顧 巍 ，成 立 ，蔣紅櫻 ，焦偉軒 ，張 帝

（1.大豐區(qū)水利局，江蘇 鹽城 224100；2.揚(yáng)州大學(xué)水利與能源動力工程學(xué)院，江蘇 揚(yáng)州 225009；3.江蘇省水利工程科技咨詢股份有限公司，江蘇 南京 210029）

出水流道的作用是引導(dǎo)水流在從導(dǎo)葉體出口流入出水池過程中更好地轉(zhuǎn)向和擴(kuò)散，最大限度地回收水流所具有的動能[1-2]。虹吸式出水流道由于斷流方式簡單可靠、在低揚(yáng)程條件下水力性能好等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用[3]。國內(nèi)學(xué)者對虹吸式出水流道進(jìn)行了廣泛研究，研究主要內(nèi)容有：虹吸式出水流道水力優(yōu)化設(shè)計(jì)及水力特性分析[4-9]；基于氣液二相流虹吸式出水流道虹吸形成機(jī)理分析[10-11]；導(dǎo)葉體出口環(huán)量對虹吸式出水流道的影響等[12-15]。目前，基于整體泵裝置對虹吸式出水流道型式變化的研究較少，因此，本文基于虹吸式軸流泵裝置整體，通過改變虹吸式出水流道上升段（下降段）傾角，獲得幾種典型的虹吸式出水流道，并先對其型線進(jìn)行優(yōu)化[16]，采用 CFD（computational fluid dynamics）技術(shù)，探討多工況條件下虹吸式出水流道內(nèi)水力損失及特征斷面水力性能差異，分析不同型式虹吸式出水流道內(nèi)流場特性以及虹吸式出水流道型式的改變對軸流泵裝置水力性能的影響。研究成果為低揚(yáng)程立式泵站采用虹吸式出水流道優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 泵裝置模型與方法

1.1 計(jì)算模型及控制參數(shù)

計(jì)算模型采用虹吸式軸流泵裝置模型，葉輪名義直徑1.4 m，葉片數(shù)為4片，葉片角度為-6°，導(dǎo)葉數(shù)為7片，葉輪轉(zhuǎn)速為300 r/min。本次計(jì)算流量范圍為4.1～8.3 m3/s內(nèi)的8個(gè)流量點(diǎn)。計(jì)算區(qū)域包括進(jìn)水延伸段、肘形進(jìn)水流道、葉輪與導(dǎo)葉、虹吸式出水流道、出水延伸段6個(gè)部分，其實(shí)體造型如圖1所示。

虹吸式出水流道主要包括進(jìn)口彎曲段、直線上升段、駝峰段、直線下降段、出口彎曲段5個(gè)部分組成，如圖2所示?？刂坪缥匠鏊鞯赖闹饕獏?shù)有：進(jìn)口斷面直徑Din，上升段傾角α，駝峰斷面高H2，駝峰斷面寬B2，下降段傾角β，出口斷面高H3，出口斷面寬B3，駝峰斷面中心線至進(jìn)口斷面高差H0，駝峰斷面至出口斷面中心線高差H1，流道垂直投影長度L。

圖1 軸流泵裝置實(shí)體造型圖

圖2 出水流道設(shè)計(jì)參數(shù)圖

1.2 數(shù)值計(jì)算方法及邊界條件

軸流泵裝置內(nèi)不可壓縮流體的湍流流動采用三維雷諾時(shí)均N-S方程來描述。為更好地處理軸流泵裝置內(nèi)應(yīng)變率高及流線彎曲程度大的流動，湍流模型采用RNG k-ε模型[17-18]。動靜交界面采用凍結(jié)轉(zhuǎn)子（Frozen Stator）模型，以保證交界面的連續(xù)性。本文基于商用軟件ANSYS CFX數(shù)值計(jì)算求解器，采用有限體積法求解，計(jì)算格式為高階迎風(fēng)，收斂精度為10-4。

本文采用分塊網(wǎng)格計(jì)算，各塊網(wǎng)格如圖3所示。由于葉輪和導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其中流場變化急劇，特別是葉輪，屬于旋轉(zhuǎn)部件，其網(wǎng)格的質(zhì)量對于計(jì)算結(jié)果的影響較大。因而對葉輪和導(dǎo)葉采用ANSYS Turbo- Grid六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格剖分，葉輪網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為58萬，導(dǎo)葉網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為76萬。對肘形流道、虹吸式出水流道采用ANSYS Mesh 六面體生成網(wǎng)格，軸流泵裝置整體網(wǎng)格數(shù)量356萬。

