吉慶偉，李進東，呂玉婷，袁堯，楊帆*

泗陽二站軸流泵裝置模型流道優(yōu)化及模型試驗分析

吉慶偉1，李進東2，呂玉婷3，袁堯2，楊帆3*

（1.江蘇省駱運水利工程管理處，江蘇 宿遷 223800；2.江蘇省水利科學研究院，南京 210017；3.揚州大學 水利科學與工程學院，江蘇 揚州 225009）

【】提高泗陽二站改造工程泵裝置的水力效率，明確泗陽二站改造后泵裝置的水力性能，了解泵站的真實運行情況，便于泵站的安全運行管理。以泗陽二站的立式軸流泵裝置為研究對象，采用數(shù)值模擬技術(shù)分析了原設(shè)計方案（方案1肘形進水流道的流道高度1.707、長度3.895、進口面積4.9842；虹吸式出水流道長度6.14、進口直徑1.09、出口面積3.9342，其中為葉輪名義直徑。）的泵裝置水力性能并開展了流道的優(yōu)化分析，通過物理模型試驗獲得了泵裝置的能量性能。給出了肘形進水流道彎肘段方變圓漸縮型線、出水流道隔墩起始位置及隔墩長度的優(yōu)化方案，優(yōu)化后的肘形進水流道出口面的軸向速度分布均勻度提高了3.32%，加權(quán)平均偏流角減小了0.945o，水力損失減小了10.4%；相比原設(shè)計方案，優(yōu)化的虹吸式出水流道水力損失減小了7.51%。在葉片安放角+2o、設(shè)計揚程6.30 m時，原型泵裝置流量為35.2 m3/s，滿足設(shè)計流量的要求，效率為76.02%；在最大揚程6.8 m時，原型泵裝置流量為33.84 m3/s，效率為75.97%；在平均揚程5.55 m時，原型泵裝置流量36.58 m3/s，效率為74.23%。在保證進出水流道主要控制尺寸不變條件時僅縮短肘形進水流道的進口寬度至2.2，虹吸式出水流道的隔墩起始位置向出水側(cè)移動0.772且保持隔墩頭部與水流方向垂直的條件時，泗陽二站改造工程泵裝置的水力效率相對較高，有助于保障改造后泗陽二站的安全高效穩(wěn)定運行。

軸流泵裝置；流道；優(yōu)化；水力性能；模型試驗

0 引言

【研究意義】軸流泵站廣泛應(yīng)用于我國農(nóng)業(yè)灌溉、城市防洪及流域調(diào)水等工程領(lǐng)域，泗陽二站屬于江蘇省淮水北調(diào)第一梯級和江水北調(diào)第四梯級，為確保泗陽二站改造后泵裝置高效安全穩(wěn)定運行，通過數(shù)值模擬技術(shù)對泗陽二站現(xiàn)有流道結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，并通過物理模型試驗獲取泗陽二站泵裝置的能量性能。【研究進展】近年來，國內(nèi)外學者對泵裝置的內(nèi)流場及水力性能開展了不少的研究工作，研究內(nèi)容主要集中于葉輪及導(dǎo)葉體對泵裝置內(nèi)流及水力性能影響的數(shù)值模擬[1-4]，泵裝置能量性能、空化性能及脈動性能的物理模型試驗[5-8]，泵裝置啟停過程、飛逸過程的數(shù)值模擬[9-11]，泵裝置流道幾何形體優(yōu)化及運行穩(wěn)定性[12-15]，其中數(shù)值模擬方法被采用的較多，如：Patil等[3]采用數(shù)值模擬技術(shù)分析了潛水泵葉輪間隙變化時泵內(nèi)流場變化規(guī)律，揭示了間隙對軸向推力的影響；謝麗華等[6]通過模型試驗分析了15°斜式軸流泵裝置的能量性能、空化性能、飛逸性能及出水流道的偏流特性；戴景等[10]采用Fluent16.0對立式軸流泵裝置的飛逸特性進行了全流場數(shù)值計算，獲得了機組在飛逸過程中的轉(zhuǎn)速、扭矩、軸向力等外特性參數(shù)的變化及肘形進水流道內(nèi)流線的演化特性；劉超等[12-13]采用數(shù)值模擬技術(shù)對平面S形軸伸貫流泵裝置的過流結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化設(shè)計，還對雙向流道立軸潛水泵裝置流道內(nèi)部加設(shè)不同導(dǎo)流措施的流動特性進行了數(shù)值分析，提出了加設(shè)橢圓線導(dǎo)水錐的技術(shù)策略；【切入點】當前學者對泵裝置內(nèi)流場及結(jié)構(gòu)優(yōu)化的研究主要針對新建泵站或者模型試驗對象，鮮見針對流道結(jié)構(gòu)尺寸受限的改造泵站開展流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究，本文以泗陽二站改造工程為研究對象，采用數(shù)值模擬和物理模型試驗相結(jié)合的方法，研究泗陽二站立式軸流泵裝置的內(nèi)流場及能量性能?！緮M解決的關(guān)鍵問題】該泵站自1997年3月以來正式投入運行20多年，經(jīng)過多年長時間運行和水情、工情的變化，為了分析在水情變化后泗陽二站裝置的水力性能，對泵裝置開展了數(shù)值模擬分析，對現(xiàn)有的流道結(jié)構(gòu)開展了數(shù)值優(yōu)化，依據(jù)《泵站設(shè)計規(guī)范（50265—2010）》9.1.4節(jié)要求大型軸流泵應(yīng)有裝置模型試驗資料，當對進、出水流道型線做較大更改時，應(yīng)重新進行裝置模型試驗，則采用物理模型試驗的方法對改造后的泵裝置物理模型進行了能量性能測試。

