方案9—11的截面分析結果分別為彎管角度取90°、60°、45°、35°時的運算結果。

圖12為流道中心斷面圖。觀察圖12可知：各方案下直管段內水流流態差別不大;彎管處管道內、外側形成高、低流速區，且彎管角度越小，外側的低流速區面積越大、內側的高流速區面積越小;直管段下部出現低流速區，一直延伸至偏心漸縮管處;僅彎管段內水流流態差別較大，其他區域的流速分布整體一致。

圖13為喇叭管進口剖面圖。由圖13可知：各方案喇叭口處的流速分布均呈環狀，且斷面內大部分流速均為1.34 m/s左右;水流從四周向管道軸線方向流動，各方案的流線分布類似，故彎管角度的變化對喇叭管進口處水流流態無明顯影響。

圖14為彎管進口剖面圖。由圖14可知：各方案斷面速度均大致呈月牙狀分布，管道內側為高流速區，外側為低流速區；隨著彎管角度的減小，高流速區變小，低流速區變大，流速分層更加明顯，速度分布更不均勻。這是因為隨著彎管角度的不斷減小，彎管邊壁過渡連接處越來越不平穩，邊壁產生漩渦，水流流態變差，流速分布越來越不均勻;觀察流線可知，該斷面中出現明顯漩渦，隨彎管角度的不斷增加，漩渦不斷從管道邊壁向彎管中心移動，強度不斷增加。這是因為90°大角度彎管下，水流在直管、彎管連接的過渡段較為平穩，邊壁不易產生漩渦，僅管道中心水流受流速梯度影響，有漩渦產生。當彎管角度減小后，過渡段不再平穩，水流流動產生水力損失，局部損失增大，管道邊壁連接處水流流態變差，引發漩渦，但彎管角度減小，水流流速減小，漩渦強度變弱。

圖15為彎管出口剖面圖。觀察可知：各方案下彎管出口斷面的流速分布與彎管進口斷面分布類似，管道角度越小，流速區分層越明顯，低流速區位于管道外側，高流速區位于管道內側；彎管出口斷面出現兩個漩渦，且隨著彎管角度的不斷減小，逐漸由管道邊壁向管道中下部靠攏，強度有所減弱;漩渦亦是由于過渡水流引起，彎管角度大的水力損失小，但較高的水流流速致使水流速度環量較大，從而引發較強的漩渦;彎管角度的降低，使得水流過渡更加不平穩，使水流流態進一步紊亂，但因其水流流速的降低使漩渦強度不斷減弱。

圖16為偏心漸縮管進口剖面圖。由圖16可知：各方案偏心漸縮管進口斷面流速分布相同，斷面下半部分為低流速區，高流速區位于管道斷面上部;隨著偏心漸縮管的收縮作用，水流從管道下部低流速區向管道上部出口流動，流線分布整體一致，且隨著彎管角度的增加，漸縮管進口斷面的流線分布更加平順均勻。

圖17為偏心漸縮管出口剖面圖。由圖17可知：各方案偏心漸縮管出口斷面的流速分布相同，呈圓環狀，且管道內大部分為高流速區，流速值均無較大差別;流線分布相同，依然保持原有運動趨勢，向管道上部流動，無漩渦產生。

圖18為不同偏心漸縮管方案下的評價函數結果分布圖。由圖18可知：①不同偏心漸縮管長度方案下，彎管角度的點線圖分布規律基本一致，出口斷面的速度分布均勻度在90°和60°彎管方案下較大，在45°彎管方案下劇烈下降，在30°彎管方案下又有回升，整體趨勢是隨著彎管角度的減小，先降低后增加。這是因為速度分布均勻度主要受軸面速度和平均軸面速度影響，彎管角度較大情況下，其水力損失小，速度分布均勻度就高，但角度較小時，整體損失增加，水流流速降低，再經偏心漸縮管整流，其水流軸向流速及其平均軸向流速差值有所減小，出口斷面速度分布均勻度明顯提高。②速度加權平均角在90°和60°彎管方案下較大，但60°彎管方案下速度加權平均角比90°彎管下的大，后隨彎管角度減小，在45°和30°彎管下其值較小，整體變化趨勢是隨著彎管角度的減小，先略有增加而后減小。這是因為隨著彎管角度的增加，整體水流過渡更加順暢，其水力損失小，整體的速度分布更趨均勻，但在較大的彎管角度下，由于其流速較高，漩渦強度較大，其水流產生的速度環量也大，則水流的軸向速度分量損失偏大，使得速度加權平均角反有略降。

速度分布均勻度的最大差值是0.7%，速度加權平均角的最大差值為0.3°，可見彎管角度的變化對出口斷面的速度分布均勻度和速度加權平均角影響不顯著;水力損失隨著彎管角度的減小而增大，且增大趨勢越發明顯，彎管角度為30°時水力損失均為最大，最大水力損失差約為0.6 cm。對比分析可知，彎管角度變化對管道損失的影響較顯著。綜上：彎管角度為60°和90°時，進水流道的水流流態較好。

