鄭 云 浩，李 彥 軍，胡 新 益，楊 平 輝，王 焰 康

(1.江蘇大學(xué) 流體機(jī)械工程技術(shù)研究中心，江蘇 鎮(zhèn)江 212013； 2.湖北省水利水電規(guī)劃勘測(cè)設(shè)計(jì)院，湖北 武漢 430064； 3.武漢特種工業(yè)泵廠有限公司，湖北 武漢 430058)

泵站進(jìn)水流道型式包括肘型、鐘型和簸箕型等，其作用主要是為泵段提供良好的入流條件。不同形式的流道具有不同的優(yōu)勢(shì)和劣勢(shì)：① 肘型進(jìn)水流道水力損失低，內(nèi)部流態(tài)穩(wěn)定，但為保證泵入口速度均勻，流道高度較大，型線復(fù)雜[1-3]；② 鐘型進(jìn)水流道造價(jià)較低但穩(wěn)定性差，易產(chǎn)生渦帶，從而造成較高的水力損失與較差的內(nèi)部流態(tài)[4-5]；③ 與肘型和鐘型進(jìn)水流道相比，簸箕型進(jìn)水流道挖深高度最小，造價(jià)最低，而且在參數(shù)匹配合理的前提下，其水力性能較好[6-7]，擁有較高的工程價(jià)值與研究價(jià)值。

目前，已有大量國內(nèi)外學(xué)者運(yùn)用仿真模擬[8-10]與試驗(yàn)驗(yàn)證[11-12]的手段，針對(duì)進(jìn)水流道與泵裝置的匹配性進(jìn)行了研究分析。陸林廣[13]等基于仿真模擬，對(duì)簸箕型流道的關(guān)鍵參數(shù)對(duì)內(nèi)流特性的影響進(jìn)行了分析，分析發(fā)現(xiàn)，吸水箱高度、中隔墩寬度等因素對(duì)流道出口流速分布的均勻度影響明顯。成立等基于數(shù)值模擬，揭示了流道內(nèi)部的流動(dòng)規(guī)律，并發(fā)現(xiàn)喇叭管下存在著奇點(diǎn)。陳松山等通過水力損失試驗(yàn)裝置，優(yōu)化了簸箕型的進(jìn)水流道型線。王亦曉等通過數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)PANS湍流模型能預(yù)測(cè)大尺度漩渦，并能反映更多的細(xì)節(jié)流動(dòng)特征。李四海等分析比較了2種流道在帶泵與不帶泵情況下進(jìn)水流道內(nèi)部的流場(chǎng)情況，結(jié)果表明，葉輪旋轉(zhuǎn)對(duì)水流流速的均勻度具有明顯的影響[14]。Kim[15]等基于仿真模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證，分析了混流泵內(nèi)部關(guān)鍵參數(shù)對(duì)流道內(nèi)部流態(tài)的影響。Eisele K[16]等基于LDV與PTV技術(shù)，捕捉到了泵裝置內(nèi)部的回流現(xiàn)象。

根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，流道的設(shè)計(jì)往往要針對(duì)多個(gè)因素進(jìn)行同時(shí)修正。目前，關(guān)于進(jìn)水流道多因素多目標(biāo)組合優(yōu)化的理論很少。本文基于正交試驗(yàn)分析法，研究了多種不同參數(shù)組合下進(jìn)水流道的外特性，探究了關(guān)鍵設(shè)計(jì)因素對(duì)簸箕型進(jìn)水流道水力性能的影響規(guī)律，以期對(duì)流道的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 比較方案

模型泵裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示。模型泵裝置的主要水力參數(shù)如下：設(shè)計(jì)流量Qdes=0.303 m3/s，設(shè)計(jì)凈揚(yáng)程Hj=13.86 m，葉輪轉(zhuǎn)速n=1 328 r/min。模型泵主要幾何參數(shù)如下：葉輪葉片數(shù)Z1=4，導(dǎo)葉葉片數(shù)Z2=7。

圖1 三維造型Fig.1 3D model of pump device

根據(jù)國內(nèi)外學(xué)者積累的經(jīng)驗(yàn)，影響簸箕型進(jìn)水流道水力性能的主要參數(shù)有：后壁距、吸水箱高度、喇叭口入流直徑、流道底板傾角、流道寬度以及中隔墩厚度和流道高度等。由于目標(biāo)泵站的中隔墩厚度、流道高度等因素受到工程限制，本文中主要針對(duì)以下4個(gè)因素進(jìn)行設(shè)計(jì)：后壁距Lb、喇叭口直徑DL、吸水箱高度HL和底板傾角。圖2為優(yōu)化參數(shù)的結(jié)構(gòu)示意圖。確定優(yōu)化參數(shù)之后，采用L9(34)正交試驗(yàn)表，因素水平設(shè)置如表1所列，試驗(yàn)方案如表2所列，其中6號(hào)方案為原設(shè)計(jì)方案。