1 工程概況

泗陽二站位于江蘇省泗陽縣城東郊，主要承擔抽引二河閘下泄的淮水或淮陰站轉(zhuǎn)送江水的任務(wù)，以滿足泗陽以北徐淮區(qū)工農(nóng)業(yè)生產(chǎn)、生活及中運河航運用水的需要。該泵站裝有2.8ZLQ-7.0液壓全調(diào)節(jié)軸流泵，配套TL2800-40/3250立式同步電動機2臺套，設(shè)計流量66 m3/s，當前泵站的設(shè)計揚程為6.30 m，平均揚程為5.55 m，最大揚程為6.80 m，最小揚程為2.80 m，水位如表1所示，表1水位已考慮攔污柵和河道損失。

2 計算模型與邊界條件

立式軸流泵裝置由肘形進水流道、葉輪、導(dǎo)葉體和虹吸式出水流道組成，三維模型如圖1所示。葉輪的葉片數(shù)為4，模型泵葉輪名義直徑為300 mm，轉(zhuǎn)速1 425 r/min，導(dǎo)葉體的葉片數(shù)為7，葉頂間隙為0.2 mm。肘形進水流道的主要控制參數(shù)：進口高度為2.001，進口寬度2.491，流道長度3.895，流道高度1.707；虹吸式出水流道的主要控制參數(shù)：流道長度6.14，進口直徑1.09，出口寬度2.49，出口高度1.58，其中為葉輪的名義直徑。

注1.肘形進水流道；2.葉輪；3.導(dǎo)葉體；4.虹吸式出水流道

泵裝置流體域的網(wǎng)格剖分是否合理是影響數(shù)值計算準確性的關(guān)鍵因素[1,16-17]，網(wǎng)格數(shù)量較少會導(dǎo)致泵裝置內(nèi)流場預(yù)測結(jié)果的準確性降低；網(wǎng)格數(shù)量過多，數(shù)值計算結(jié)果的準確性提高但計算時長增加，耗費過多硬件資源。本文對各過流結(jié)構(gòu)采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的混合網(wǎng)格，實現(xiàn)泵裝置計算域復(fù)雜三維幾何形體的網(wǎng)格剖分。為了確保數(shù)值計算結(jié)果的準確性，開展了6組網(wǎng)格數(shù)量對泵裝置效率影響的網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)性檢驗，如圖2所示，當網(wǎng)格數(shù)量由241萬個增加至754萬個時泵裝置效率增加了5.75%，揚程相對值增加了15.67%，揚程絕對值增加了0.739 m，但當網(wǎng)格數(shù)量由754萬個增加至1 109萬個時泵裝置效率僅增加了0.26%，揚程相對值增加了1.62%，揚程絕對值僅增加了0.089 m，立式軸流泵裝置數(shù)值計算網(wǎng)格數(shù)量選902萬個，泵裝置效率的計算誤差在0.3%范圍內(nèi)，滿足泵裝置內(nèi)流場的數(shù)值計算的精度要求[10,16]，泵裝置的網(wǎng)格如圖3所示。

