簸箕形进水流道喉部高度对水力性能的影响

高传昌，李晓超，董旭敏，高志锴

（华北水利水电大学，郑州 450045）

0 引 言

泵站进水流道按流道形状分为肘形进水流道、钟形进水流道和簸箕形进水流道［1］。簸箕形进水流道综合了肘形进水流道和钟形进水流道的特点，其高度较肘形进水流道低，宽度与钟形进水流道接近，但没有钟形进水流道要求那么严格，流道型线简单，施工方便，能有效防止漩涡的产生，已在荷兰的泵站工程得到了广泛的应用［2］。20世纪90年代以来，我国将簸箕形进水流道成功应用于刘老涧泵站、江西青山湖泵站、南水北调工程北京大宁调蓄泵站、江西南昌市新洲老泵站改造和湖北新滩口泵站改造等工程中［3-6］。

随着这种流道在我国的推广应用，国内学者就影响簸箕形进水流道水力性能的体型及其几何参数进行了数值模拟和模型试验，提出了簸箕形进水流道水力设计方法［7-11］。李四海等［12］就半圆型的簸箕与渐缩式的簸箕型流道的簸箕形式对流道水力性能的影响进行了数值模拟，结果表明，两流道在各种工况下，内部流态良好，无漩涡或脱流。王亦晓等［13］为改善簸箕形进水流道水流状态，提出了4 种不同长度的隔墩及后壁距的方案，并通过数值模拟计算分析，发现隔墩越长及后壁距越小可以分别改善喇叭口不同位置的压力脉动情况。高传昌等［14］就簸箕形进水流道3种进口收缩段宽度变化方案对流道水流流态的影响进行了数值模拟，结果表明，三种方案的流道水流流态均较好，但渐扩式簸箕形进水流道的水流流态略优。郑云浩等［15］采用正交实验法对簸箕形进水流道的后壁距、喇叭口直径、吸水箱高度和底板倾角四个因素设计了9 种方案并进行了数值模拟，结果表明，喇叭口直径对于泵装置效率和扬程的影响最大。

簸箕形进水流道由反弧式进口段、簸箕形吸水室和喇叭管等3 部分组成［1］。进水前池的水流通过反弧式进口段后，沿着簸箕形吸水室转向90°进入喇叭管进口。为了改善簸箕形吸水室流态，减少水流因转向而引起的漩涡，簸箕形进水流道进口段常为逐渐收缩的反弧式进口段，进口段末端的断面高度通常最小，因此称为簸箕形进水流道的“喉部”，其高度被称为喉部高度（或喇叭管悬空高度）。何钟宁［16］、黄佳卫等［17］分别对钟形进水流道和肘形进水流道喉部高度对流道水力性能的影响进行了研究，提出了在实际工程应充分重视进水流道喉部高度对进水流道流态的影响。陆林广［18］分析了四面进水的进水流道水力设计准则，指出，过大的喉部高度不仅不利于水流均匀地从四面进入喇叭管，而且还会增加流道高度；过小的喉部高度将使喇叭管下方水流的速度加大以及速度方向的变化曲率加大，不仅造成水流紊乱，增加水力损失，而且直接影响到进泵水流的均匀性。

本文着重研究簸箕形进水流道喉部高度的变化对流道水流流态的影响，探究流道水力损失、流道出口断面流速分布均匀度和速度加权平均角度随流量的变化规律，以期对簸箕形进水流道的水力设计有所帮助。

1 计算方案

本文主要研究簸箕形进水流道喉部断面的高度HB对流道水力性能的影响，并就其影响原因进行具体分析。簸箕形进水流道主要控制参数如图1所示，在保证进水流道进口断面高度Hj、流道进口断面宽度Bj、流道长度XL、喉部宽度（喉部断面宽度与进口断面宽度Bj相同）、后壁距XT、喇叭管进口直径DL、喇叭管高度HL和喇叭管内侧轮廓线型等主要控制参数不变的情况下，选取5 种不同喉部高度进行数值模拟，计算方案如表1所示。

图1 簸箕形进水流道主要控制参数图Fig.1 Chart of main control parameters of dust-pan-shaped inlet conduit

表1 计算方案Tab.1 Calculation scheme

2 数值模拟计算方法

2.1 进水结构模型及网格剖分

采用ProE 软件建立进水结构三维湍流模型，进水结构模型从前到后依次分为进水前池、进水闸室、簸箕形进水流道及其出口延长段4 部分，如图2所示。整个进水结构模型使用Pointwise 软件进行网格剖分，所有区域均采用六面体结构网格，并满足网格控制参数要求。进水喇叭口附近流速梯度变化较大，网格局部进行加密。由于受壁面函数的约束，在边壁处进行适当加密，使壁面处的y+保持在30～500 左右，以准确反映壁面处的水流流态。通过网格无关性检验，确定该模型最终网格数量为290 万左右，满足计算精度要求。簸箕型进水流道进水结构模型计算区域及网格图如图3所示。

