北坍泵站流道優化及泵裝置模型試驗分析

李進東，孫圣杰，許旭東，徐貴穎，楊 帆

（1.江蘇省水利科學研究院，江蘇 南京 210017；2.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇 揚州 225009）

0 引 言

軸流泵因大流量、低揚程的特點被廣泛運用于平原地區的灌溉排水、城市供水與防洪等領域，進、出水流道的設計和優化對于泵裝置的運行效率和安全穩定具有重要影響。進水流道的幾何結構對葉輪進口的流速均勻度有明顯影響，出水流道的作用是引導水流平順流入上游水道并回收水流的部分動能。未滿足流道水力設計條件的進、出水流道會導致葉輪進口的流速分布不均和出水流道內流混亂及旋渦的產生，影響泵裝置的運行效率，甚至引起水泵的汽蝕、噪聲和劇烈振動[1-2]，威脅到泵站機組的安全穩定運行。

國內外學者對于泵站的流道設計及優化進行了大量研究[3-5]。陸林廣等[6]針對直管式出水流道的脫流現象，借助CFD（Computational Fluid Dynamics）三維數值模擬技術對泵站直管式出水流道進行優化。丁浩等[7]以最小水力損失為目標對青龍山南泵站肘形進水流道和虹吸式出水流道進行幾何尺寸優化。楊平輝等[8]對低駝峰出水流道的型線進行優化，發現適當延長駝峰段水平長度可明顯提高出水流道的水力性能。吉慶偉等[9]對比分析不同尺寸方案的進、出水流道對泵裝置能量性能的影響，優化后進水流道出口流速的均勻度顯著提高，且出水流道的水力損失下降明顯。孫翀等[10]利用CFD 軟件對泵站不同進出水流道方案進行評價和比選，優化后泵裝置的效率提高明顯。付小莉等[11]利用模型試驗方法對泵站進出水流道的水力特性進行多方案優化以改善其內部的不良流態。PEI 等[12]結合人工神經網絡和多目標遺傳算法對單級單吸離心泵的進水管進行多目標幾何優化。GOLBABAEI 等[13]基于試驗與有限元結構失效方法對離心泵蝸殼的水力性能進行結構優化。VALYUKHOV 等[14]基于ANSYS 有限元分析系統并結合非線性規劃的方法，對主油泵流道的幾何形狀進行優化以使泵的性能效率達到最大。綜上可知，數值模擬與模型試驗相結合的方法是當前泵裝置流道結構三維幾何尺寸優化的主要研究手段。

本文以江蘇省南水北調的北坍泵站為研究對象，采用CFD 技術對泵站肘形進水流道和低駝峰出水流道進行結構優化以提升水力性能，多方案比選確定最優流道結構的幾何尺寸，并通過對最優方案組合的泵裝置進行物理模型試驗，以驗證優化后泵裝置的水力性能。通過對泵站進出水流道的優化研究可為更多同類型泵站的結構優化提供參考。

1 工程概況

北坍泵站位于江蘇省里下河地區的濱?？h境內，是鹽城灌區調整興建的2 座集中補水泵站之一。該泵站的主要功能是向蘇北灌溉總渠補水，兼有排澇功能。泵房采用塊基型結構，進水流道為肘形進水流道，出水流道為低駝峰出水流道，泵房剖面見圖1。安裝4 臺2200ZLB17-4 型立式半調節軸流泵，配套TL1120-36 型1 120 kW 立式同步電機。葉輪直徑2.2 m，轉速166.7 r/min，單機設計流量16.7 m3/s；灌溉設計凈揚程3.35 m，灌溉最高凈揚程3.65 m，灌溉最低凈揚程0.20 m；排澇設計凈揚程3.00 m，排澇最高凈揚程4.00 m，排澇最低凈揚程2.70 m。

圖1 北坍泵站的泵房剖面圖

2 流道的優化分析

流道的內流場采用ANSYS Fluent 商用軟件進行計算，選用RNG k-ε 湍流模型[15-16]。肘形進水流道和低駝峰出水流道數值計算的邊界條件參閱文獻［17］進行設置，計算收斂精度設置為10-5，經網格數量無關性分析確定肘形進水流道的網格數量為102 萬，低駝峰出水流道的網格數量為87 萬。