圖2 簸箕型進(jìn)水流道結(jié)構(gòu)示意Fig.2 The structure of dustpan type inlet

表1 因素水平Tab.1 Orthogonal experiment factors

表2 試驗(yàn)計(jì)劃Tab.2 Test scheme

由于喇叭管出口D1受到葉輪直徑的限制，因此可將其作為長度標(biāo)尺，本次模型中D1=0.28 m。

底板傾角設(shè)計(jì)方案如圖3所示：1號(hào)方案設(shè)置為直線連接，2號(hào)方案設(shè)置為R420圓弧角過渡，3號(hào)方案設(shè)置為直角過渡。3種方案分別被命名為：α1，α2，α3。

圖3 流道底板傾角方案Fig.3 Inclination of the runner floor

2 數(shù)值模擬計(jì)算

2.1 網(wǎng)格劃分

與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相比，結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格具有收斂性好的優(yōu)點(diǎn)，因此，計(jì)算域中的所有網(wǎng)格均采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分。其中，進(jìn)水流道與出水流道采用ICEM CFD生成，葉輪與導(dǎo)葉采用TurboGrid生成，網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 泵裝置各部件結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分Fig.4 Structured grid of the whole pump device

當(dāng)泵裝置網(wǎng)格數(shù)量在700萬以上時(shí)，計(jì)算效率趨于穩(wěn)定。由于網(wǎng)格數(shù)量的增加會(huì)占用更多的計(jì)算資源，因此將進(jìn)水流道、葉輪、導(dǎo)葉和出水流道的網(wǎng)格數(shù)量最終分別確定為150萬、200萬、200萬以及150萬。本文采用k-ε模型作為湍流模型，因此將導(dǎo)葉與葉輪Y+平均值控制在50左右，進(jìn)出水流道Y+平均值控制在70左右，可以滿足計(jì)算精度的要求。

2.2 計(jì)算設(shè)置

本文采用定常雷諾時(shí)均方程來模擬泵裝置的內(nèi)部流態(tài)，而且為了使方程封閉，引入了標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。邊界條件設(shè)置如下：進(jìn)水流道入口采用質(zhì)量流量；出口設(shè)置采用壓力出口，設(shè)置為0，參考?jí)毫?個(gè)大氣壓；壁面函數(shù)采用光滑無滑移系數(shù)，靜止部件之間的交界面采用“None”，動(dòng)靜交界面采用“Stage”；殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為10-4，對(duì)流項(xiàng)采用 “UpWind”，當(dāng)計(jì)算達(dá)到收斂標(biāo)準(zhǔn)或周期性穩(wěn)定時(shí)，計(jì)算結(jié)束。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

本次試驗(yàn)在江蘇大學(xué)國家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心的水力機(jī)械四象限多功能試驗(yàn)臺(tái)上展開。針對(duì)優(yōu)化后的進(jìn)水流道及泵裝置進(jìn)行揚(yáng)程與效率的測(cè)定，試驗(yàn)裝置如圖5所示。試驗(yàn)臺(tái)流量采用德國科隆智能電磁流量計(jì)測(cè)量，測(cè)量精度優(yōu)于±0.2%；揚(yáng)程測(cè)量采用日本橫河EJA 智能差壓變送器，測(cè)量量程為0～25 m，裝置模型試驗(yàn)揚(yáng)程測(cè)點(diǎn)位于進(jìn)出口水箱上，傳感器測(cè)量不確定度優(yōu)于±0.1%。該試驗(yàn)臺(tái)效率綜合允許不確定度在±0.3%以內(nèi)。

圖5 試驗(yàn)臺(tái)實(shí)拍Fig.5 Test platform

圖6為泵裝置外特性測(cè)量值與試驗(yàn)值的對(duì)比。由圖6可以看出：在小流量工況下，揚(yáng)程與效率的計(jì)算值略高于測(cè)量值；小流量與設(shè)計(jì)流量工況下，效率的模擬值略低于測(cè)量值。在設(shè)計(jì)流量工況0.303 m3/s下，模擬值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差均在3.3%以下。綜上所述，本文數(shù)值計(jì)算模擬值與試驗(yàn)測(cè)量值的吻合度符合要求，數(shù)值模擬的結(jié)果具有可靠性。