图2 进水结构模型示意图Fig.2 Schematic diagram of calculation area grid

图3 网格剖分示意图Fig.3 Schematic diagram of grid drawings

2.2 边界条件

在对计算区域数值计算时，基于雷诺平均N-S方程，采用标准k-ε紊流模型。将计算域进口断面延伸至前池距进水流道足够远处，可认为流速分布均匀，进口应用速度进口边界条件。计算域出口断面距流道出口断面2 倍管径处作为出口边界，设置为自由出流条件。泵站进水池水面设置为对称面，计算区域内的固体边壁均为壁面，采用壁面无滑移边界条件。

3 进水流道计算结果分析

3.1 反弧式进口段流速分布

取反弧式进口段的进口断面、中间断面和喉部断面（簸箕形吸水室进口断面）3 个断面来反映反弧式进口段流道水流流动情况，图4为设计工况下反映反弧式进口段3 个断面的流速分布图。由图4可以看出：在5 个方案中，进口断面的流速随着喉部高度的增大分布相同；中间断面流速分布有所差异，该断面的顶部出现低流速区，且随着喉部高度的增大低流速区范围也在扩大；喉部断面的流速分布差异较大，喉部断面高度HB=0.7D0（方案1），断面面积最小，沿断面高度中心线对称分布着2.2 m/s 中心流速区和2.0 m/s 流速区，断面高度为HB=0.75D0时（方案2），断面面积次小，分布着2.2、2.0 和1.8 m/s 三种流速区，2.2 m/s 中心流速区缩小到断面的上部，而2.0 m/s 流速区居中，这2 个方案的中心流速比其他3 个方案大。当断面高度HB=0.8D0时（方案3），2.2 m/s 中心流速区消失，2.0 m/s 中心流速区缩小到断面的上部，而1.8m/s 流速区逐渐扩大且居中，断面的周边出现了1.6 m/s 流速区。喉部高度到达0.85D0（方案4）时，沿断面高度中心线对称分布着1.8 m/s 中心流速区和1.6 m/s 流速区，2.0 m/s 中心流速区消失.方案5 喉部断面高度（HB=0.9D0）最高，断面面积最大，除1.8 m/s 中心流速区缩小到断面的上部和周边出现1.4 m/s流速外，大部分断面被1.6 m/s流速充满。可见，随着喉部高度的增大，喉部过流面积也增大，喉部断面流速分布区不断变化，从高流速区逐渐变化到低流速区。

图4 反弧式进口段截面流速分布图Fig.4 The graph of cross-section velocity profile of the ogee inlet section

从对5个方案不同断面流速分布分析可知，方案4和方案5不同断面流速的变化和分布比较合理，方案1 和方案2 较差，方案3居中。

3.2 簸箕形吸水室出口断面流速分布

喉部断面的高度除直接影响簸箕形吸水室进口断面（喉部断面）流速分布外，也直接影响簸箕形吸水室出口断面流速分布。根据数值模拟运算数据，作出设计工况下簸箕形吸水室出口断面流速分布图，如图5所示。各方案流线总体平顺，从四周流向簸箕形吸水室的后部，各方案的流速梯度由中部向周边从高到低分布，高流速区（流速3.0 m/s以上）集中在簸箕形吸水室中部（喇叭管进口中心），呈月牙状分布，低流速区（流速1.0 m/s以下）集中在簸箕形吸水室周边。

由图5可看出：高流速区范围随着喉部高度的提高先增大，而后又减小，低流速区范围随着喉部高度的提高的次序与高流速区范围相反，先减小后增大；方案1 和方案2 在低流速区存在漩涡，且漩涡随着喉部高度的提高而减小直至消失。出现这种情况可能是喉部高度影响了簸箕形吸水室底部圆弧半径大小及其对吸水室过流断面流速分布的影响。喉部高度低，吸水室底部圆弧半径大，水流受到的离心力小，随着喉部高度的提高，圆弧半径减小，水流受到的离心力增大，同时簸箕形吸水室过流断面随着喉部高度的提高而增大，通过该断面减小的水流流速小于受离心力增大的水流流速，高流速区范围变大，低流速区范围变小，而后随着喉部高度的进一步提高，断面减小的水流流速大于受离心力增大的水流流速，高流速区范围变小，低流速区范围变大。因此喉部高度居中的方案3高流速区范围最大，低流速区范围最小，而且流线分布较其他方案更为平顺。

图5 簸箕形吸水室出口断面流速分布图Fig.5 Flow velocity distribution at outlet cross-section

3.3 流道出口中心断面流速分布

流道出口中心断面包括喇叭管中心和簸箕形吸水室中心纵断面两部分（见图1）。图6为设计工况下的流道出口中心断面的流速分布图。如图6所示，5种方案下的流线总体平稳，从两边呈对称分布流向喇叭管进口，流速梯度从上到下由高到低分布，高流速区集中在喇叭管出口，低流速区集中在簸箕形吸水室断面周边。喉部高度（HB=0.8D0）居中的方案3 低流速区在底部两角分布范围比其他4个方案小，同时流线分布也较其他方案平顺。