圖2 網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)性

圖3 泵裝置的網(wǎng)格圖

進口邊界采用速度條件，設(shè)置于肘形進水流道延伸段的進口面；出口邊界采用壓力出口，設(shè)置于虹吸式出水流道延伸段的出口面；葉輪、導(dǎo)葉體及流道的壁面按固壁處理，根據(jù)《水泵模型及裝置模型驗收試驗規(guī)程（SL140—2006）》的技術(shù)要求，葉片的表面粗糙度設(shè)置為1.6 μm，導(dǎo)葉體與流道表面的粗糙度均設(shè)置為6.3 μm，采用壁面函數(shù)法處理近壁區(qū)的湍流流動，從而避免將湍流模型直接應(yīng)用到近壁區(qū)。為解決水泵與導(dǎo)葉體之間旋流流場和非旋轉(zhuǎn)流場之間的相互干擾問題，把葉輪室和葉輪的整個計算域分為若干個子區(qū)域，采用多重參考坐標系實現(xiàn)旋轉(zhuǎn)的葉輪和靜止的導(dǎo)葉體之間的流場耦合計算。數(shù)值計算采用雷諾平均模擬方法，該方法借助雷諾平均化模型對Navier-Stokes方程進行處理，構(gòu)建雷諾平均化Navier-Stokes方程。采用控制體積法對控制方法進行離散，壓力項采用標準格式進行離散，動量、紊動能及紊動能耗散率采用迎風格式進行離散，采用SIMPLEC算法，分離式求解控制方程離散后各變量的代數(shù)方程組，并采用亞松弛技術(shù)，加快計算收斂精度，各物理量的殘差收斂精度設(shè)置為10-5，并通過監(jiān)測泵裝置揚程的變化，當各物理量殘差收斂到10-5且揚程的變化已趨于定值，即認為該工況下泵裝置數(shù)值計算滿足收斂條件。選用標準-湍流模型，該湍流模型已被文獻[12-13,17]較好地應(yīng)用于泵裝置及泵裝置過流結(jié)構(gòu)內(nèi)流場的求解。

3 泵裝置水力性能分析

在葉片安放角為0o時，泗陽二站泵裝置模型能量性能曲線如圖4所示，在設(shè)計揚程6.30 m時，模型泵裝置流量為368 L/s，對應(yīng)的裝置效率為73.4%，在平均揚程5.55 m時，模型泵裝置流量為387 L/s，對應(yīng)的裝置效率為73.1%。

圖4 泵裝置能量性能曲線

在設(shè)計流量（366 L/s）時，泵裝置全流道特征斷面的流速分布如圖5所示，斷面1-1為泵裝置縱剖面0.27位置，斷面2-2為泵裝置縱剖面-0.27位置。水體在肘形進水流道直線段內(nèi)流速較低，流態(tài)穩(wěn)定，逐步加速進入彎肘段，彎肘段內(nèi)側(cè)流速稍高，外側(cè)流速較低。從葉輪獲得能量的水體經(jīng)導(dǎo)葉體回收環(huán)量后進入虹吸式出水流道，隨著過流面積的增大，擴散的水體流速逐步降低，越過駝峰后，進入下降段，流速進一步減小。由于水體的慣性和導(dǎo)葉出口剩余環(huán)量的影響，出水流道內(nèi)流場變化復(fù)雜，隨之也將產(chǎn)生較大的水力損失。

圖5 泵裝置特征斷面的流速云圖

4 流道的優(yōu)化分析

4.1 肘形進水流道的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

對泗陽二站肘形進水流道進行大規(guī)模的加固改造，在實際泵站工程中實現(xiàn)是比較困難的，流道受已有水工結(jié)構(gòu)布置、尺寸限制和建筑物安全等因素的影響，在泗陽二站現(xiàn)狀肘形進水流道設(shè)計參數(shù)基礎(chǔ)上，運用CAD與CFD相結(jié)合的三維設(shè)計技術(shù)，重新設(shè)計了2個進水流道方案，不同方案的流道主要參數(shù)如表2所示，其中方案1為原設(shè)計方案，方案2和方案3為優(yōu)化方案，表2中為葉輪的名義直徑。

