立式轴流泵装置虹吸式出水流道水力特性CFD研究

顾 巍 ，成 立 ，蒋红樱 ，焦伟轩 ，张 帝

（1.大丰区水利局，江苏 盐城 224100；2.扬州大学水利与能源动力工程学院，江苏 扬州 225009；3.江苏省水利工程科技咨询股份有限公司，江苏 南京 210029）

出水流道的作用是引导水流在从导叶体出口流入出水池过程中更好地转向和扩散，最大限度地回收水流所具有的动能[1-2]。虹吸式出水流道由于断流方式简单可靠、在低扬程条件下水力性能好等优点被广泛应用[3]。国内学者对虹吸式出水流道进行了广泛研究，研究主要内容有：虹吸式出水流道水力优化设计及水力特性分析[4-9]；基于气液二相流虹吸式出水流道虹吸形成机理分析[10-11]；导叶体出口环量对虹吸式出水流道的影响等[12-15]。目前，基于整体泵装置对虹吸式出水流道型式变化的研究较少，因此，本文基于虹吸式轴流泵装置整体，通过改变虹吸式出水流道上升段（下降段）倾角，获得几种典型的虹吸式出水流道，并先对其型线进行优化[16]，采用 CFD（computational fluid dynamics）技术，探讨多工况条件下虹吸式出水流道内水力损失及特征断面水力性能差异，分析不同型式虹吸式出水流道内流场特性以及虹吸式出水流道型式的改变对轴流泵装置水力性能的影响。研究成果为低扬程立式泵站采用虹吸式出水流道优化设计提供参考。

1 泵装置模型与方法

1.1 计算模型及控制参数

计算模型采用虹吸式轴流泵装置模型，叶轮名义直径1.4 m，叶片数为4片，叶片角度为-6°，导叶数为7片，叶轮转速为300 r/min。本次计算流量范围为4.1～8.3 m3/s内的8个流量点。计算区域包括进水延伸段、肘形进水流道、叶轮与导叶、虹吸式出水流道、出水延伸段6个部分，其实体造型如图1所示。

虹吸式出水流道主要包括进口弯曲段、直线上升段、驼峰段、直线下降段、出口弯曲段5个部分组成，如图2所示。控制虹吸式出水流道的主要参数有：进口断面直径Din，上升段倾角α，驼峰断面高H2，驼峰断面宽B2，下降段倾角β，出口断面高H3，出口断面宽B3，驼峰断面中心线至进口断面高差H0，驼峰断面至出口断面中心线高差H1，流道垂直投影长度L。

图1 轴流泵装置实体造型图

图2 出水流道设计参数图

1.2 数值计算方法及边界条件

轴流泵装置内不可压缩流体的湍流流动采用三维雷诺时均N-S方程来描述。为更好地处理轴流泵装置内应变率高及流线弯曲程度大的流动，湍流模型采用RNG k-ε模型[17-18]。动静交界面采用冻结转子（Frozen Stator）模型，以保证交界面的连续性。本文基于商用软件ANSYS CFX数值计算求解器，采用有限体积法求解，计算格式为高阶迎风，收敛精度为10-4。

本文采用分块网格计算，各块网格如图3所示。由于叶轮和导叶结构复杂，其中流场变化急剧，特别是叶轮，属于旋转部件，其网格的质量对于计算结果的影响较大。因而对叶轮和导叶采用ANSYS Turbo- Grid六面体结构网格剖分，叶轮网格节点数为58万，导叶网格节点数为76万。对肘形流道、虹吸式出水流道采用ANSYS Mesh 六面体生成网格，轴流泵装置整体网格数量356万。

进口条件设置为流量进口，出口条件设置为压力出流，水面采用刚盖假定设置为symmetry。近壁区采用标准壁面函数法处理，并规定在固体边壁处无滑移条件[19]。

1.3 设计方案

通过改变上升段倾角α（下降段倾角β），控制其他参数不变，得到4个典型的虹吸式出水流道设计方案，其中方案2驼峰断面宽有所减小，对各方案流道进行型线优化，在此基础上对4个方案进行CFD研究。表1为不同型式虹吸式出水流道研究方案的设计参数表。为方便对控制参数进行准确表述，文中以叶轮直径D为基数，对虹吸式出水流道控制参数进行无量纲替换。