圖19為不同彎管角度方案下的評價函數結果分布圖。由圖19可知：不同彎管角度下的評價函數折線分布類似，各方案下的偏心漸縮管長度越大，相應的速度分布均勻度和速度加權平均角越大，其管道水力損失也增大。這是因為相同彎管角度下，偏心漸縮管長度越長，沿程損失越大。偏心漸縮管內紊亂的水流流態會使得流動損失進一步增加，但其整流效果隨著偏心漸縮管長度的增加會越來越好。結合上述分析，推薦偏心漸縮管的長度為700 mm。

4結論與展望

1）偏心漸縮管長度的變化對進水管道前面的過流部件內水流流態的影響不大，其長度變化主要對出口斷面水流的速度分布均勻度和加權平均角有較大影響，而水力損失的變化值差距不大。

2）偏心漸縮管長度越長，整流效果越好，出口斷面水流分布越均勻，但管道水力損失也相應增大，其推薦值以700 mm為優。

3）彎管角度的變化主要影響彎管段內的水流流態，其角度越小，水力損失越大，低流速區面積也越大，流速不斷降低，漩渦強度也越小，推薦大彎管角度60°～90°為宜。

4）彎管角度的變化對管道水力損失的影響較為顯著，出口流速分布均勻度及加權平均角雖也有變化，但波動值較小。

本文僅研究了特定條件下不同彎管角度和偏心漸縮管長度下的進水管道水流流態變化規律，進水管直徑、懸空高、后壁距等關鍵參數改變后的進水管道水流流態變化規律有待進一步研究。

參考文獻

［1］HIRSCH C.Numerical computation of internal and external flows：fundamentals of computational fluid dynamics［M］.England：Butterworth-Heinemann，2007.

［2］VERSTEEG H K.An introduction to computational fluid dynamics the finite volume method［M］.2nd edition.England：Prentice Hall，2007.

［3］UDAYKUMAR H S.The finite volume method in computaional fluid dynamics：an advanced introduction with OpenFOAM and Matlab［M］.Germany：Springer International Publishing，2016.

［4］羅興锜，吳大轉.泵技術進展與發展趨勢［J］.水力發電學報，2020，39（6）：1-17.

［5］羅興锜，朱國俊，馮建軍.水輪機技術進展與發展趨勢［J］.水力發電學報， 2020，39（8）：1-18.

［6］羅興锜，戈振國，朱國俊，等.沖擊式水輪機技術進展與發展趨勢［J］.水力發電學報，2023，42（2）：116-134.

［7］高傳昌，解克宇，黃丹，等.不同水位對泵站進水池流態影響的數值模擬［J］.華北水利水電大學學報（自然科學版），2015，36（6）：10-14.

［8］張建偉，華薇薇，王立彬.基于流態-模態聯合分析的泵站管道結構優化［J］.華北水利水電大學學報（自然科學版），2019，40（6）：89-96.

［9］陳義春，張慧，戴盛，等.小型泵站吸水井進水管位置數值模擬［J］.排灌機械工程學報，2017，35（11）：962-967.

［10］高傳昌，高余鑫，孫龍月.基于標準k-ε紊流模型的泵站進水管路水力特性研究［J］.灌溉排水學報，2021，40（5）：106-113.

［11］董亮，劉厚林，代翠，等.不同湍流模型在90°彎管數值模擬中的應用［J］.華中科技大學學報（自然科學版），2012，40（12）：18-22.

［12］夏學坤，楊祖強，羅希.CFD方法在泵站進水管更新改造設計中的運用［J］.水電與新能源，2014（8）：25-27，34.

［13］李曉超，謝敏萍，李君，等.開敞進水池泵站垂直進水管道的水力特性研究［J］.華北水利水電大學學報（自然科學版），2022，43（6）：33-40.

［14］樊新建，董春海，王之君，等.泵站正向進水前池擴散角對池內流場結構的影響［J］.農業工程學報，2023，39（1）：92-99.

［15］黃先北，方濤，郭嬙，等.開敞式進水池喇叭口懸空高度對吸氣渦的影響［J］.工程科學與技術，2023，55（5）：161-168.

［16］郁片紅，李君菡，付小莉.大型雨水泵站進水流道水力特性研究［J］.中國農村水利水電，2020（10）：126-130.

［17］施偉，劉軍，陸林廣，等.前置豎井式貫流泵裝置進出水流道水力設計標準化［J］.南水北調與水利科技（中英文），2020，18（5）：115-122.

［18］車曉紅，張帝，成立.立式混流泵站進出水流道水力優化［J］.南水北調與水利科技（中英文），2020，18（5）：144-150.

［19］吳鵬飛，郭志偉，錢忠東，等.進水池表面吸氣渦數值模擬與試驗［J］.農業機械學報，2018，49（2）：120-125.

［20］張德勝，李普熙，趙睿杰，等.泵站進水池吸入口渦旋結構及湍流特性的大渦模擬［J］.農業機械學報，2019，50（10）：134-141.

［21］孔德謙，韓靈杰，李見陽.水平吸水管懸空高對泵站進水池進水特性影響［J］.人民長江，2017，48（5）：87-90，100.

