立式軸流泵裝置進(jìn)出水流道多方案優(yōu)選

孫丹丹 ，高 慧 ，王 剛，楊 帆 ，湯方平

（1.徐州市水利建筑設(shè)計(jì)研究院，江蘇 徐州 221000；2.揚(yáng)州大學(xué)，江蘇 揚(yáng)州 225127）

低揚(yáng)程泵站具有揚(yáng)程低、流量大的優(yōu)點(diǎn)，在防洪排澇、水環(huán)境治理等工程領(lǐng)域應(yīng)用較多，其中適用于低揚(yáng)程泵站的泵裝置型式中立式軸流泵裝置的應(yīng)用最為廣泛。立式軸流泵裝置水力性能對保證泵站的安全、穩(wěn)定和高效運(yùn)行具有重要意義[1]，低揚(yáng)程立式軸流泵裝置中最常用的流道型式為肘形進(jìn)水流道和虹吸式出水流道，目前，對該類型立式軸流泵裝置的研究多集中于其進(jìn)出水流道內(nèi)部流動(dòng)特性分析、葉輪選型、進(jìn)水流場的影響等方面，張弛等[2]對大型泵站肘形進(jìn)水流道設(shè)計(jì)進(jìn)行了研究；楊帆、王麗慧等[3-5]對軸流泵裝置進(jìn)行了全流道數(shù)值計(jì)算，并進(jìn)行了物理模型試驗(yàn)與數(shù)值預(yù)測結(jié)果的差異性對比；馮俊、劉軍等[6-7]學(xué)者分別對軸流泵裝置后置導(dǎo)葉及模型試驗(yàn)進(jìn)行了研究。借鑒很多學(xué)者的研究成果，本文以劉山北站為背景，開展流道的數(shù)值優(yōu)化研究，劉山北站工程泵站的設(shè)計(jì)揚(yáng)程為4.6 m，選用5臺1800ZLQ機(jī)械全調(diào)節(jié)立式軸流泵機(jī)組，單機(jī)設(shè)計(jì)流量為9.66 m3/s，配套TL1000-28型高壓電機(jī)5臺套，單機(jī)功率1000 kW，電機(jī)轉(zhuǎn)速214.3 r/min，泵站采用肘形流道進(jìn)水，虹吸式出水流道。本文依據(jù)該站基本參數(shù)，建立數(shù)值模型對進(jìn)出水流道進(jìn)行水力優(yōu)化，對提高該泵站的水力性能和降低泵站的能耗具有重要的意義。

1 泵裝置的基本參數(shù)

在ANSYS DM中完成進(jìn)水流道三維模型的構(gòu)建，葉輪和導(dǎo)葉的三維模型均在ANSYSTurbogrid中建立，水力模型為ZM6.6-Y981水力模型，葉輪名義直徑為1800 mm，葉頂間隙設(shè)置為0.2 mm，葉片數(shù)Zy=4，葉片安放角β=0°，額定轉(zhuǎn)速n=214.3 r/min；導(dǎo)葉體葉片數(shù)Zd=7。考慮虹吸出水流道上升端的仰角限制取轉(zhuǎn)彎段角度為46°。立式軸流泵裝置由肘形進(jìn)水流道、葉輪、導(dǎo)葉體、虹吸式出水流道組成。

2 數(shù)值模擬計(jì)算與網(wǎng)格剖分

2.1 控制方程與湍流模型

泵葉輪內(nèi)部流動(dòng)是三維非定常湍流流動(dòng)，但是在水泵穩(wěn)定運(yùn)行（轉(zhuǎn)速恒定）后可認(rèn)為葉輪相對運(yùn)行是定常流動(dòng)，采用“Stage”交界面處理葉輪與進(jìn)水流道、導(dǎo)葉體之間動(dòng)靜耦合流動(dòng)的參數(shù)傳遞?？刂品匠痰碾x散采用基于有限元的有限體積法。擴(kuò)散項(xiàng)和壓力梯度采用有限元函數(shù)表示，對流項(xiàng)采用高分辨率格式（High Resolution Scheme）。流場的求解使用全隱式多重網(wǎng)格耦合方法，將動(dòng)量方程和連續(xù)性方程耦合求解，克服了傳統(tǒng)SIMPLE系列算法需要“假設(shè)壓力項(xiàng)—求解—修正壓力項(xiàng)”的反復(fù)迭代過程，同時(shí)引入代數(shù)多重網(wǎng)格技術(shù)，提高了求解的穩(wěn)定性和計(jì)算速度。

泵裝置內(nèi)部流動(dòng)介質(zhì)為水，可簡化為不可壓縮的牛頓液體，采用的控制方程為雷諾時(shí)均N-S方程，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。

