鐘型進水流道軸流泵裝置數(shù)值優(yōu)化與試驗分析

謝傳流 湯方平 朱泉榮 劉海宇 吳晨輝 楊 帆

(1.揚州大學水利與能源動力工程學院, 揚州 225127； 2.利歐集團股份有限公司, 無錫 214023)

0 引言

軸流泵是一種大流量、低揚程泵，在平原地區(qū)灌溉排澇及城市供排水、排污等方面被廣泛使用[1]，鐘型進水流道縱向高度低，減少了泵站的挖方深度，可以節(jié)約工程投資[2-3]。但鐘型進水流道往往難以設計鐘型的形狀，設計不好將導致葉輪進水條件不好，輕則影響泵裝置的運行效率，重則導致水泵發(fā)生汽蝕，產生噪聲、振動等不利于機組運行的狀況[4]，對機組的高效、穩(wěn)定、安全運行是極大的威脅，故需要在設計階段對泵裝置進行三維流動的預測、研究和必要的優(yōu)化。

楊帆等[5-6]通過數(shù)值模擬對大型軸流泵裝置進行了計算。湯方平等[7]以模型試驗為主配合CFD分析泵裝置，認為能夠比較全面地得出泵裝置的水動力性能。陶海坤等[8-9]通過數(shù)值模擬的方法對半圓形和蝸形兩種鐘型進水流道吸水室內部流動進行了研究，并在流場數(shù)值模擬的基礎上對這兩種吸水室的后壁距進行了分析。何鐘寧等[10]采用雷諾方程(RANS)和標準湍流模型，計算了鐘型進水流道6種不同喇叭管懸空高度和4種不同流量方案下的流道內流場，分析了鐘型進水流道關鍵部位的流態(tài)特征，揭示了流道特征斷面的速度分布規(guī)律。陳松山等[11]設計了一個鐘型出水流道模型，測試了流道的水力損失，觀測到流道內的流態(tài)。楊帆等[12]基于三維不可壓縮流體的雷諾平均Navier- Stokes方程和RNGk-ε湍流模型，應用有限體積法計算了雙隔墩鐘型進水流道內流場，預測了流道的水力損失并揭示了水力損失規(guī)律。葛強等[13]對鐘型箱涵流道過流特性及流態(tài)進行了試驗分析，提出了改善流態(tài)的有效措施。李彥軍等[14]在肘型進水流道和虹吸出水流道型線數(shù)學模型基礎上，開發(fā)了基于流道設計參數(shù)的優(yōu)化設計軟件。陸林廣等[15-16]、孫東坡等[17]、梁金棟等[18]、顏紅勤等[19]、周正富等[20]、齊學義等[21]也分別利用數(shù)值模擬進行了相關的研究工作。

對鐘型進水流道優(yōu)化設計鮮有報道，本文通過CFD數(shù)值模擬對某大型泵站立式軸流泵裝置內部的三維湍流流動和水力性能進行優(yōu)化計算，采用ANSYS軟件的DM模塊[22]建立進、出水流道參數(shù)化模型，應用CFX對立式軸流模型泵裝置進行數(shù)值計算及優(yōu)化，優(yōu)化過程按照先局部后整體的優(yōu)化思路，先優(yōu)化鐘型進水流道，然后通過整體泵裝置進行數(shù)值模擬，對彎管式出水流道進行優(yōu)化，分析比較不同方案立式軸流泵裝置內部的三維湍流流動和水力性能，預測泵裝置性能，最后通過泵裝置模型試驗驗證數(shù)值優(yōu)化的準確性。

1 泵站工程概況

泵站規(guī)劃單機設計抽排流量13.1 m3/s，設計靜揚程5.67 m，水泵葉輪直徑1 720 mm，泵站進水流道采用鐘型進水流道，出水鋼制彎管、擴散管接混凝土流道進壓力水箱。根據(jù)泵站所選定的水泵水力模型，水泵結構采用標準泵段，根據(jù)已有研究成果，確定了泵站主要結構尺寸，比如葉輪安裝高程，進、出水流道長度，進水流道底部高程，出水流道頂部高程，進、出水流道出口寬度等。