2 结果与分析

2.1 不同型式虹吸式出水流道水力性能

2.1.1内部流动特性分析

为研究不同工况条件下虹吸式出水流道内水流动特性，分别选取虹吸式出水流道左、右2个断面，2个断面与虹吸式出水流道纵断面距离均为0.1Din，选取3个特殊工况点（小流量0.7Q、高效工况1.075Q、大流量工况1.3Q）对左、右2个断面流态及压力分布进行分析，如图4～图7。

图3 计算网格示意图

表1 虹吸式出水流道设计参数表

对比4个方案的小流量工况点左右2个断面流线发现，小流量工况下，由于导叶体出口环量较大，在虹吸式出水流道进口弯曲段以及直线上升段，其流线呈螺旋状上升，随着流道上升段倾角的增大，虹吸式出水流道上升段水流流态越差，流态紊乱会造成能量的损耗，增加相对水力损失；此外，受导叶体出口环量与固壁约束的双重影响，在导叶体出口易产生回流，如图4a方案1、图5a方案2、图7a方案4的左断面导叶体出口处、图6d方案3的右断面导叶体出口处均出现了明显的回流区。高效工况条件下，导叶体出口断面流速增大，水流受惯性力与壁面约束的影响，水流在进入虹吸式出水流道进口弯曲段前的右壁面产生漩涡，如图4e、图5e、图6e、6f、图7e所示。当水流经过进口弯曲段的调整，相对于小流量、大流量工况条件，高效工况的水流在虹吸式出水流道内的流态均相对较为平顺，流道内无明显漩涡产生。当水流通过驼峰段，对比4个方案流道左右断面压力云图（图b、图e），发现在驼峰段底部均出现了不同面积的低压区，即当水流通过驼峰段时由于受到惯性力和重力双重作用的影响，水流高速区主要集中在驼峰底部。大流量工况下，水流越过驼峰后受惯性力和壁面约束的影响，水流的流向尚未得到及时调整，水流主流易与流道下降段的下壁面发生脱离，即发生脱流。对比4个方案流道出口弯曲段压力云图（图c、图f），发现在出口弯曲段的下壁面存在不同程度的相对高压区，该区域相对流速较小，随着下降段倾角的减小，出口弯曲段高压区的分布情况发生改变，其中方案3压力分布较为均匀。

2.1.2驼峰断面水力优化指标分析

图4 方案1虹吸式出水流道左、右纵断面流线图

图5 方案2虹吸式出水流道左、右纵断面流线图

为了分析虹吸式出水流道驼峰断面流态，引入轴向速度分布均匀度、速度加权平均角对驼峰断面水力性能进行分析，其计算公式如下：

图6 方案3虹吸式出水流道左、右纵断面流线图

图7 方案4虹吸式出水流道左、右纵断面流线图

计算4个方案的7个流量点条件下的驼峰断面轴向分布均匀度、速度加权平均角，二者与流量的关系曲线如图8所示。对比4个方案发现，轴向速度分布均匀度与速度加权平均角随着流量的变化呈现相同的波动趋势；随着虹吸式出水流道上升段倾角的增加、下降段倾角的减小，二者随流量变化波动的情况更加明显，即驼峰断面流态随流量的变化而变得不稳定，其中方案1驼峰断面流态稳定性最好；4个方案驼峰断面轴向速度均匀度均达到80%以上；对于每个方案，不同流量点轴向速度分布均匀度变化范围在0.1%～8%之间，速度加权平均角变化范围在0.1°～2.2°之间。围在0.1°～2.8°之间，不同方案的驼峰断面轴向速度分布均匀性较好，其均值的变化范围较小，在0.1%～2%之间；方案1驼峰断面轴向速度分布均匀度、速度加权平均角均最大，说明该方案的水流通过驼峰断面时水流流态最好。

2.1.3水力损失

图8 各方案轴向速度分布均与度、速度加权平均角与流量的关系（驼峰断面）

为更直观比较不同方案2个水力指标的关系，计算了不同流量条件下2水力指标的平均值，如图9所示。随着α角增大，β角减小，驼峰断面速度加权平均角均值呈逐渐减小的趋势，其变化范为比较不同流量下不同型式虹吸式出水流道上升段水力损失、下降段水力损失与流道整体水力损失的关系，采用公式（3）计算各方案不同流量条件下A-B断面、B-C断面、A-C断面（图2）的水力损失大小，采用公式（4）计算各分段水力损失所占比例。