2.1 進水流道的優化分析

葉輪中心至肘形進水流道底板頂高程的距離為1.80D（D為葉輪直徑），肘形進水流道長度為4.50D，彎肘段高度為1.61D。在肘形進水流道長度和彎肘段高度限制的條件下，給出2 種不同方案的肘形進水流道：方案1 流道的進口面高2.39D，寬2.27D，流道進口平均流速為0.71 m/s；方案2流道的進口面高2.10D，寬2.27D，流道進口平均流速為0.80 m/s。2 個方案肘形進水流道的近壁面流場見圖2。

圖2 不同方案肘形進水流道的表面流場圖

由圖2 可知，2 個方案的肘形進水流道在直線段內的流線均平順且流速逐漸增大，水流進入彎肘段時迅速轉向并加速，在離心力作用下，靠近流道內側壁面處水流的流速明顯大于外側壁面的流速。由于水流在作90°轉向的同時伴隨著急劇的側向收縮，但均未在彎肘段出現旋渦和脫流情況，水流經圓柱段壁面約束及調整后，均趨向于速度均勻分布且垂直于出口面。采用文獻［18］中的軸向流速分布均勻度和速度加權平均角，對2 種方案肘形進水流道出口面的流場進行定量求解，設計流量工況時各方案的流道水力性能結果見圖3。

圖3 不同方案肘形進水流道的水力性能圖

由圖3 可知，方案1 流道出口的軸向流速分布均勻度為97.70%，速度加權平均角為86.9°，水力損失為8.6 cm；方案2 流道出口的軸向流速分布均勻度為97.80%，速度加權平均角為86.9°，水力損失為9.0 cm。雖然方案2 肘形進水流道的水力損失相比方案1 增加4.65%，但是出口的軸向流速分布均勻度提高0.10%，表明方案2 流道壁面對水流的約束收縮流動更有利，可以為水泵提供更好的入流條件，確保水泵高效、安全、穩定運行，故優選方案2 的肘形進水流道。

2.2 出水流道的優化分析

低駝峰出水流道長4.64D，出口面高1.45D，寬2.27D，方案1 出水流道低駝峰的高度為1.00D。在總控制尺寸的約束條件下，給出3 種出水流道的優化方案，各方案出水流道的幾何參數、流道剖面及平面圖見表1，各方案的流場見圖4。

表1 低駝峰出水流道的優化方案參數表

圖4 不同優化方案低駝峰出水流道的三維流線圖

由表1 和圖4 可知，方案1 出水流道的水力損失為64.4 cm，方案2 出水流道的水力損失為28.8 cm，方案3 出水流道的水力損失為49.0 cm，以水力損失最小為目標，出水流道優選方案2。方案1 出水流道的導葉體擴散角偏小，彎管段水流未能充分擴散，直管段單邊擴散角偏大，導致出水流道內流速較大、流態較差，水力損失達到64.4 cm。方案2 在方案1 的基礎上，將流道進口直徑增加至1.05D，單邊擴散角降低至9°，駝峰段高度增大至1.11D。方案2 出水流道的水流轉向有序、擴散平緩，僅在流道出口段存在局部旋渦區，流道水力損失降至28.8 cm，相比方案1，水力損失降幅達55.28%，可滿足該泵站裝置的水力性能需求；但低駝峰段的結構尺寸無法適應現有水泵的安裝結構，未能實現結構和水力的協調優化。為此，在方案2 的基礎上進一步優化調整：在保證流道進口直徑1.05D不變的條件下進一步優化單邊擴散角至10°，并降低駝峰段高度至1.09D。經計算，水力損失為49.0 cm，相比方案1 降低23.91%，相比方案2 增大70.14%。但方案3 的流道結構在滿足現有水泵安裝需求的同時，也能滿足現有泵裝置水力性能的要求，故出水流道選用優化方案3。

3 物理模型試驗

該泵裝置物理模型試驗在河海大學水力機械多功能試驗臺進行，該試驗臺的主要參數在文獻［19］中均有介紹，本文不再贅述。試驗選用重慶橫河川儀有限公司生產的EJA110A 型差壓變送器，揚程測量的系統誤差為±0.1%；上海光華·愛爾美特儀器有限公司生產的RFM4110-500 型電磁流量計，流量測量的系統誤差為±0.2%；湖南湘儀動力測試儀器有限公司生產的JCZ200 型轉速轉矩傳感器，轉矩測量的系統誤差為±0.2%；重慶橫河川儀有限公司生產的EJA430A 型壓力變送器，其測控系統基于VB 和VC 高級語言，在Windows 平臺上開發研制，由參數設置模塊、運行模塊和數據預處理模型3 部分組成。泵裝置能量性能、空化性能及飛逸特性試驗均按SL 140—2006《水泵模型及裝置模型驗收試驗規程》實施。