［22］鄭云浩，李彥軍，胡新益，等.基于正交試驗的泵站簸箕形進水流道型線優化［J］.人民長江，2021，52（3）：123-126.

［23］高傳昌，曾新樂，解克宇，等.泵站進水池超低水位下組合整流方案與驗證［J］.農業工程學報，2017，33（23）：101-108.

［24］初長虹，劉超，孫玉民，等.泵站進水口淹沒深度對漩渦的影響［J］.南水北調與水利科技，2019，17（6）：178-186.

［25］高學平， 陳思宇，朱洪濤，等.反坡段對側式進/出水口水力特性影響研究［J］.水力發電學報，2021，40（5）：87-98.

［26］張晨，李天國， 高學平.豎井式進/出水口工程尺度SPH方法模擬研究［J］.水力發電學報，2022，41（11）：34-45.

［27］中華人民共和國住房和城鄉建設部.泵站設計標準：GB 50265—2022［S］.北京：中國計劃出版社，2022.

［28］KIM C G，KIM B H，BANG B H，et al.Experimental and CFD analysis for prediction of vortex and swirl angle in the pump sump station model［J］.IOP Conference Series：Materials Science and Engineering，2015，72（4）：42044.

［29］Hydraulic Institute.American national standard for rotodynamic pumps for pump instake design：ANSI/HI19.8—2012［S］.New Jersey：Hydraulic Institute，2012.

［30］PARK Y K，DEY M K，CHOI Y H.Numerical visualization of air intake induced by free surface vortex［J］.Journal of Thermal Science，2017，26（6）：540-544.

［31］王福軍，唐學林，陳鑫，等.泵站內部流動分析方法研究進展［J］.水利學報，2018，49（1）：47-61，71.

［32］王福軍.流體機械旋轉湍流計算模型研究進展［J］.農業機械學報，2016，47（2）：1-14.

［33］REBOLLO T C，LEWANDOWSKI R.Mathematical and numerical foundations of turbulence models and applications［M］.New York：Springer，2014.

［34］CHIPONGO K，KHIADANI M，SOOKHAK L K.Comparison and verification of turbulence Reynoldsaveraged Navier-Stokes closures to model spatially varied flows［J］.Scientific Reports，2020，10（1）：19059.

［35］陸林廣.泵站進水流道設計理論的新進展［J］.河海大學學報（自然科學版），2001，29（1）：40-45.

Influence of Eccentric Tapered Pipe and Elbow Pipe on the

Flow Pattern of Inlet Pipe in Pumping Station

LI Xiaochao1，2， GAO Zhikai3， XIE Minping3， LI Xiaohe4， LUO Yi2，

TANG Hualin2， LIN Xiaoheng5， LI Jun3

（1.China Institute of Water Resources and Hydropower Research， Beijing 100038， China;

2.China Water Hydropower Development Co.， Ltd.， Chengdu 610000， China;

3.North China University of Water Resources and Electric Power， Zhengzhou 450045， China;

4.South China Normal University， Guangzhou 510631， China;

5.The Fourth Construction Co.， Ltd. of China Construction Eighth Engineering Bureau， Qingdao 266100， China）

Abstract：

To investigate the effects of different eccentric tapered pipe lengths and elbow angles on the hydraulic characteristics of the inlet pipe in open pumping stations， this study explores the variation of hydraulic performance parameters with changes in elbow angles and eccentric tapered pipe lengths. Using the Yellow River pumping station in the lower reaches of the Yellow River as a case study， numerical simulations of 14 schemes were conducted based on Fluent software. The flow field of the inlet pipe at typical sections was analyzed using evaluation functions. Comparative analysis of schemes 1-5 reveals that changes in the length of the eccentric tapered pipe significantly affect the hydraulic loss of the inlet pipe， the uniformity of flow velocity distribution， and the velocity-weighted average angle at the outlet section. Optimal hydraulic performance is observed when the eccentric tapered pipe lengths are 600 mm， 700 mm， and 800 mm. The calculation and analysis of scheme 6-14 show that the change of elbow angle mainly affects the flow pattern of elbow section， and has little disturbance to the flow of other parts. Further evaluation shows that larger elbow angles result in smoother water flow transitions and lower hydraulic losses， whereas smaller elbow angles increase hydraulic losses， whereas smaller elbow angles increase hydraulic losses. Additionally， longer eccentric tapered pipe lengths improve the uniformity of flow velocity distribution and the velocity-weighted average angle at the outlet section， enhancing rectification effects， but at the cost of increased hydraulic losses.

Keywords：

pumping station; elbow pipe; eccentric tapered pipe; inflow flow pattern; numerical simulation

（編輯：喬翠平）

收稿日期：2023-07-04

基金項目：國家自然科學基金項目（51909094）。

第一作者：

李曉超（1997—），男，博士研究生，從事水利水電工程方面的研究。E-mail：hnscyxlxc@163.com。

通信作者：李君（1979—），男，副教授，碩導，博士，從事水利工程方面的研究。E-mail：uniquelijun@ncwu.edu.cn。