图9 不同方案轴向速度分布均与度均值、速度加权平均角均值关系（驼峰断面）

式中：hf（m-n）为分段水力损失；Pm、Pn为断面总压大小；m、n表示断面号；ρ为流体密度；g为重力加速度；p为百分比大小。

各方案不同流量下分段水力损失占总损失的比重见表2，各方案流道整体水力损失与流量关系曲线见图10。的比重变动范围在2%～6%之间；同一工况条件下，虹吸式出水流道上升段水力损失的大小主

表2 各方案不同流量下分段水力损失占总损失的比重

图10 各方案流道整体水力损失与流量关系曲线

对比4个方案数据表发现：各流量条件下，不同型式虹吸式出水流道水力损失主要集中在流道上升段，即驼峰断面前，其数值百分比的均值均达到80%以上；流量从0.7Q增加到1.3Q的过程中，各方案分段水力损失比重的变动范围在8%～15%之间；流量从0.7Q增加到1.0Q的过程中，分段水力损失的比重变动范围在6%～8%之间，而当流量从1.0Q增加到1.3Q的过程中，分段水力损失要由流道长度以及流道转弯角的大小所决定，且二者相互影响，方案1与方案3上升段水力损失所占比重大于方案2、方案4，其中方案2上升段水力损失比重最小。

对比同一个方案，随着流量的逐渐增大，虹吸式出水流道上升段水力损失占流道整体水力损失的比例均呈现逐渐减小的趋势，下降段水力损失占流道整体水力损失的比例呈逐渐增加的趋势。

为了更为方便直观对比不同型式虹吸式出水流道整体水力损失与流量的关系，本文共计算了8个流量点，并计算了每个流量点的水力损失大小，图10为各方案虹吸式出水流道水力损失与流量的关系曲线。由图10可知：当工况从小流量向大流量工况变化的过程中，虹吸式出水流道整体水力损失与流量的关系未呈二次方关系递增，随着流量的增加，流道内水力损失呈先减小后增加的趋势；各方案水力损失存在相对最小值，但水力损失最小值相应的流量点并非最高效率点所对应的流量值。由图10可知方案3流道整体水力损失最小，流量大于设计流量时方案1、方案3、方案4流道整体水力损失较为接近，而方案2水力损失明显大于其他3个方案。可能原因分析：方案2驼峰断面高宽比较大，受流道边壁约束的影响，水流在流道上升段得不到充分的扩散，水流流速较大，流态相对紊乱，水力损失变大。

2.1.4虹吸式轴流泵装置水力性能

轴流泵装置的进口取在图1中肘形进水流道入口A-A断面，出口取在图1中虹吸式出水流道出口B-B断面。泵装置扬程、效率按公式（5）、（6）分别计算，即

式中：H为轴流泵装置扬程；P1为肘形进水流道入口总压；P1为虹吸式出水流道出口总压；ρ为流体密度；N为叶轮转速；T为叶轮整体的扭矩。

为更加直观分析比较各工况下虹吸式轴流泵装置水力性能以及虹吸式出水流道型式的改变对轴流泵装置水力性能的影响，本文计算了8个流量点，由计算结果可得泵装置水力性能曲线，包括H～Q曲线和η～Q曲线，如图11所示。不同工况点条件下，各方案扬程、效率随流量的变化趋势基本相同，其中方案1、方案3、方案4的性能曲线基本重合，当流量大于0.9Q时，方案2效率相对其他方案有所减小，差值变化范围在0.1%～1%之间。在0.9Q～1.25Q的流量范围为该泵装置的高效区。

图11 各方案虹吸式轴流泵装置水力性能曲线

3 结论

（1）同一工况条件下，不同型式的虹吸式出水流道内流态存在一定差异，主要体现在流道上升段，上升段倾角在一定范围内（35°～50°）倾角越小，虹吸式出水流道上升段水流流态越平顺；不同工况条件下，由于导叶体出口环量的差异，同一虹吸式出水流道内流态差异较大。

（2）同一虹吸式出水流道在不同工况条件下，其驼峰断面轴向速度分布均匀度与速度加权平均角随着流量的变化呈现相同的波动趋势；随流道上升段倾角的增大（下降段倾角减小），驼峰断面速度加权平均角均值呈逐渐减小的趋势，其变化范围在0.1°～2.8°之间，不同方案的驼峰断面轴向速度分布均匀性较好，其均值的变化范围较小，在0.1%～2%之间。