進(jìn)口條件設(shè)置為流量進(jìn)口，出口條件設(shè)置為壓力出流，水面采用剛蓋假定設(shè)置為symmetry。近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理，并規(guī)定在固體邊壁處無滑移條件[19]。

1.3 設(shè)計(jì)方案

通過改變上升段傾角α（下降段傾角β），控制其他參數(shù)不變，得到4個(gè)典型的虹吸式出水流道設(shè)計(jì)方案，其中方案2駝峰斷面寬有所減小，對各方案流道進(jìn)行型線優(yōu)化，在此基礎(chǔ)上對4個(gè)方案進(jìn)行CFD研究。表1為不同型式虹吸式出水流道研究方案的設(shè)計(jì)參數(shù)表。為方便對控制參數(shù)進(jìn)行準(zhǔn)確表述，文中以葉輪直徑D為基數(shù)，對虹吸式出水流道控制參數(shù)進(jìn)行無量綱替換。

2 結(jié)果與分析

2.1 不同型式虹吸式出水流道水力性能

2.1.1內(nèi)部流動特性分析

為研究不同工況條件下虹吸式出水流道內(nèi)水流動特性，分別選取虹吸式出水流道左、右2個(gè)斷面，2個(gè)斷面與虹吸式出水流道縱斷面距離均為0.1Din，選取3個(gè)特殊工況點(diǎn)（小流量0.7Q、高效工況1.075Q、大流量工況1.3Q）對左、右2個(gè)斷面流態(tài)及壓力分布進(jìn)行分析，如圖4～圖7。

圖3 計(jì)算網(wǎng)格示意圖

表1 虹吸式出水流道設(shè)計(jì)參數(shù)表

對比4個(gè)方案的小流量工況點(diǎn)左右2個(gè)斷面流線發(fā)現(xiàn)，小流量工況下，由于導(dǎo)葉體出口環(huán)量較大，在虹吸式出水流道進(jìn)口彎曲段以及直線上升段，其流線呈螺旋狀上升，隨著流道上升段傾角的增大，虹吸式出水流道上升段水流流態(tài)越差，流態(tài)紊亂會造成能量的損耗，增加相對水力損失；此外，受導(dǎo)葉體出口環(huán)量與固壁約束的雙重影響，在導(dǎo)葉體出口易產(chǎn)生回流，如圖4a方案1、圖5a方案2、圖7a方案4的左斷面導(dǎo)葉體出口處、圖6d方案3的右斷面導(dǎo)葉體出口處均出現(xiàn)了明顯的回流區(qū)。高效工況條件下，導(dǎo)葉體出口斷面流速增大，水流受慣性力與壁面約束的影響，水流在進(jìn)入虹吸式出水流道進(jìn)口彎曲段前的右壁面產(chǎn)生漩渦，如圖4e、圖5e、圖6e、6f、圖7e所示。當(dāng)水流經(jīng)過進(jìn)口彎曲段的調(diào)整，相對于小流量、大流量工況條件，高效工況的水流在虹吸式出水流道內(nèi)的流態(tài)均相對較為平順，流道內(nèi)無明顯漩渦產(chǎn)生。當(dāng)水流通過駝峰段，對比4個(gè)方案流道左右斷面壓力云圖（圖b、圖e），發(fā)現(xiàn)在駝峰段底部均出現(xiàn)了不同面積的低壓區(qū)，即當(dāng)水流通過駝峰段時(shí)由于受到慣性力和重力雙重作用的影響，水流高速區(qū)主要集中在駝峰底部。大流量工況下，水流越過駝峰后受慣性力和壁面約束的影響，水流的流向尚未得到及時(shí)調(diào)整，水流主流易與流道下降段的下壁面發(fā)生脫離，即發(fā)生脫流。對比4個(gè)方案流道出口彎曲段壓力云圖（圖c、圖f），發(fā)現(xiàn)在出口彎曲段的下壁面存在不同程度的相對高壓區(qū)，該區(qū)域相對流速較小，隨著下降段傾角的減小，出口彎曲段高壓區(qū)的分布情況發(fā)生改變，其中方案3壓力分布較為均勻。