表2 肘形進水流道的優(yōu)化方案

式中：ai為第個網(wǎng)格單元的軸向速度；a為流道出口面的平均軸向速度；ΔA為第個網(wǎng)格單元的面積；為流道出口面的網(wǎng)格單元總數(shù)；ti為第個網(wǎng)格單元的橫向流速。

各方案肘形進水流道出口面的軸向速度分布均勻度與加權(quán)平均偏流角如圖6所示，方案2相比方案1軸向速度分布均勻度提高了3.32%，加權(quán)平均偏流角減小了0.945o；方案3相比方案1的軸向速度分布均勻度提高了3.1%，加權(quán)平均偏流角減小了0.585o。方案2相比方案1流道水力損失減少了10.4%，方案3相比方案1的水力損失減小了20.9%。與方案1相比，方案2和方案3均使肘形進水流道的水力損失有所降低，軸向速度分布均勻度有所提高，加權(quán)平均偏流角有所較小。進口較寬的流道設(shè)計方案3，由于流道內(nèi)部流速相對較低，可獲得較小的水力損失。但是，在葉輪直徑不變和進水流道長度一定的情況下，為追求較大的過水面積，在距離彎頭較近的距離時才開始收縮，則由于收縮長度較短，使得側(cè)向收縮過快，相比方案2軸向速度分布均勻度降低了0.22%，入泵水流的加權(quán)平均偏流角增大了0.36o，影響水泵進水條件，通過比選，推薦方案2的肘形進水流道。

圖6 不同方案肘形進水流道出口面水力參數(shù)

4.2 虹吸式出水流道的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

泗陽二站虹吸式出水流道中設(shè)有隔墩，泵井后即開始設(shè)置，厚度0.175，隔墩頭部與泵軸線平行。在泗陽二站加固改造中，從水工結(jié)構(gòu)設(shè)計和泵站建筑物安全方面考慮，對出水流道的型線和主要控制尺寸，如：流道的長度、寬度和駝峰位置等不能做大幅度的變動，使得出水流道水力設(shè)計優(yōu)化的范圍很小，為進一步提高泵裝置的水力效率，研究出水流道內(nèi)隔墩不同起始位置對流道水力特性和泵裝置性能的影響。在保持原虹吸式出水流道型線不變的基礎(chǔ)上，給出了3種出水流道隔墩的優(yōu)化設(shè)計方案，與方案1（原設(shè)計出水流道）進行對比分析。方案2和方案3中隔墩的起始位置分別在原隔墩起始位置水平向出水方向移動，方案2的隔墩起始位置向出水側(cè)移動了0.772，隔墩頭部與水流方向垂直；方案3的隔墩起始位置向出水側(cè)水平移動1.3，隔墩頭部與水流方向垂直；方案4無隔墩，方案2、方案3與方案4的虹吸式出水流道三維模型如圖7所示。

圖7 不同方案的虹吸式出水流道三維模型

在計算流量300～420 L/s范圍內(nèi)，不同方案時虹吸式出水流道水力損失與流量的關(guān)系曲線如圖8所示，圖8中水力損失包括沿程水力損失和局部水力損失2部分。虹吸式出水流道的水力損失受導(dǎo)葉剩余環(huán)量的影響，隨流量變化而變化，但不與流量的二次方呈線性關(guān)系，且隨隔墩的起始位置不同而有所變化。在小流量工況（小于320L/s）時，虹吸式出水流道的水力損失較大，隨著流量的增加，水力損失逐步減小，在設(shè)計流量（366L/s）附近時，趨向最小值，然后又隨著流量的增加而增加。隨著隔墩起始位置向出水側(cè)方向移動，水力損失逐步減小，小流量工況時出水流道水力損失減小的幅度較為明顯。在駝峰段前，將隔墩起始位置向出水側(cè)方向移動，能適當減小流道的水力損失，對出口斷面的流速分布影響較?。环桨?對出口斷面的流場影響較大，低速區(qū)明顯擴大，斷面流速分布不均度增加。出水流道中設(shè)置隔墩，不僅減小了有效的過水面積，增大水流速度，增大水力損失，特別是導(dǎo)葉體出口的剩余環(huán)量，隔墩的存在對兩側(cè)流量的分配和水力損失起決定作用，對流道內(nèi)的流場和水力特性有重大影響。在設(shè)計流量（366 L/s）時，方案2的水力損失相比方案1減少了7.51%，泵裝置效率提高了約0.4%，考慮泗陽二站為改造泵站，在出水流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化不影響泵站水工結(jié)構(gòu)布置、穩(wěn)定計算和安全校核的基礎(chǔ)上，建議虹吸式出水流道采用方案2。