2.2 計(jì)算方法與邊界條件

為了更好地模擬立式軸流泵裝置內(nèi)部流動(dòng)，將計(jì)算流場的進(jìn)口設(shè)置在進(jìn)水流道延伸段的進(jìn)口斷面，采用總壓進(jìn)口條件，總壓設(shè)置為1.0 atm；將出口設(shè)置在出水流道延伸段的出口斷面，出口斷面采用質(zhì)量流量出流。湍流模型不適用于壁面邊界層內(nèi)的流動(dòng)，所以對壁面需進(jìn)行處理才能保證模擬的精度。泵裝置的進(jìn)出水流道、葉輪外殼及導(dǎo)葉體均設(shè)置為靜止壁面，應(yīng)用無滑移條件，近壁區(qū)采用可伸縮壁面函數(shù)。

2.3 模型建立與網(wǎng)格剖分

采用ANSYS DM與ANSYS ICEM軟件對肘形進(jìn)水流道、虹吸式出水流道和彎頭進(jìn)行實(shí)體建模與網(wǎng)格剖分。采用ANSYS TurboGrid軟件對葉輪和導(dǎo)葉體進(jìn)行建模與網(wǎng)格剖分。經(jīng)網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)性驗(yàn)證后確定計(jì)算區(qū)域的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)與體網(wǎng)格單元數(shù)，如表1所示。

表1 網(wǎng)格結(jié)點(diǎn)與網(wǎng)格數(shù)

最后確定了立式軸流泵泵裝置的網(wǎng)格單元總數(shù)為2848069，體網(wǎng)格單元數(shù)為2694900。滿足網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)性檢驗(yàn)要求。

3 肘形進(jìn)水流道優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 優(yōu)化方案的選擇

對原始設(shè)計(jì)方案進(jìn)行必要的流道安裝尺寸和流道斷面面積檢查后規(guī)劃設(shè)計(jì)方案一，葉輪中心距地板的高程與葉輪直徑的比值為1.583，進(jìn)水流道總長度與葉輪直徑的比值為4.6；在方案一的基礎(chǔ)上將進(jìn)水流道最低端下降20 cm，同時(shí)保證斷面面積均勻的變化，形成方案二，此時(shí)葉輪中心距地板的高程與葉輪直徑的比值為1.694；在方案二的基礎(chǔ)上將進(jìn)水流道最低端繼續(xù)下降20 cm，同時(shí)保證斷面面積均勻的變化，形成方案三，葉輪中心距地板的高程與葉輪直徑的比值為1.805。各方案進(jìn)水流道的對比如圖1、圖2所示。

圖1 肘形進(jìn)水流道不同方案側(cè)視對比圖

圖2 肘形進(jìn)水流道不同方案俯視對比

3.2 優(yōu)化結(jié)果分析

模擬計(jì)算結(jié)果表明肘形進(jìn)水流道流態(tài)較好，方案一在靠近出口的彎肘內(nèi)側(cè)存在低壓區(qū)，但其壓力值相對較高，不會在葉輪進(jìn)口產(chǎn)生汽蝕，同時(shí)進(jìn)口的流速均勻度高達(dá)96%左右，流速均勻度較高，說明葉輪進(jìn)口進(jìn)水流態(tài)較好。各方案肘形進(jìn)水流道流線圖和靜壓分布云圖如圖3所示，可知，方案三的葉輪進(jìn)口處流速分布相比較方案一和方案二最好，方案二與方案三低壓區(qū)面積大小類似且明顯比方案一要小，方案二最小壓力相比較方案一要大許多，流速均勻度也有所提高，水力損失相比較方案一也小了一些，但是效果不明顯。方案三較方案二最小壓力并沒有明顯的改善，流速均勻度相比較方案一較好，相比較方案二沒有明顯變化，水力損失相比較方案二也小了一些，但是效果不明顯。

圖3 各方案肘形進(jìn)水流道流線圖和靜壓分布云圖（Q=Qd）

圖4 不同方案的肘形水力損失對比曲線

3個(gè)方案肘形進(jìn)水流道的水力損失和葉輪進(jìn)口流速均勻度如圖4、圖5所示。肘形進(jìn)水流道水力損失與流量成單調(diào)遞增關(guān)系，計(jì)算工況下水力損失為0.02～0.05 m。方案一水力損失最大，方案二和方案三均優(yōu)于方案一，方案三水力損失最小，3種方案整體上相差不大，對整體泵裝置的性能影響較小。肘形進(jìn)水流道出口流速均勻度與流量成單調(diào)遞增關(guān)系，計(jì)算工況下流速均勻度為95.4%～96.7%。各計(jì)算工況下方案一進(jìn)水流道出口流速均勻度最差，方案二和方案三明顯都優(yōu)于方案一，方案二進(jìn)水流道出口流速均勻度最好。

圖5 不同方案的葉輪進(jìn)口流速均勻度對比曲線

4 虹吸式出水流道的優(yōu)化設(shè)計(jì)