對方案2 肘形進水流道、方案3 低駝峰出水流道結合水力模型進行物理模型試驗。依據nD值相等原則，模型泵裝置的葉輪名義直徑為300 mm，葉輪轉速為1 222.5 r/min，共測試5 個葉片安放角時泵裝置的能量性能、空化性能和飛逸特性。5 個葉片安放角時泵裝置最優工況點的運行參數見表2。

由表2 可知，各葉片安放角（-4°、-2°、0°、+2°和+4°）時泵裝置的最高效率均超過72.00%。葉片安放角為+2°時泵裝置的最高效率為74.97%，此時泵裝置流量為329.60 L/s，揚程為3.68 m，對應的原型泵裝置流量為1.77×104L/s。

在灌溉設計凈揚程3.35 m 時，泵裝置最高效率為74.55%，此時葉片安放角為-4°，模型泵裝置流量為270.00 L/s，原型泵裝置流量為1.45×104L/s。排澇設計凈揚程3.00 m 時，泵裝置最高效率為73.54%，此時葉片安放角為-4°，模型泵裝置流量為280.00 L/s，原型泵裝置流量為1.51×104L/s。泵裝置綜合特性曲線見圖5。

圖5 泵裝置綜合特性曲線圖

不同葉片安放角時，水泵的臨界空化余量見圖6。相同葉片安放角時，隨著凈揚程增大，臨界空化余量逐漸增大；相同凈揚程時，臨界空化余量隨著葉片安放角的增大而增大。灌水期水泵最大臨界空化余量發生在葉片安放角+4°，此時臨界空化余量為6.88 m，對應的灌溉最大凈揚程為3.65 m；灌溉設計凈揚程3.55 m 時，水泵的臨界空化余量為6.64 m。排澇期水泵最大臨界空化余量發生在葉片安放角+4°，此時臨界空化余量為7.18 m，對應的排澇最大凈揚程為4.00 m；排澇設計凈揚程3.35 m 時，水泵的臨界空化余量為6.64 m。灌溉設計凈揚程和排澇設計凈揚程條件下，3 個葉片安放角（-4°、-2°和0°）時水泵的臨界空化余量均不大于6.40 m。

圖6 不同葉片安放角時水泵的臨界空化余量圖

當水泵電機突然斷電時，水倒流經過水泵，水泵的輸入功率為零，葉輪反轉進入水輪機工況，這時產生的最大反轉轉速為飛逸轉速。飛逸特性試驗時，通過調節輔助泵電機轉速，以使泵裝置進出口側形成不同的水位差，各葉片安放角時模型泵的單位飛逸轉速見表3。根據相似理論，原型泵和模型泵的單位飛逸轉速相等，以表3 中模型泵的單位飛逸轉速計算出不同水頭時，原型泵在各葉片安放角的飛逸轉速（見圖7）。葉片安放角0°，水頭3.70 m 以上時，水泵最大飛逸轉速將超過額定轉速的1.5 倍。

表3 不同葉片安放角時模型泵的單位飛逸轉速表

圖7 不同水頭時原型泵的飛逸轉速圖

4 結 論

1）通過CFD 技術對北坍泵站的肘形進水流道和低駝峰出水流道的主要幾何參數進行數值優化，比較水力損失并考慮水泵安裝尺寸要求，推薦方案2 的肘形進水流道和方案3 的低駝峰出水流道。

2）各葉片安放角（-4°、-2°、0°、+2°和+4°）時泵裝置的最高效率均超過72.00%。葉片安放角為+2°時泵裝置的最高效率為74.97%，凈揚程為3.68 m，原型泵裝置流量為1.77×104L/s。在4 個葉片安放角（-4°、-2°、0°和+2°）時，灌溉設計凈揚程和排澇設計凈揚程條件下，泵裝置效率均不低于73.03%；在最大凈揚程和最小凈揚程工況時泵裝置能安全、穩定運行。

3）灌溉設計凈揚程和排澇設計凈揚程條件下，3 個葉片安放角（-4°、-2°和0°）時水泵的臨界空化余量均不大于6.40 m。葉片安放角為0°，水頭3.70 m 以上時，水泵最大飛逸轉速將超過額定轉速的1.5 倍。