2.1.2駝峰斷面水力優(yōu)化指標(biāo)分析

圖4 方案1虹吸式出水流道左、右縱斷面流線圖

圖5 方案2虹吸式出水流道左、右縱斷面流線圖

為了分析虹吸式出水流道駝峰斷面流態(tài)，引入軸向速度分布均勻度、速度加權(quán)平均角對駝峰斷面水力性能進(jìn)行分析，其計(jì)算公式如下：

圖6 方案3虹吸式出水流道左、右縱斷面流線圖

圖7 方案4虹吸式出水流道左、右縱斷面流線圖

計(jì)算4個(gè)方案的7個(gè)流量點(diǎn)條件下的駝峰斷面軸向分布均勻度、速度加權(quán)平均角，二者與流量的關(guān)系曲線如圖8所示。對比4個(gè)方案發(fā)現(xiàn)，軸向速度分布均勻度與速度加權(quán)平均角隨著流量的變化呈現(xiàn)相同的波動趨勢；隨著虹吸式出水流道上升段傾角的增加、下降段傾角的減小，二者隨流量變化波動的情況更加明顯，即駝峰斷面流態(tài)隨流量的變化而變得不穩(wěn)定，其中方案1駝峰斷面流態(tài)穩(wěn)定性最好；4個(gè)方案駝峰斷面軸向速度均勻度均達(dá)到80%以上；對于每個(gè)方案，不同流量點(diǎn)軸向速度分布均勻度變化范圍在0.1%～8%之間，速度加權(quán)平均角變化范圍在0.1°～2.2°之間。圍在0.1°～2.8°之間，不同方案的駝峰斷面軸向速度分布均勻性較好，其均值的變化范圍較小，在0.1%～2%之間；方案1駝峰斷面軸向速度分布均勻度、速度加權(quán)平均角均最大，說明該方案的水流通過駝峰斷面時(shí)水流流態(tài)最好。

2.1.3水力損失

圖8 各方案軸向速度分布均與度、速度加權(quán)平均角與流量的關(guān)系（駝峰斷面）

為更直觀比較不同方案2個(gè)水力指標(biāo)的關(guān)系，計(jì)算了不同流量條件下2水力指標(biāo)的平均值，如圖9所示。隨著α角增大，β角減小，駝峰斷面速度加權(quán)平均角均值呈逐漸減小的趨勢，其變化范為比較不同流量下不同型式虹吸式出水流道上升段水力損失、下降段水力損失與流道整體水力損失的關(guān)系，采用公式（3）計(jì)算各方案不同流量條件下A-B斷面、B-C斷面、A-C斷面（圖2）的水力損失大小，采用公式（4）計(jì)算各分段水力損失所占比例。

圖9 不同方案軸向速度分布均與度均值、速度加權(quán)平均角均值關(guān)系（駝峰斷面）

式中：hf（m-n）為分段水力損失；Pm、Pn為斷面總壓大?。籱、n表示斷面號；ρ為流體密度；g為重力加速度；p為百分比大小。

各方案不同流量下分段水力損失占總損失的比重見表2，各方案流道整體水力損失與流量關(guān)系曲線見圖10。的比重變動范圍在2%～6%之間；同一工況條件下，虹吸式出水流道上升段水力損失的大小主

表2 各方案不同流量下分段水力損失占總損失的比重

圖10 各方案流道整體水力損失與流量關(guān)系曲線

對比4個(gè)方案數(shù)據(jù)表發(fā)現(xiàn)：各流量條件下，不同型式虹吸式出水流道水力損失主要集中在流道上升段，即駝峰斷面前，其數(shù)值百分比的均值均達(dá)到80%以上；流量從0.7Q增加到1.3Q的過程中，各方案分段水力損失比重的變動范圍在8%～15%之間；流量從0.7Q增加到1.0Q的過程中，分段水力損失的比重變動范圍在6%～8%之間，而當(dāng)流量從1.0Q增加到1.3Q的過程中，分段水力損失要由流道長度以及流道轉(zhuǎn)彎角的大小所決定，且二者相互影響，方案1與方案3上升段水力損失所占比重大于方案2、方案4，其中方案2上升段水力損失比重最小。

對比同一個(gè)方案，隨著流量的逐漸增大，虹吸式出水流道上升段水力損失占流道整體水力損失的比例均呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢，下降段水力損失占流道整體水力損失的比例呈逐漸增加的趨勢。