為進一步分析不同方案時虹吸式出水流道內(nèi)流場分布特征，選取斷面1-1為虹吸式出水流道縱剖面0.27位置，斷面2-2為虹吸式出水流道縱剖面-0.27位置，不同方案時虹吸式出水流道特征斷面的速度分布云圖如圖9所示。受導(dǎo)葉體出口剩余環(huán)量的影響，隔墩兩側(cè)流場不對稱，與方案1（原出水流道）的內(nèi)流場相比，虹吸式出水流道中隔墩向出水側(cè)方向移動或取消中隔墩（方案4），對出水流道的彎管段、上升段和駝峰段的流場影響不大，主要對出水流道下降段和出口段的流場有較大影響。隨著中隔墩向出水側(cè)移動，出口段的低速范圍不斷擴大。在計算的各方案中，無論隔墩位置是否變化，流道下降段的流速分布極不均勻，水流越過駝峰后，在慣性力的作用下，繼續(xù)向前運動，但受到流道下降段邊界的限制，呈頂部流速高，底部流速低的特征，對應(yīng)于不同隔墩起始位置（方案1、方案2和方案3）時，低速區(qū)的范圍各不相同，取消中隔墩（方案4）的低速區(qū)范圍最大。

圖9 各方案虹吸式出水流道速度云圖

圖10 虹吸式出水流道的出口面速度分布（單位：m/s）

不同方案時虹吸式出水流道出口面的速度分布如圖10所示。流道出口斷面的左側(cè)流速較低，過水流量較小；右側(cè)流速較高，過水流量較大。方案2和方案3的虹吸式出水流道內(nèi)部流場受導(dǎo)葉體出口剩余環(huán)量的影響，隔墩兩側(cè)的流速分布不對稱，即隔墩兩側(cè)的流量并不相等。與方案1時的內(nèi)部流場相比，方案2和方案3的流道內(nèi)部隔墩向出水側(cè)方向移動，方案4取消中隔墩，對于彎管段、上升段和駝峰段的流場影響不大，主要對虹吸式出水流道下降段和出口段的流場有較大影響。隨著隔墩向出水側(cè)移動，出口面的2.798 m/s的等流速線逐步消失，低速范圍不斷擴大。無論隔墩位置是否變化，流道下降段的流速分布極不均勻，水體翻越駝峰后，在慣性力的作用下，繼續(xù)向前運動，但受到下降段邊界的限制，呈上部流速高，下部流速低的特征。對應(yīng)于不同隔墩起始位置，低速區(qū)的范圍各不相同，取消隔墩后的低速區(qū)范圍最大。虹吸式出水流道出口段局部區(qū)域的水體流速遠超斷面平均流速，出口速度頭較大，不利于水流的擴散和動能回收。

5 物理模型試驗

為進一步獲得泗陽二站泵裝置的水力性能，對泗陽二站泵裝置進行物理模型試驗，水力模型的葉輪名義直徑300 mm，葉輪的葉片數(shù)為4，葉頂間隙控制在0.2 mm以內(nèi)，導(dǎo)葉體的葉片數(shù)為7，測試試驗轉(zhuǎn)速1 425 r/min，泵裝置物理模型如圖11所示。模型試驗在江蘇省水利動力工程重點實驗室的高精度水力機械試驗臺上進行，該試驗臺的泵裝置效率測試綜合不確定度為±0.39%，且通過國家計量認證，試驗臺的相關(guān)參數(shù)在文獻[18]中均有介紹，本文不再贅述。測試了6個不同葉片安放角（-4o、-2o、0o、+2o、+4o、+6o）時泵裝置的能量性能參數(shù)，泵裝置的能量性能試驗按照《水泵模型及裝置模型試驗試驗規(guī)程（SL140—2006）》要求進行，泵裝置綜合特性曲線如圖12所示。立式軸流泵裝置在不同葉片安放角（-4o、-2o、0o、+2o、+4o、+6o）的最高效率分別為77.33%、77.79%、77.21%、76.16%、75.36%和74.7%，泵裝置最高效率為77.79 %，此時葉片安放角為-2o，裝置揚程為5.822 m，流量為333.93 L/s。模型泵葉輪名義直徑為300 mm，轉(zhuǎn)速為1 425 r/min，原型泵裝置葉輪直徑為2 850 mm，轉(zhuǎn)速為150 r/min時，根據(jù)水泵相似理論，泵裝置動力特性參數(shù)揚程比尺為1，流量的比尺為90.25。在葉片安放角+2o時，在設(shè)計揚程6.30 m時，原型泵裝置流量為35.2 m3/s，滿足單機組設(shè)計流量33 m3/s要求，此時泵裝置效率為76.02%。在最大揚程6.80 m時，經(jīng)水泵相似律換算，原型泵流量33.84 m3/s，裝置效率75.97%；在平均揚程5.55 m時，經(jīng)水泵相似律換算，原型泵裝置流量為36.58 m3/s，裝置效率為74.23%。

