顏紅勤，成 立，蔣紅櫻，肖忠明，王 默

（1.江蘇省水利工程科技咨詢股份有限公司，南京210029；2.揚州大學(xué)水利科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇揚州225009；3.江蘇省丹陽市九曲河樞紐管理處，江蘇鎮(zhèn)江212000；4.海南省水利水電勘察設(shè)計研究院安徽分院，合肥230000）

當(dāng)下，我國城鄉(xiāng)建設(shè)水平不斷地提升，對供水排水提出更高要求與需求，泵站所需進行的及時輸送顯得無比重要［1-3］。目前，主要選用的仍然是以混凝土為主的傳統(tǒng)泵站，其卻存在著體積過于龐大、建設(shè)時間久、耗費人力財力較多等缺點，該泵站一旦建設(shè)完成后很難再次進行遷移［4-6］。一體化泵站卻可以很好的面對上述問題，它是一種新型泵站，從生產(chǎn)、裝配再到后期維護均較便利，值得被推廣使用。另外，城市土地資源也越發(fā)緊缺，生態(tài)環(huán)境易遭到破壞，而一體化泵站的建設(shè)卻不會因此受困擾。

目前為止，許多研究者對一體化泵站展開了相關(guān)分析。談?wù)龔姡?］研究了不同流量工況下泵站內(nèi)部復(fù)雜流動，并提出了多筒體并聯(lián)方案。張子旭等［8］在不同運行方式下，分析了工作水位與安裝高度對筒體應(yīng)力的影響。蔣紅櫻等［9］根據(jù)不同流量工況，分析了一體化泵站中流量大小對泵站內(nèi)部流動特性的影響。顏紅勤等［10，11］根據(jù)不同泵安裝位置，分析了不同情況下對一體化泵站內(nèi)部流動特性的影響探究。成立等［12］根據(jù)集水池內(nèi)不良流態(tài)，研究出一體化泵站底部自清潔相關(guān)措施。前人對一體化泵站的研究主要還是傾向于工程整體應(yīng)用方面，對一體化泵站底部形式的水力特性研究關(guān)注還是相對甚少。

通過數(shù)值模擬，對稱式分布潛水軸流泵，改變泵站底部形式，從而進行計算分析泵站內(nèi)部水力性能所受影響。

1 計算模型與方法

1.1 研究物理模型

圖1為泵站結(jié)構(gòu)計算模型圖，主要有集水池、左右各一臺潛水式軸流泵、葉輪、導(dǎo)葉以及2 個潛水電機，采用1 個進水口，設(shè)置出水管道2 個。據(jù)最新實踐與數(shù)據(jù)統(tǒng)計可知，一體化泵站的筒體有效容積與流量存在一定關(guān)系為：V=Qb/4Zmax，Qb表示泵流量，Zmax表示最大啟停次數(shù)（10～30 次/h）。在本文中采用Zmax為15次進行匹配計算。本文模型計算中集水池為圓柱形筒體，筒體直徑為1 m，高度為1 m，葉輪直徑大小為0.12 m，選用3 個葉片，水泵流量為198 m3/h，轉(zhuǎn)速為40 r/s。

圖1 計算模型Fig.1 Calculation model

1.2 網(wǎng)格剖分

對主要部分集水池、泵體、喇叭口、出水管道進行分塊網(wǎng)格剖分。通過ICEM CFD 軟件對泵體進行網(wǎng)格剖分，利用Mesh 軟件對其余部分進行網(wǎng)格劃分。圖2為泵體部分網(wǎng)格剖分。

圖2 泵體部分網(wǎng)格剖分Fig.2 Part grid division of pump body

由于標(biāo)準k-ε［13，14］模型形式簡單，能夠較好的適應(yīng)算法；RNGk-ε［15，16］模型和Realizablek-ε［17］模型是在標(biāo)準模型基礎(chǔ)上進行了改進，更能適應(yīng)較大流場。最終計算比較可知，標(biāo)準k-ε模型收斂較好，從而采用標(biāo)準k-ε紊流模型進行展開研究。

在滿足網(wǎng)格質(zhì)量相關(guān)要求前提下，對集水池進行網(wǎng)格無關(guān)性分析，網(wǎng)格數(shù)量范圍為30～130 萬，將水泵Ⅰ效率作為評判依據(jù)，最終確定所采用網(wǎng)格數(shù)量為120萬（圖3）。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性Fig.3 Grid independent