為了更為方便直觀對比不同型式虹吸式出水流道整體水力損失與流量的關(guān)系，本文共計(jì)算了8個(gè)流量點(diǎn)，并計(jì)算了每個(gè)流量點(diǎn)的水力損失大小，圖10為各方案虹吸式出水流道水力損失與流量的關(guān)系曲線。由圖10可知：當(dāng)工況從小流量向大流量工況變化的過程中，虹吸式出水流道整體水力損失與流量的關(guān)系未呈二次方關(guān)系遞增，隨著流量的增加，流道內(nèi)水力損失呈先減小后增加的趨勢；各方案水力損失存在相對最小值，但水力損失最小值相應(yīng)的流量點(diǎn)并非最高效率點(diǎn)所對應(yīng)的流量值。由圖10可知方案3流道整體水力損失最小，流量大于設(shè)計(jì)流量時(shí)方案1、方案3、方案4流道整體水力損失較為接近，而方案2水力損失明顯大于其他3個(gè)方案。可能原因分析：方案2駝峰斷面高寬比較大，受流道邊壁約束的影響，水流在流道上升段得不到充分的擴(kuò)散，水流流速較大，流態(tài)相對紊亂，水力損失變大。

2.1.4虹吸式軸流泵裝置水力性能

軸流泵裝置的進(jìn)口取在圖1中肘形進(jìn)水流道入口A-A斷面，出口取在圖1中虹吸式出水流道出口B-B斷面。泵裝置揚(yáng)程、效率按公式（5）、（6）分別計(jì)算，即

式中：H為軸流泵裝置揚(yáng)程；P1為肘形進(jìn)水流道入口總壓；P1為虹吸式出水流道出口總壓；ρ為流體密度；N為葉輪轉(zhuǎn)速；T為葉輪整體的扭矩。

為更加直觀分析比較各工況下虹吸式軸流泵裝置水力性能以及虹吸式出水流道型式的改變對軸流泵裝置水力性能的影響，本文計(jì)算了8個(gè)流量點(diǎn)，由計(jì)算結(jié)果可得泵裝置水力性能曲線，包括H～Q曲線和η～Q曲線，如圖11所示。不同工況點(diǎn)條件下，各方案揚(yáng)程、效率隨流量的變化趨勢基本相同，其中方案1、方案3、方案4的性能曲線基本重合，當(dāng)流量大于0.9Q時(shí)，方案2效率相對其他方案有所減小，差值變化范圍在0.1%～1%之間。在0.9Q～1.25Q的流量范圍為該泵裝置的高效區(qū)。

圖11 各方案虹吸式軸流泵裝置水力性能曲線

3 結(jié)論

（1）同一工況條件下，不同型式的虹吸式出水流道內(nèi)流態(tài)存在一定差異，主要體現(xiàn)在流道上升段，上升段傾角在一定范圍內(nèi)（35°～50°）傾角越小，虹吸式出水流道上升段水流流態(tài)越平順；不同工況條件下，由于導(dǎo)葉體出口環(huán)量的差異，同一虹吸式出水流道內(nèi)流態(tài)差異較大。

（2）同一虹吸式出水流道在不同工況條件下，其駝峰斷面軸向速度分布均勻度與速度加權(quán)平均角隨著流量的變化呈現(xiàn)相同的波動趨勢；隨流道上升段傾角的增大（下降段傾角減?。?，駝峰斷面速度加權(quán)平均角均值呈逐漸減小的趨勢，其變化范圍在0.1°～2.8°之間，不同方案的駝峰斷面軸向速度分布均勻性較好，其均值的變化范圍較小，在0.1%～2%之間。

（3）虹吸式出水流道內(nèi)水力損失主要集中在駝峰斷面前的流道上升段，不同型式虹吸虹吸式出水流道上升段水力損失占總損失均值均達(dá)到80%以上；當(dāng)流量工況大于設(shè)計(jì)工況時(shí)，僅改變虹吸式出水流道上升段（下降段）傾角對流道水力損失影響較??；對比同一個(gè)方案，隨著流量的逐漸增大，虹吸式出水流道上升段水力損失占流道整體水力損失的比例均呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢，下降段水力損失占流道整體水力損失的比例呈逐漸增加的趨勢；流道整體水力損失與流量未呈二次方關(guān)系。駝峰斷面高寬比對虹吸式出水流道內(nèi)水力損失有著較大的影響，有待進(jìn)一步研究。

（4）對于低揚(yáng)程泵站，僅改變虹吸式出水流道上升段（下降段）傾角對虹吸式軸流泵裝置水力性能影響較小。虹吸式出水流道特征斷面（駝峰斷面、出口斷面）高寬比的改變對虹吸式出水流道內(nèi)水力損失、虹吸式軸流泵裝置水力性能的影響有待進(jìn)一步研究。

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