圖11 立式軸流泵裝置物理模型

圖12 立式軸流泵裝置的綜合特性曲線（D=0.3 m，n=1 425 r/min）

6 討論

當前已建軸流泵站裝置水力性能提升的方法主要有更換水力性能更優(yōu)的軸流泵水力模型和已建流道三維形體優(yōu)化2個方面，但大型泵站的水力模型均經(jīng)過優(yōu)選和模型試驗驗證，運行揚程未變條件下水力模型性能提升的難度較大[19]，針對泗陽二站改造工程軸流泵裝置結(jié)構(gòu)不能大改的約束條件，提出了優(yōu)化肘形進水流道彎肘段幾何型線，同時減小肘形進水流道寬度至2.2時，水泵的入流條件獲得明顯提高，這與文獻[17]所得結(jié)論相同，對于已建的虹吸式出水流道的優(yōu)化，采用了隔墩起始位置的優(yōu)化技術(shù)方案，經(jīng)多方案數(shù)值模擬優(yōu)化比選并經(jīng)物理模型試驗驗證，泗陽二站改造后泵裝置的最高效率為77.79%，在設(shè)計揚程時泵裝置效率為76.02%，效率值高于《泵站設(shè)計規(guī)范（GB50265—2010）》9.1.11節(jié)規(guī)定的最高效率75%的要求，表明改造后軸流泵裝置模型效率較高，水力性能良好。泗陽二站改造工程的流道優(yōu)化技術(shù)方案可為同類已建泵站的改造優(yōu)化提供一定的技術(shù)參考。

虹吸式出水流道中取消隔墩的設(shè)計方案對流道下降段的流場影響較大，與文獻[20]所得隔墩對直管式出水流道的內(nèi)部水流流態(tài)有一定的調(diào)整作用結(jié)論相似，采用隔墩起始位置向出水側(cè)水平移動1.3的方案，所得結(jié)論相似的原因在于研究對象均為立式軸流泵裝置，導(dǎo)葉體出口剩余環(huán)量對出水流道的影響機理相同，研究中不同隔墩的起始位置對虹吸式出水流道兩側(cè)流量分配的定量關(guān)系有待進一步分析，針對改造泵站的流道三維幾何形體優(yōu)化受限的條件下如何通過增設(shè)調(diào)控措施以提高改善內(nèi)部流態(tài)的方法可以進一步研究。

7 結(jié)論

1）在泗陽二站的流道結(jié)構(gòu)幾何尺寸優(yōu)化受限的前提下，給出了進水流道彎肘段幾何型線及縮短出水流道隔墩長度的優(yōu)化方案，優(yōu)化后的肘形進水流道出口面的軸向速度分布均勻度提高了3.32%，加權(quán)平均偏流角減小了0.945o，水力損失減小了10.4%；相比原設(shè)計方案，優(yōu)化的虹吸式出水流道水力損失減小了7.51%。裝置效率提高了約0.4%。

2）在測試的葉片安放角-2o～+6o范圍內(nèi)，泗陽二站改造后泵裝置的最高效率為77.79%，此時泵裝置流量為333.93 L/s，揚程為5.822 m。在葉片安放角+2o時，在設(shè)計揚程6.30 m時，原型泵裝置流量為35.2 m3/s，滿足設(shè)計流量33 m3/s的要求，泵裝置效率為76.02%；在最大揚程6.8 m時，原型泵裝置33.84 m3/s，效率為75.97%；在平均揚程5.55 m時，原型泵裝置流量36.58 m3/s，效率為74.23%。