考慮到泵裝置CFD三維流動數(shù)值計算需要通過模型試驗進行驗證，所以本次優(yōu)化針對模型泵裝置展開。根據(jù)文獻[1]，對原型泵裝置到模型泵裝置進行等nD(n表示葉輪旋轉速度，D表示葉輪直徑)值相似換算，換算后揚程參數(shù)保持不變，設計流量變?yōu)?98.5 L/s，水泵葉輪直徑變?yōu)?00 mm。

2 三維建模及網(wǎng)格剖分

2.1 計算模型

立式軸流泵模型泵裝置采用鐘型進水流道、彎管出水流道、進出水流道接進足夠長的壓力水箱。本文采用ANSYS軟件的DM模塊對鐘型進水流道、彎管出水流道模型按照模型泵裝置的流道尺寸(模型泵與原型泵幾何尺寸比為0.174)進行參數(shù)化建模。圖1為鐘型進水流道計算模型，圖2為彎管出水流道計算模型。

圖1 鐘型進水流道計算模型Fig.1 Numerical model of bell-type inlet runner

圖2 彎管出水流道計算模型Fig.2 Numerical model of runner of elbow

2.2 網(wǎng)格劃分

在ANSYS ICEM軟件下對建好的模型進行網(wǎng)格剖分。圖3為鐘型進水流道采用ICEM生成的自適應能力較好的非結構化四面體網(wǎng)格，對邊界層及局部進行加密處理。圖4為彎管出水流道由ICEM生成的正六面體結構化網(wǎng)格，對邊界層進行局部加密處理，進、出水流道網(wǎng)格節(jié)點數(shù)和網(wǎng)格數(shù)見表1，網(wǎng)格質量均大于0.3。

圖3 鐘型進水流道非結構化網(wǎng)格Fig.3 Bell-type inlet channel unstructured grid

圖4 彎管出水流道結構化網(wǎng)格Fig.4 Structure of elbow outlet channel

立式軸流泵裝置數(shù)值計算的水力模型葉片數(shù)為4，導葉體葉片數(shù)為7。采用ANSYS Turbo Grid軟件對葉輪和導葉體進行實體建模與網(wǎng)格剖分，圖5a為葉輪和導葉模型，圖5b～5e為葉輪和導葉網(wǎng)格。葉輪、導葉結構化網(wǎng)格數(shù)見表1，建模時按標準模型泵葉輪直徑D=300 mm建立，設置單邊葉頂間隙為0.2 mm。

表1 網(wǎng)格結點與網(wǎng)格數(shù)Tab.1 Grid node and grid number

圖5 葉輪、導葉模型和網(wǎng)格Fig.5 Impeller, vane model and grid

根據(jù)文獻[23]，在滿足網(wǎng)格無關性要求時，本文不斷改變網(wǎng)格數(shù)量并對不同網(wǎng)格數(shù)量的泵裝置效率進行計算，發(fā)現(xiàn)當網(wǎng)格增加到一定數(shù)量時，泵裝置效率趨于穩(wěn)定，不再隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加而增加。在滿足網(wǎng)格無關性要求下，取泵裝置葉輪網(wǎng)格數(shù)為887 720，導葉網(wǎng)格數(shù)為555 513，整個泵裝置網(wǎng)格數(shù)為2 385 400。

2.3 邊界條件與控制方程

圖6 立式軸流泵泵裝置運行示意圖Fig.6 Schematic diagram of vertical axial pump operation

導入各分段的網(wǎng)格模型到CFX- Pre中，組裝各段模型形成模型泵裝置，如圖6所示。

設定額定轉速1 433 r/min，進口設置為質量流量進口，優(yōu)化設計時設計工況進口流量設置為398.5 L/s，出口斷面采用總壓出口，出口總壓設置為101 325 Pa。進水前池和出水池的水面為自由液面，將自由表面的速度和紊動能均按對稱面處理。立式軸流泵模型泵裝置的進出水流道壁面、葉輪的輪轂壁面、外殼及導葉體壁面均設置為靜止壁面，應用無滑移條件，近壁區(qū)采用標準壁面函數(shù)邊界條件，對進出水流道表面取無滑移壁面。

動靜交界面不考慮旋轉葉輪與導葉相對位置不同的影響，采用“Stage”交界面處理葉輪與導葉體之間動靜耦合流動的參數(shù)傳遞，控制方程的離散采用基于有限元的有限體積法。擴散項和壓力梯度采用有限元函數(shù)表示，對流項采用高分辨率格式。泵裝置內部采用雷諾平均N- S方程，紊流模型采用考慮了平均流動中的旋轉及旋轉流動情況的RNGk-ε紊流模型，能更好地處理高應變率及流線彎曲程度大的流動。