1.3 計算方法及邊界條件

本文利用CFD 技術(shù)，通過CFX 展開數(shù)值模擬進行計算，忽略熱交換，迎風(fēng)離散格式為一階，收斂精度為10-5。增設(shè)進水段位于進水口前，以便水流充分以紊流運動進入，紊流密度設(shè)置5%，出口邊界為1 個標(biāo)準大氣壓；邊壁無滑移，采用Scalable Wall Function 函數(shù)法處理近壁面，采用凍結(jié)轉(zhuǎn)子（Frozen Stator）進行設(shè)置動靜交界面，以確保交界面處連續(xù)性。

2 結(jié)果與分析

一體化泵站不同底部主要形式包括圓弧式、橢圓弧式、斜坡式。表1為研究方案相關(guān)參數(shù)設(shè)置。

表1 研究方案Tab.1 Research planes

2.1 圓弧式底部一體化泵站水力特性研究

從喇叭管入口中心點到集水池底部的垂直距離為0.6D，D表示喇叭管口直徑，兩泵之間泵間距為0.6R，中心距為0.2R，進口質(zhì)量流給定：Q設(shè)=198 m3/h。底部圓弧半徑大小分別選取為Rl=1.2R、Rl=1.6R、Rl=2.0R（如圖4所示）展開研究。

圖4 底部圓弧半徑模型圖Fig.4 Integrated pump model with different radius of arc

由表2可知，水泵Ⅰ效率、葉輪室進口流速均勻度以及速度加權(quán)平均角值均比水泵Ⅱ高。通過對比分析，在方案3 下兩泵效率表現(xiàn)最大，流速均勻度與加權(quán)平均角整體相對高于其他方案。由方案1、2 可得，兩泵效率值相對方案3 較低，流速均勻度和速度加權(quán)平均角也為方案中最低值。

表2 不同底部圓弧半徑一體化泵站水力性能表Tab.2 Hydraulic performance table of bottom integral pump with different arc radius

圖5為不同圓弧情況下泵站三維流線圖，圖6為管道間中心連線縱斷面圖，圖7為喇叭管口到集水池底部橫斷面，圖8為喇叭管口處所在部分橫斷面。

由圖5可知，在方案1與2中，集水池內(nèi)流態(tài)較差，入水口上方處均出現(xiàn)較明顯漩渦，方案3下漩渦明顯較小，流態(tài)較好。由圖6可得，三種方案下集水池內(nèi)管間均出現(xiàn)流線在一處集中現(xiàn)象，方案1喇叭口流線分布主偏向于管Ⅰ，兩管道上方流線左右呈相反分布。方案2 流速分布與方案1 相反，兩管間流線偏向管Ⅱ，喇叭管口流線主偏與管Ⅱ。方案3 流速分布與Rl=1.2R時大體一致，與Rl=1.6R時呈現(xiàn)相反鏡像，兩管道間流線與方案2 基本一致。由圖7可知，根據(jù)半徑的增加，泵后方向與壁面間的流速逐漸減小。方案1 流線進入泵Ⅰ居多。在方案2 中流線主要進入水泵Ⅱ，但管前壁面處出現(xiàn)一明顯漩渦，底部流態(tài)較差。由圖8知，根據(jù)圓弧半徑的增加，管前方近壁面區(qū)均有一明顯漩渦，方案2情況下底部流線分布最差。

圖5 圓弧底部泵站三維流線圖Fig.5 Three dimensional streamline diagram of bottom integral pump model with different arc radius

圖6 圓弧底部流線與流速縱斷面圖Fig.6 Profile of bottom integral pump with different arc radius Streamline and velocity distribution

圖7 圓弧底部喇叭管口至底部中間處流線與速度橫斷面分布圖Fig.7 Cross section of integrated pump with arc radius at the flare tube to middle of bottom streamline and velocity distribution

圖8 圓弧底部喇叭管口處流線與速度橫斷面分布圖Fig.8 Cross section of integrated pump with arc radius at the flare tube streamline and velocity distribution

圖9為不同底部圓弧半徑流線與壓力分布圖。由圖9可知，方案2底部壓力表現(xiàn)出最大方案3次之，方案1最小，由流線分布可知，在方案1 和方案2 中，喇叭管入口處無漩渦，在近底部中心與前壁面處出現(xiàn)兩較明顯漩渦。方案3在斷面中心處出現(xiàn)兩對稱漩渦，且壁面處漩渦仍然存在，漩渦離壁面距離更近。