3）在流道主要控制參數(shù)不變的條件下，經(jīng)多方案優(yōu)化比選，通過縮短肘形進水流道的進口寬度至2.2，并將虹吸式出水流道的隔墩起始位置向出水側(cè)移動0.772且保持隔墩頭部與水流方向垂直時可達到提高泵裝置水力效率的目的，該優(yōu)化方法可為已建泵站的流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供技術(shù)參考。

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Optimizing Flow Conduit and Test Analysis of Axial Flow Pump Device in Siyang Second Station

JI Qingwei1, LI Jindong2, LYU Yuting3, YUAN Yao2, YANG Fan3*

(1. Jiangsu Luoyun Water Conservancy Project Administration, Suqian, 223800, China; 2. Jiangsu Academy of Water Sciences, Nanjing 210017, China;3. College of Hydraulic Science and Engineering, Yangzhou University, Yangzhou 225009, China)

【】The purpose of this paper is to improve the hydraulic performance of the pump device in the reconstructed project of Siyang Second Station and clarify its hydraulic performance.【】Taking the vertical axial-flow pump device in Siyang Second Station as an example, the hydraulic performance of its original pump device was analyzed numerically, from which we optimized its inlet and outlet conduits. Withrepresenting the nominal impeller diameter, the dimensions of the original elbow inlet conduit was: height, 1.707, length, 3.895, and inlet area, 4.9842; the dimensions of the original siphon outlet conduit was: inlet diameter, 1.09length, 6.14, outlet area, 3.9342. The energy performance parameters of the pump device were obtained by physical model test.【】The optimization of the square rounded tapering geometric profile of the elbow section of the inlet conduit and the starting position and length of the outlet conduit pier is given. The uniformity of the axial velocity distribution on the outlet section of the optimized elbow inlet conduit increases by 3.32%, the weighted average deviation angle decreases by 0.945o, and the hydraulic loss decreases by 10.4%. Compared with the original scheme, the hydraulic loss of the optimized siphon outlet conduit reduces by 7.51%. When the blade angle +2°and the design lift 6.30 m, the flow rate of the prototype pump device is 35.2 m3/s, which meets the design flow requirements, and the efficiency is 76.02%. At the maximum lift of 6.8 m, the flow rate of the prototype pump device is 33.84 m3/s and the efficiency is 75.97%. When the average lift is 5.55 m, the flow rate of the prototype pump device is 36.58 m3/s, and the efficiency is 74.23%. 【】When the main control sizes of the inlet and outlet conduits are not changed, the inlet width of the elbow inlet conduit is only shortened to 2.2, and the starting position of the siphon outlet conduit pier moves 0.772to the outlet section and the pier head is perpendicular to the flow direction, the hydraulic efficiency of the pump device in the reconstruction project of Siyang Second Station is relative higher. It ensures the safe, efficient and stable operation of the reconstructed Siyang Second Station. The optimization strategy provides a reference for the reconstruction and optimization of the built pumping station.

axial-flow pump device; flow conduit; optimization; hydraulic performance; model test

1672 - 3317（2021）04 - 0127 - 08

TV675

A

10.13522/j.cnki.ggps.2021375

吉慶偉, 李進東, 呂玉婷, 等. 泗陽二站軸流泵裝置模型流道優(yōu)化及模型試驗分析[J].灌溉排水學報, 2022, 41(4): 127-134.

JI Qingwei, LI Jindong, LYU Yuting, et al. Optimizing Flow Conduit and Test Analysis of Axial Flow Pump Device in Siyang Second Station[J]. Journal of Irrigation and Drainage, 2022, 41(4): 127-134.

2021-08-14

國家自然科學基金項目（51609210，51779214）；江蘇省高校自然科學研究重大項目（20KJA570001）；江蘇省水利科學研究院自主科研項目（2020Z026）；江蘇省水利科技項目（2020029）

吉慶偉（1972-），男。高級工程師，主要從事泵站運維與管理等方面工作。E-mail: 44474591@qq.com

楊帆（1985-），男。副教授，碩士生導(dǎo)師，主要從事低揚程泵裝置內(nèi)流機理及優(yōu)化研究。E-mail: fanyang@yzu.edu.cn

責任編輯：陸紅飛