在前處理器中寫出泵裝置進出口斷面的壓力增量及效率的表達式，作為輔助監(jiān)控點，在計算過程中實時觀察。收斂條件設置殘差值為1×10-5，同時監(jiān)控泵裝置進出口斷面的壓力增量和效率直到穩(wěn)定為止。

2.4 計算公式

2.4.1進出水流道水力損失

根據(jù)伯努利能量方程引入水力損失hf概念，采用CFD 數(shù)值計算得到的流速場和壓力場預測過流部件的水力損失，計算公式為

(1)

式中p1、p2——流道進、出口處的靜壓，Pa

Z1、Z2——流道進、出口的高度，m

u1、u2——泵裝置進、出水流道斷面各點流速，m/s

ρ——水流密度，kg/m3

g——重力加速度，m/s2

2.4.2進水流道出口斷面軸向流速分布均勻度

進水流道的設計在兼顧水力損失較小的同時也應為葉輪提供均勻的流速分布和壓力分布進水條件。進水流道的出口就是葉輪室的進口，其軸向流速分布均勻度Vu反映了進水流道設計的優(yōu)劣，Vu越接近100%，表明進水流道出口水流的軸向流速分布越均勻，進入葉輪的水流越均勻同向，其計算公式為

(2)

式中Vu——流道出口斷面軸向流速分布均勻度，%

vai——流道出口斷面各計算單元的軸向流速，m/s

n——出口斷面上的計算單元個數(shù)

2.4.3泵裝置能量性能

根據(jù)伯努利能量方程計算泵裝置揚程，由計算得到的速度場和壓力場以及作用在葉輪上的扭矩預測泵裝置的水力性能。泵裝置揚程計算公式為

(3)

式中H1、H2——泵裝置進、出水斷面高程，m

S1、S2——泵裝置進、出水斷面面積，m2

ut1、ut2——泵裝置進、出水流道斷面各點流速法向分量，m/s

Q——泵裝置流量，L/s

泵裝置效率計算公式為

(4)

式中Tp——扭矩，N·m

ω——葉輪旋轉角速度，rad/s

3 進出水流道優(yōu)化

3.1 鐘型進水流道的優(yōu)化

通過對初始鐘型進水流道進行初步數(shù)值計算，發(fā)現(xiàn)鐘型進水流道在前半部逐漸收縮，流態(tài)較好，而在靠近進水流道出口處因流線轉向過急，易形成渦帶，為防止渦帶的形成，需減少鐘型后側低速區(qū)，將凹槽處參數(shù)以及流體拐角曲率作為9個控制參數(shù)作為優(yōu)化變量進行優(yōu)化，其中P1為1- 1斷面至2- 2斷面傾角，P2為凹角直線段長度，P3為凹角遠葉輪圓弧半徑，P4為凹角近葉輪圓弧半徑，P5為ω型后壁圓弧圓心與中心線距離，P6為ω型后壁圓弧半徑，P7為后壁與中心線距離，P8為導水錐橢圓長半軸長，P9為導水錐橢圓短半軸長，其示意圖如圖7所示，以鐘型進水流道的水力損失及出口流速均勻度作為優(yōu)化的目標函數(shù)。優(yōu)化設計方案的選擇是在上一個控制單變量最優(yōu)的條件下進行的，同時變量的變化范圍考慮結構尺寸的約束，以探求鐘型進水流道控制參數(shù)對其水力特性的敏感度。

圖7 優(yōu)化參數(shù)示意圖Fig.7 Schematic diagram of optimization parameters

圖8 鐘型進水流道數(shù)值優(yōu)化水力性能結果Fig.8 Numerical results of bell-type inlet runner numerical optimization

對于鐘型進水流道設計參數(shù)的優(yōu)化是在參數(shù)可變區(qū)間內，采用控制變量法。鐘型進水流道采用參數(shù)化建模，模型、網(wǎng)格的更新和數(shù)值計算在ANSYS Workbench中自動進行，方案生成和計算較快，極大地節(jié)約了優(yōu)化時間。優(yōu)化時按照P1～P9參數(shù)的順序，當前一個參數(shù)達到最優(yōu)時進行下一個參數(shù)的優(yōu)化，旨在探究在參數(shù)可變范圍內最優(yōu)的數(shù)值方案，具體優(yōu)化方案如表2所示。