圖6 數(shù)值模擬值與試驗(yàn)測(cè)量值對(duì)比Fig.6 The comparison of pump performance between numerical simulation and experiment

4 成果分析

4.1 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

正交試驗(yàn)結(jié)果如表3所列。為了直觀地分析，引入極差分析法認(rèn)定各項(xiàng)指標(biāo)對(duì)水力性能影響的大小。極差分析法簡(jiǎn)稱為R法[17]。其中R值通過計(jì)算數(shù)據(jù)樣本的最大值與最小值之間的差值得到，R值越大，說明該因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響越大，因此也就越重要。由表4～5可以看出：對(duì)泵裝置效率揚(yáng)程的影響程度從大到小依次為喇叭管入流直徑>底板傾角>吸水室高度>后壁距。

表3 模擬試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test results

表4 泵裝置揚(yáng)程極差分析Tab.4 Range analysis on pump head

表5 泵裝置效率極差分析Tab.5 Range analysis on pump efficiency

在設(shè)計(jì)流量工況下，優(yōu)化后的2號(hào)方案效率比原設(shè)計(jì)方案即6號(hào)方案的效率提升了4.41%，而且計(jì)算揚(yáng)程更符合工程的要求，優(yōu)化效果明顯。

4.2 流場(chǎng)特性對(duì)比分析

為了進(jìn)一步分析關(guān)鍵參數(shù)對(duì)泵裝置的影響規(guī)律，如圖7所示，繪制了原方案(工況6)與優(yōu)化后方案(工況2)的進(jìn)水流道出流位置的軸向速度矢量分布圖，并進(jìn)行了對(duì)比分析。由圖7可以看出：優(yōu)化后的方案，其入流角度較好，基本上為垂直入流，僅在輪緣附近出現(xiàn)了小范圍的紊流，這主要是受到黏性壁面邊界層的影響；而原方案的整體入流角度較差，尤其是中心位置，這是引起泵裝置效率降低、揚(yáng)程偏離設(shè)計(jì)凈揚(yáng)程較大的主要原因。

圖7 進(jìn)水流道出流位置軸向速度矢量分布俯視圖Fig.7 Top view of axial velocity vector distribution

從數(shù)據(jù)分析結(jié)果可以看出：喇叭管入流直徑對(duì)泵裝置效率揚(yáng)程產(chǎn)生的影響最大，而且工況2，工況7，工況6三個(gè)方案的效率呈階梯形遞減，具有較高的代表性。為了進(jìn)一步分析產(chǎn)生入流角度差異的原因，繪制出了3個(gè)方案的喇叭管附近的流速剖面圖，如圖8所示。從圖8可以看出：工況7與工況2的喇叭管內(nèi)部流速較高，這代表2種流道的設(shè)計(jì)方案均具有較好的回收動(dòng)能；但工況7喇叭管下方存在著較大范圍的低速區(qū)，喇叭管內(nèi)部的流速分布也較為紊亂，這主要是由于過小的喇叭管入流面積會(huì)在入流位置造成復(fù)雜的能量交換，從而影響到了流速分布的均勻性；工況6與工況2內(nèi)部流速分布較為均勻，喇叭管下方的低速區(qū)也較小，但工況6的喇叭管內(nèi)部流速較低。結(jié)合之前的速度矢量分布狀況可以得出結(jié)論：過大的喇叭管入流面積會(huì)影響到動(dòng)能的回收，從而造成軸向流速的虧損，繼而使其效率降低。

圖8 喇叭管附近區(qū)域流速分布Fig.8 Velocity distribution near the flared tube

5 結(jié) 論

(1) 對(duì)于本文研究的泵站而言，優(yōu)化后的2號(hào)流道方案效率提升了4.41%，計(jì)算揚(yáng)程符合設(shè)計(jì)要求，優(yōu)化效果顯著。

(2) 喇叭管入流面積對(duì)于泵裝置效率揚(yáng)程的影響較大。過小的喇叭管入流面積會(huì)在入流位置造成復(fù)雜的能量交換，從而會(huì)進(jìn)一步影響流速分布均勻性；過大的喇叭管入流面積會(huì)影響動(dòng)能的回收，從而造成軸向流速的虧損。

基于上述研究成果，建議對(duì)于目標(biāo)泵站，應(yīng)將喇叭管入流面積控制在1.5倍葉輪直徑左右，此時(shí)效果為最佳。