圖9 圓弧底部流線與壓力橫斷面分布圖Fig.9 Bottom streamline and pressure cross section of integrated pump with different arc radius

2.2 橢圓式底部一體化泵站水力特性研究

橢圓弧半徑分別選取為：Rd=0.2R，Rd=0.4R，Rd=0.6R的圓弧底（如圖10所示）進行研究。

圖10 橢圓底部弧半徑模型Fig.10 The model of elliptic bottom integral pump with different small radius

據(jù)表3可知，通過增大底部橢圓弧半徑，兩水泵效率值、流速均勻度均有所下降趨勢，其各指標(biāo)的變化幅度均相對較小。

表3 不同底部橢圓弧半徑的一體化泵站水力性能Tab.3 Hydraulic performance of integral pump with different elliptical arc and small radius bottom

圖11為不同弧度橢圓弧形底部三維流線圖，圖12為兩管間中心連線部分縱斷面，圖13為喇叭管口處到底部垂線中點部分橫斷面，圖14為喇叭管口處所在部分橫斷面。

圖11 橢圓弧底部泵站三維流線圖Fig.11 Three dimensional streamline diagram of bottom integral pump with different elliptical arc radius

由圖11可得，其中方案4集水池內(nèi)流線上下擴散較大，3種方案入水口上方流線均出現(xiàn)漩渦。由圖12可知，方案4 集水池內(nèi)管道間流線偏向于管Ⅰ。方案5管間偏上出現(xiàn)一較明顯流線集中點，流線分布較均勻。在方案6 中，管間流線出現(xiàn)漩渦，且流線主偏于管Ⅱ。由圖13可知，方案4 集水池內(nèi)流線與流速分布較均勻，流態(tài)較好，流線稍偏向于喇叭管口Ⅱ，而方案5 流線偏向于喇叭管口Ⅰ，流線分布較均勻，方案6 流線分布較差，流線明顯偏向于喇叭管口Ⅱ。由圖14知，根據(jù)橢圓弧半徑增加，流速整體明顯提高。在方案5 中，流速與流線對稱分布明顯。方案4 和方案5 進水管口處流線分布較好，水流分布總體均勻。而方案6 流線分布不均勻，最終進入水泵Ⅰ流線要稍小于水泵Ⅱ，流態(tài)較差。

圖12 橢圓弧底部流線與流速縱斷面圖Fig.12 Profile of bottom integral pump with different elliptical arc radius Streamline and velocity distribution

圖13 橢圓弧底部喇叭管口至底部中間處流線與速度橫斷面分布圖Fig.13 Cross section of integrated pump with elliptical arc radius at the flare tube to middle of bottom streamline and velocity distribution

圖14 橢圓弧底部半徑喇叭管口處流線與速度橫斷面分布圖Fig.14 Cross section of integrated pump with elliptical arc radius at the flare tube streamline and velocity distribution

圖15是不同底部橢圓弧半徑流線與壓力分布圖。由圖15可知，在喇叭管附近的壓力最低，隨離喇叭管距離增大，壓力也逐漸增加。對比分析可知，壓力呈對稱形式分布。根據(jù)橢圓弧半徑的擴大，集水池內(nèi)的整體壓力逐漸下降，方案4池內(nèi)水體壓力最大，方案5較方案4低，方案6壓力最小。方案4和方案5流線分布無明顯差異，且分布對稱，進入流線相對于兩泵分布較均勻，于匯集處水流出現(xiàn)回流。方案6中流線分布較不均勻，流線主要偏移至向水泵Ⅱ方向，于匯集處水流出現(xiàn)回流。

圖15 橢圓弧底部流線與壓力橫斷面分布圖Fig.15 bottom streamline and pressure cross section of integrated pump with different elliptical arc radius

2.3 斜坡式底部一體化泵站水力性能研究

斜坡式底部即泵站底部兩側(cè)壁面非直徑與底部相垂直，其與底部水平非垂直關(guān)系，而是存在一定傾斜角度。通過改變角度大小來進行研究。本文選取底部斜坡與底部夾角分別為30°、45°、60°（如圖16所示）。

圖16 底部斜坡模型Fig.16 Integrated pump model with different slope bottom

由表4知，通過增大角度大小，兩泵效率值和葉輪室進口流速均勻度相差不大。根據(jù)選取角度的增大，泵Ⅰ加權(quán)平均角有所增加，泵Ⅱ流速均勻度以及加權(quán)平均角有所下降，整體變化幅度小。