通過圖8可以看出，各參數(shù)水力損失與流速均勻度基本呈現(xiàn)負相關。水力損失最小處，流速均勻度最大，P4、P5、P6、P8和P9在可變范圍內對鐘型進水流道水力損失和流速均勻度的影響較小，參數(shù)P2和P7對鐘型進水流道水力損失和流速均勻度的影響最大，對鐘型進水流道的優(yōu)化應該重點關注。優(yōu)化后得出各最優(yōu)參數(shù)與葉輪直徑的比值關系如表3所示。

表2 鐘型進水流道模型優(yōu)化方案Tab.2 Model optimization scheme of bell-type inlet flow

不同方案比較得：最大水力損失時，進水流道水力損失為0.348 m，流速均勻度54.59%，進水條件不好。通過圖9可以看出，葉輪進口處軸向流速分布不均勻，且流道左右兩部分的流態(tài)不對稱，葉輪進水條件不好。通過圖10可以看出，優(yōu)化后進水流道出口斷面流速分布均勻，對稱性較好，為葉輪提供了良好的進水條件，進水流道水力損失降到0.148 m，流速均勻度93.35%，水力損失降低為原來的42.5%，葉輪進口流速均勻度提升為原來的171%，優(yōu)化后性能得到了較大的提升。

表3 鐘型進水流道模型最優(yōu)參數(shù)Tab.3 Optimal parameters for bell-type inletrunner model

圖9 優(yōu)化前出口斷面軸向流速分布云圖Fig.9 Axial flow velocity profile for outlet cross section before optimization

圖10 優(yōu)化后出口斷面軸向流速分布云圖Fig.10 Axial flow velocity profile for outlet cross section after optimization

順序改變進水流道參數(shù)P1～P9，經(jīng)數(shù)值計算分析得到各優(yōu)化參數(shù)下進水流道平均水力損失所占百分比和平均流速均勻度與100%的差值所占百分比分別為(10.24%，7.99%)、(13.75%，15.90%)、(11.03%，9.32%)、(9.83%，7.63%)、(9.73%，7.86%)、(10.42%，8.74%)、(15.48%，26.97%)、(9.78%，7.77%)、(9.75%，7.81%)，從中可以看出，參數(shù)P2和P7對鐘型進水流道水力特性的影響最為敏感，這兩個參數(shù)與鐘型進水流道的水力特性呈現(xiàn)強相關，P1和P3兩個參數(shù)對鐘型進水流道的水力特性呈現(xiàn)中度相關，其余的參數(shù)對鐘型進水流道的水力特性相關程度較為平均，呈現(xiàn)一般性的相關。

3.2 彎管出水流道的優(yōu)化

出水流道的優(yōu)化不同于進水流道，出水流道導葉出口環(huán)量存在，水流不能完全垂直出水流道進口斷面進入，對出水流道的優(yōu)化應以泵裝置進水流道、葉輪和導葉的三維流場作為基礎才更為準確。在優(yōu)化鐘型進水流道的基礎上，出水流道為方便施工，不改變90°彎頭、流道總長和出口斷面尺寸等結構上的限制尺寸，在優(yōu)中選P11為倒圓角起始控制斷面直徑、P10為控制斷面距90°彎頭出口的距離為控制參數(shù)，以達到控制出水流道型線的目的，優(yōu)化目標為泵裝置整體效率最高，水流充分擴散平穩(wěn)，壓力梯度變化小，優(yōu)化參數(shù)示意圖見圖11。

圖11 出水流道優(yōu)化參數(shù)示意圖Fig.11 Schematic diagram of optimization parameters for runner

考慮導葉出口速度環(huán)量對出水流道性能的影響，對彎管出水流道的優(yōu)化是在整體泵裝置的基礎上進行的。設計參數(shù)P10和P11的選取，采用控制變量的方法，按照先優(yōu)化對出水流道性能影響較大的參數(shù)P10，當P10達到最優(yōu)時再優(yōu)化P11，優(yōu)化方案見表4。通過對彎管出水流道參數(shù)化的建模，在ANSYS Workbench中對模型及網(wǎng)格可以實現(xiàn)更新，自動數(shù)值計算，節(jié)省了優(yōu)化的時間，可以探究更多的優(yōu)化方案。通過優(yōu)化旨在探究P10、P11與彎管出口直徑的最佳比值。