4.1 優(yōu)化方案的選擇

出水流道模型建立時(shí)考慮真空破壞閥的位置，并兼顧出水流道內(nèi)水流平順過渡。將原始方案定為方案一，駝峰頂部斷面的流速為2.35 m/s；在保持其他參數(shù)不變的情況下，改變駝峰頂部斷面的流速為2.0 m/s，駝峰頂部斷面的高度不變，寬度變寬，駝峰處的轉(zhuǎn)彎半徑相應(yīng)的稍微增大，定為優(yōu)化方案二；相對于優(yōu)化方案二，將駝峰頂部斷面的流速由2.0 m/s變?yōu)?.2 m/s，并將駝峰斷面的高度由0.76倍葉輪直徑變?yōu)?.67倍葉輪直徑，駝峰頂部位置不變，駝峰底部的形線基本保持不變，駝峰頂部的形線轉(zhuǎn)彎半徑變小，定為優(yōu)化方案三；且相對于優(yōu)化方案二，保持駝峰位置不變，將出水口向右平移2 m，駝峰前的部件均不改變，駝峰后的下降傾角變小，出水流道變得更長，定為優(yōu)化方案四；相對于優(yōu)化方案四，將駝峰頂部位置向右水平移動(dòng)1 m，出水流道出水口相應(yīng)的也向右移動(dòng)1 m，此時(shí)出水流道形式變化較大，出水流道的上升傾角變小，出水流道變得更長，定為優(yōu)化方案五；相對于優(yōu)化方案三，將出口流速提高至0.8 m/s，保持出口斷面的頂部位置和出口寬度不變，出口底部相應(yīng)的抬升，出水口斷面面積減小，定為優(yōu)化方案六。各方案出水流道對比如圖6、圖7所示。

圖6 虹吸出水流道不同方案側(cè)視對比圖

圖7 虹吸出水流道不同方案俯視對比圖

4.2 優(yōu)化結(jié)果分析

各優(yōu)化方案流道內(nèi)部流線如圖8所示，原始方案出水流道流線紊亂，駝峰下降段有回流；優(yōu)化方案二在流態(tài)上有所改善，回流沒有被消除；優(yōu)化方案三流線相對于方案二紊亂，駝峰下降段回流未消除；優(yōu)化方案四流線相對于方案二變得稍許均勻，但是駝峰下降段的回流仍未被消除；優(yōu)化方案五流線相對于方案四變得更不均勻，駝峰下降段回流仍存在；優(yōu)化方案六流線相對于方案三變得更加均勻，且駝峰下降段的回流被消除。

圖9為各優(yōu)化方案流道壁面靜壓云圖，可見，原始方案和優(yōu)化方案二流道壁面靜壓分布都不均勻，優(yōu)化方案三和優(yōu)化方案四流道壁面靜壓分布稍微均勻一些，優(yōu)化方案五流道壁面靜壓分布梯度更大，而優(yōu)化方案六流道壁面靜壓分布梯度則變小。

圖10為各優(yōu)化方案中間斷面的靜壓云圖，可見，原始方案流道中間截面的靜壓分布遞變不均勻，優(yōu)化方案二流道中間截面的靜壓分布也較差，優(yōu)化方案三流道中間截面的靜壓分布遞變相對較為均勻，但整體效果不明顯，優(yōu)化方案四則相對較為均勻，整體效果更加明顯，而優(yōu)化方案五流道中間截面的靜壓分布遞變不明顯，優(yōu)化方案六流道中間截面的靜壓分布遞變均勻。

不同方案虹吸出水流道設(shè)計(jì)工況下的水力損失對比如圖11所示。通過對比可以發(fā)現(xiàn)虹吸出水流道優(yōu)化方案四水力損失最小，但是其駝峰下降段有回流，優(yōu)化方案六駝峰下降段的回流被消除，同時(shí)水力損失相對于優(yōu)化方案四僅增加了0.02 m，故而應(yīng)用優(yōu)化方案六較為合理。

圖8 不同方案Qd流道內(nèi)部流線圖

圖9 不同方案Qd流道壁面靜壓云圖（Qd）

圖10 不同方案中間斷面的靜壓云圖（Qd）

圖11 虹吸出水流道不同方案水力損失對比

5 結(jié)論

（1）肘形進(jìn)水流道方案二和方案三均優(yōu)于方案一，但方案二流速均勻度提高最為明顯，故肘形進(jìn)水流道優(yōu)選方案二，即流道加長100 cm，流道最低點(diǎn)高程下降20 cm。

（2）基于對虹吸式出水流道的優(yōu)化比較分析，虹吸式出水流道優(yōu)化方案六消除了虹吸下降段的回流現(xiàn)象，同時(shí)水力損失相對于水利損失最小的優(yōu)化方案四僅增加了0.02 m，故優(yōu)選方案六，即出水流道長度不變，駝峰位置不變，高度降低；出口流速加大，出口高度減小，即流道出口底部高程抬高45 cm。