表4 不同底部斜坡角水力性能Tab.4 Hydraulic performance of integral pump with different slope angle bottom

圖17為不同斜坡式底部三維流線圖，圖18為管間中心連線處部分縱斷面，圖19為喇叭管口處到底部垂線中點部分橫斷面，圖20為喇叭管口處所在部分橫斷面。

圖17 斜坡底部三維流線圖Fig.17 Three dimensional streamline diagram of integrated pump at the bottom of different slopes

由圖17可得，方案7 與方案9 集水池內(nèi)流線整體分布于中心處較多，而集水池內(nèi)流線上下擴散較大。由圖18知，流速分布相差不大，流線平順分布。方案7中流線彎曲度明顯較大，方案8 流線彎曲度降低，水流流態(tài)得到改善。方案9，流線彎曲度下降更多，水流流態(tài)進一步得到改善。但隨角度的改變，兩管間均有一匯聚流線，均偏向管Ⅰ分布。方案8 中兩管間近管Ⅱ位置處出現(xiàn)一較小漩渦。由圖19知，隨角度的增加，管后方流速加大，于流線匯集處出現(xiàn)水流回流。與此同時，方案7和方案8 流線分布相對更對稱，方案9 流線分布較差，流線主要進入偏向水泵Ⅰ較多。由圖20可知，方案7 和方案8 流線分布相對對稱，流態(tài)較好。方案9 中出現(xiàn)兩方向相反旋轉(zhuǎn)水流偏向于管道Ⅱ附近匯集，最終小部分進入水泵Ⅱ中。

圖18 斜坡底部流線與速度縱斷面分布圖Fig.18 Profile of integrated pump at the bottom of different slopes Streamline and velocity distribution

圖20 底部斜坡喇叭管口處流線與流速橫斷面圖Fig.20 Cross section of integrated pump with slopes at the flare tube streamline and velocity

圖21是不同角度底部流線與壓力圖。從圖21中可知，喇叭管口處正下方區(qū)域的壓力最小，而隨距管口處距離加大，壓力分布也隨之增加。方案7壓力要稍高于方案8，而方案9壓力最大。方案7 底部壓力對稱分布明顯，方案8 在管Ⅱ前斜方向壁面處有一區(qū)域壓力分布較小，且出現(xiàn)水流漩渦。方案9 管Ⅱ前壓力明顯大于管Ⅰ。由流線分布可知，方案7 和方案8 流線分布相對對稱，而方案8 在管Ⅱ前漩渦，方案9 流線分布不對稱，最終向水泵Ⅰ偏流。

圖21 斜坡底部流線與壓力橫斷面分布圖Fig.21 Bottom streamline and pressure cross section of integrated pump on different slopes

3 結(jié) 語

通過采用CFD 技術(shù)，探究了圓弧、橢圓弧、斜坡式底部的改變對一體化泵站水力性能的影響，由分析可知，水力參數(shù)的改變對一體化泵站的水力性能有著一定的影響。

（1）對于圓弧形底部，據(jù)底部半徑的增大可知，流態(tài)無明顯差異。當(dāng)半徑為1.6R時，出現(xiàn)一明顯漩渦；當(dāng)半徑為1.2R與2.0R時，流態(tài)分布較好。當(dāng)?shù)撞堪霃綖?.0R時，其兩泵效率、葉輪室進口流速均勻度以及加權(quán)平均角值均明顯高于其他方案。從而建議選取圓弧半徑Rl=2.0R。

（2）對于橢圓弧形底部，當(dāng)橢圓弧半徑Rd=0.2R時，其兩泵效率、葉輪室進口流速均勻度以及加權(quán)平均角值均明顯高于其他方案；當(dāng)橢圓弧半徑Rd=0.6R時，兩管間水流出現(xiàn)漩渦分布；且當(dāng)Rd=0.2R時，無不良流態(tài)，流態(tài)較好。從而建議選取橢圓弧半徑Rd=0.2R。

（3）對于斜坡底部，當(dāng)斜坡角度為30°時，流線對稱分布，流態(tài)較好；當(dāng)角度選取45°時，兩管間存在一明顯漩渦；當(dāng)角度選取60°時，水流出現(xiàn)偏流，流態(tài)較差，流線分布不對稱。從而建議選取底部斜坡角為30°。 □