（3）虹吸式出水流道内水力损失主要集中在驼峰断面前的流道上升段，不同型式虹吸虹吸式出水流道上升段水力损失占总损失均值均达到80%以上；当流量工况大于设计工况时，仅改变虹吸式出水流道上升段（下降段）倾角对流道水力损失影响较小；对比同一个方案，随着流量的逐渐增大，虹吸式出水流道上升段水力损失占流道整体水力损失的比例均呈现逐渐减小的趋势，下降段水力损失占流道整体水力损失的比例呈逐渐增加的趋势；流道整体水力损失与流量未呈二次方关系。驼峰断面高宽比对虹吸式出水流道内水力损失有着较大的影响，有待进一步研究。

（4）对于低扬程泵站，仅改变虹吸式出水流道上升段（下降段）倾角对虹吸式轴流泵装置水力性能影响较小。虹吸式出水流道特征断面（驼峰断面、出口断面）高宽比的改变对虹吸式出水流道内水力损失、虹吸式轴流泵装置水力性能的影响有待进一步研究。

[ 1 ]刘超 . 水泵及水泵站[ M ] . 北京：科学技术文献出版社，2003：144-15 .

[ 2 ]中华人民共和国水利部.泵站设计规范：GB/T 50265-2010 [ S ] . 北京：中国计划出版社，2011：186-191 .

[ 3 ]陆林广，杲东彦，祝婕 . 大型泵站虹吸式出水流道优化水力设计 [ J ] .农业机械学报，2005，36（4）：60-63，68 .

[ 4 ]谭淋露，冯建刚，陈毓陵，等 . 泵站虹吸式出水管数值模拟及水力优化[ J ] .中国农村水利水电，2014（3）：126-129，133 .

[ 5 ]朱红耕，袁寿其，施卫东 . 大型泵站虹吸式出水流道水力特性分析[ J ] . 中国农村水利水电，2005（7）：71-76 .

[ 6 ]杲东彦，陆林广.基于RNG模型的虹吸式出水流道三维紊流数值模拟[ J ] . 南京工程学院学报：自然科学版，2008，6（2）：22-25 .

[ 7 ]李彦军，颜红勤，葛强，等 . 泵站虹吸式出水流道优化设计 [ J ] . 排灌机械，2008，26（4）：43-47.

[ 8 ]陆林广，刘荣华，梁金栋，等 . 虹吸式出水流道与直管式出水流道的比较[ J ] . 南水北调与水利科技，2009，7（1）：91-94 .

[ 9 ]Shi Weidong，Zhang Desheng，Guan Xingfan，et al .Numerical and experimental investigation of highefficiency axial-flow pump[ J ] . Chinese Journal of Mechanical Engineering，2010，23（1）：38-44 .

[ 10 ]王晓升，冯建刚，陈红勋，等 . 泵站虹吸式出水管虹吸形成过程气液两相流数值模拟[ J ] . 农业机械学报，2014，45（5）： 78-83 .

[ 11 ]陈松山，严登丰，陆伟刚，等 . 低扬程虹吸流道泵装置起动动态特性数学模型[ J ] .流体机械，2004，32（6）：9-12 .

[ 12 ]杨帆，刘超，孙丹丹，等 . 轴流泵装置虹吸式出水流道内流机理数值分析[ J ] .农业机械学报，2015，06：60-65，91 .

[ 13 ]雍成林，汤正军，朱红耕，等 . 虹吸式出水贯流泵结构特点及对比试验研究[ J ] .南水北调与水利科技，2014，12（5）： 34-38 .

[ 14 ]仇宝云，刘超，袁伟声 . 大型水泵轴向后导叶叶片出口角对出水流道性能的影响[ J ] . 机械工程学报，2000，36（7）：74 － 77 .

[ 15 ]梁金栋，陆林广，徐磊，等 . 轴流泵装置导叶出口水流速度环量对出水流道水力损失的影响[ J ] . 农业工程学报，2012，01：55-60 .

[ 16 ]陆林广. 高性能大型低扬程泵装置优化水力设计[ M ] .北京：中国水利水电出版社，2013 .

[ 17 ]Yang Fan，Liu Chao . Pressure pulsations of the blade region in S-shaped shaft-extension tubular pumping system[ J ] . Mathematical Problems in Engineering，2014（2014）： 1-10 .

[ 18 ]朱红耕，袁寿其，刘厚林，等 . 进水流道对立式混流泵装置能量特性的影响[ J ] . 江苏大学学报：自然科学版，2007，28（1）：46-5 .

[ 19 ]成立 . 泵站水流运动特性及水力性能数值模拟研究[ D ] .南京：河海大学，2006 .