表4 彎管出水流道模型優(yōu)化方案Tab.4 Model optimization of outlet runner model of bend

通過圖12和圖13可以得出，泵裝置揚程變化趨勢與效率變化趨勢相同。圓變方起始斷面參數(shù)P10和P11均存在一個最優(yōu)的位置，大于或小于這個位置，泵裝置性能均不理想，通過優(yōu)化出水流道，泵裝置整體效率提升了0.8%，從常年運行來看，可以為泵站節(jié)約較多的能源，優(yōu)化效果明顯。

圖12 出水流道P10不同方案下外特性曲線Fig.12 Out of water flow channel P10 under different programs outside characteristic curve

圖13 出水流道P11不同方案下外特性曲線Fig.13 Out of water flow channel P11 under different schemes outside characteristic curve

選取效率最低方案和最高方案的兩個方案，在CFX- POST中提取出出水流道靜壓分布云圖，如圖14所示。

圖14 出水流道靜壓分布云圖Fig.14 Static distribution of water flow distribution

對比分析得出，立式軸流泵泵裝置最優(yōu)方案在設計流量工況下運行時，葉輪、導葉與進、出水流道配合較好，此方案出水流道壓力梯度遞變均勻，局部的高壓區(qū)和低壓區(qū)面積較小。采用擴散管出水形式，有利于導葉出口能量的回收，動壓轉化為靜壓，出水流道水力損失較小。

通過優(yōu)化可知，出水流道的圓變方的起始斷面與彎管出口的水平距離P10為彎管出口直徑的2.14倍較為理想，圓變方起始斷面的直徑P11為彎管出口直徑的1.19倍較為理想。彎管式出水流道的水力損失由0.464 m降低到0.415 m，泵裝置效率由77.8%提升到78.6%，通過優(yōu)化出水流道流態(tài)得到了改善。

4 模型泵裝置試驗

4.1 試驗系統(tǒng)

根據(jù)模型泵裝置數(shù)值模擬結果，將優(yōu)化后泵裝置的葉輪、導葉和進、出水流道模型加工出來進行泵裝置試驗研究。泵裝置試驗在揚州大學測試中心的高精度水力機械試驗臺上進行。試驗臺為立式封閉循環(huán)系統(tǒng)。在該試驗臺上對本文針對性設計出的水泵水力模型進行了泵裝置能量性能試驗和汽蝕性能試驗。試驗臺如圖15所示。

圖15 高精度水力機械試驗臺Fig.15 High-precision hydraulic machinery test bed1.進水箱 2.受試泵裝置及驅動電動機 3.壓力出水箱 4.分叉水箱 5.流量原位標定壓力傳感器 6.流量原位標定裝置 7.工況調節(jié)閘閥 8.穩(wěn)壓整流筒 9.電磁流量計 10.系統(tǒng)正反向運行控制閘閥 11.輔助泵機組

模型泵名義葉輪直徑300 mm，實際葉輪直徑299.8 mm。葉輪輪轂比為0.483，葉片數(shù)為4，用黃銅材料經(jīng)數(shù)控加工成型。導葉葉片數(shù)為7，用鋼質材料焊接成型。進出水流道采用鋼板焊接制作，模型泵葉輪室開有觀察窗，便于觀測葉片處的水流和汽蝕，模型泵裝置安裝檢查，導葉體與葉輪室定位面軸向跳動0.10 mm，葉輪輪轂外表面徑向跳動0.08 mm，葉頂間隙控制在0.20 mm以內。模型泵葉輪如圖16a所示，模型泵導葉如圖16b所示，模型泵裝置如圖17所示。

圖16 模型葉輪和導葉實物圖Fig.16 Model impeller and guide vane physical map

圖17 模型泵裝置實物圖Fig.17 Model pump device physical map

4.2 測試方法

模型泵裝置試驗測試內容包括各葉片安放角下模型泵裝置能量性能試驗和0°葉片安放角下模型泵裝置進水流道水力損失試驗。試驗執(zhí)行《離心泵、混流泵和軸流泵水力性能試驗規(guī)范(精密級)》(GB/T 18149—2000)和《水泵模型及裝置模型驗收試驗規(guī)程》(SL 140—2006)標準，每個葉片安放角的性能試驗點不少于18點，臨界汽蝕余量的確定按流量保持常數(shù)，改變有效汽蝕余量至效率下降1%時確定。

4.3 測試結果

模型泵段試驗測試了5個葉片安放角度(-2°、0°、2°、4°、6°)的能量性能和各葉片角度下不同流量點的汽蝕性能，將結果數(shù)據(jù)整理成水泵水力模型綜合特性曲線，如圖18所示。

圖18 水泵水力模型綜合特性曲線Fig.18 Pump water hydraulic model comprehensive characteristic curves

根據(jù)圖18水力模型的綜合特性曲線可知，泵裝置在葉片安放角0°下，設計工況下泵裝置效率達到74%，泵裝置最高效率為76.47%，高效區(qū)運行范圍較寬；模型泵裝置最大運行揚程超過10 m，滿足泵站最大運行揚程7.78 m的運行要求。模型泵裝置在葉片安放角0°下，設計靜揚程附近汽蝕性能最優(yōu)，臨界必需汽蝕余量在9.0 m以下，滿足該泵站對汽蝕的運行要求。如需要考慮閘門槽、涵洞的水力損失可以在水泵水力模型綜合特性曲線上保證流量相等，增加揚程來確定葉片角度。

5 數(shù)值計算結果與模型試驗對比分析

將0°角的數(shù)據(jù)結果取出與數(shù)值模擬結果進行對比，如圖19所示。試驗測得進水流道水力損失與數(shù)值模擬計算得出的進水流道損失對比，得到對比曲線如圖20所示。

圖19 試驗結果與數(shù)值模擬結果對比曲線Fig.19 Comparison of test results with numerical simulation results

圖20 進水流道水力損失試驗與數(shù)值模擬對比曲線Fig.20 Comparison of hydraulic loss test and numerical simulation of inlet channel

根據(jù)圖19、20可知，針對模型泵裝置的外特性和進水流道水力損失數(shù)值模擬結果與試驗結果趨勢相同、誤差較小，說明針對模型泵裝置的數(shù)值優(yōu)化結果是可靠的。數(shù)值模擬結果與試驗結果得到了相互驗證，同時對比分析鐘型進水流道內流態(tài)穩(wěn)定，無漩渦產生，水泵運行平穩(wěn)，說明了對立式軸流泵裝置的數(shù)值優(yōu)化計算是準確、可靠的。通過圖中也可以看出，數(shù)值模擬在大流量和設計工況預測較為準確，在小流量工況的預測不理想，對比數(shù)值模擬和模型試驗結果可以發(fā)現(xiàn)誤差最大處不超過5%，能夠滿足工程的應用，同時本文的優(yōu)化是基于設計工況進行的，說明數(shù)值模擬優(yōu)化合理、準確、可靠。

6 結論

(1) 基于RNGk-ε紊流模型對鐘型進水流道的立式軸流模型泵裝置進行了數(shù)值優(yōu)化計算，通過模型試驗對比分析，設計揚程、預測揚程與試驗揚程基本吻合，針對該泵站模型泵裝置的數(shù)值優(yōu)化結果是可靠的。

(2) 優(yōu)化后鐘型進水流道水力損失由0.348 m降低到0.148 m，鐘型進水流道出口流速均勻度由54.59%提高到93.35%;彎管式出水流道的水力損失由0.464 m降低到0.415 m，通過優(yōu)化性能得到了較大提升。進水流道水力損失與出水流道水力損失比較相對較小，合理的出水流道型線是泵裝置性能高效的保證，出水流道的優(yōu)化需要考慮泵出口的實際流場。

(3) 通過優(yōu)化分析得出，鐘型進水流道參數(shù)P2和P7對其水力特性的影響最為敏感，設計時應該重點關注。

(4) 設計工況下泵裝置效率達到74%，泵裝置最高效率為76.47%，泵站設計靜揚程處在高效區(qū)附近，高效區(qū)范圍較寬，能夠很好地實現(xiàn)泵站揚程波動運行范圍內的高效，降低泵站的年運行費用。按照數(shù)值模擬優(yōu)化預測，模型試驗驗證的方法為泵站的優(yōu)化設計作指導是準確、可靠的。

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