图6 流道出口中心断面流速分布图Fig.6 Flow velocity distribution of outlet middie cross-section

3.4 进水结构中心断面流速分布

取进水结构中心断面反映流道内部流动的情况，经数值模拟后设计工况下的速度分布见图7。从流速分布可以看出：各方案流道内的流线比较平顺，仅是通过簸箕形吸水室的流线随着喉部高度的提高逐渐由密变疏；喉部高度低的水流在吸水室出口转垂直方向较好，喉部高度高的水流在吸水室出口仍未完全转向垂直方向，水流经喇叭管整流后到达流道出口基本均与断面垂直。5 个方案流道内的流态比较平稳，经过喉部的流速随着喉部高度的提高由大变小，方案1 和方案2 从喉部2.5 m/s流速提高到吸水室转弯处3.5 m/s 流速，分布较均匀；方案3 从喉部2.0 m/s 流速提高到吸水室转弯处3.0 m/s，分布比较均匀；方案4 和方案5 喉部流速为1.6 m/s，到吸水室转弯处流速分布为上高下低，从3.0 m/s 到2.0 m/s。水流进入转弯后，各方案的4.5 m/s 高流速区从吸水室转弯后内侧发展到喇叭管内5.0 m/s高流速区。除方案3 以外，其他方案流道出口后的流速分布存在不同程度的低流速区。从整个进水结构流速分布看，方案3的流速分布优于其他方案的流速分布。

图7 进水结构中心断面流速分布Fig.7 Flow velocity distribution of middie cross-section of the inlet structure

3.5 进水流道水力性能评价

进水流道水力设计原则是尽量保证流道出口断面流速分布均匀、水流流向垂直于出口断面；为提高泵装置效率，尽量减少流道水力损失。衡量进水流道出口断面的流速分布均匀度、速度加权平均角度和流道水力损失的计算［19］，见式（1）～（3）：

其中，流速分布均匀度和速度加权平均角度合称为目标函数。Vu＝100%和θˉ＝90°为理想值，在进水流道设计中应使进水流道出口流速分布均匀度和速度加权平均角度最大限度地接近理想值，水力损失尽可能的小［19］。

为了分析5种喉部高度下的目标函数和流道水力损失随流量的变化趋势，在设计流量（918 m3/h）和最小流量（734 m3/h）范围内取五个等分流量值计算，计算结果如图8所示。由图8（a）可以看出：在所选喉部高度范围内，喉部高度对进水流道出口速度分布均匀度影响较大，且随流量的变化具有不同的变化特征；当喉部高度小于0.8D0（方案3）时，流速均匀度数值随着喉部高度的降低而减小，且随流量的无明显变化；当喉部高度大于0.85D0（方案4）和流量小于872 m3/h时，流速均匀度数值随着喉部高度的提高具有逐渐增大的趋势，但很不稳定，但当流量大于872 m3/h时，流速均匀度数值骤然下降，设计流量时达到最小值。出现这种情况可能是由于喉部高度的提高降低了喇叭管的高度，使进入喇叭管中的水流未能得到较好的调整，流量越大，可能喇叭管内的水流流态差，因此造成流速均匀度随流量的增大而波动较大。在设计流量下，方案3 的流速均匀度为96.2%，高于其他4个方案的流速均匀度。

图8 HB对流速分布均匀度和速度加权平均角与流量关系曲线Fig.8 Flow relation curves of HB and objective function and the hydraulic loss of conduit

从进水流道出口速度加权平均角随着流量变化的趋势看，如图8（b）所示，各方案的速度加权平均角处于87.5°～88.5°之间，随着流量变化的波动性相对较小，方案1的速度加权平均角最低，方案2最高，可见喉部高度大小对速度加权平均角的影响不大。在设计流量下，方案3 的速度加权平均角居中，为88°接近理想值。

由图8（c）可看出：喉部高度对流道水力损失影响较大，在流量小于800 m3/h 时，喉部高度越小，流道水力损失越大；当流量大于800 m3/h 时，方案3 喉部高度（0.8D0）的流道水力损失均小于其他方案喉部高度的水力损失。一是喉部高度越小，加大了流道水力损失；二是喉部高度的提高，降低了喇叭管的高度，使进入喇叭管中的水流未能得到较好的调整，流场分布不均，加大了流道水力损失。可见，吸水室高度不宜过低或过高。在设计流量下，流道水力损失的次序为：方案1＞方案2＞方案3 和方案4＞方案3。

4 结 论

（1）喉部断面的高度对簸箕形进水流道反弧式进口段的流速分布影响不大，主要对簸箕形吸水室和喇叭管的流速分布影响较大。

（2）喉部断面高度过低，进入簸箕形吸水室的流速增大，增加了流道水力损失，流道出口断面的流速分布均匀度与流量大小无关，速度加权平均角度随流量的变化不大；喉部断面高度过高，水流在吸水室转弯处流速分布不均匀，到吸水室出口水流仍未完全转向垂直方向，流道水力损失有所增加，流道出口断面的流速分布均匀度随流量的变化较大，速度加权平均角度随流量的变化不大。

（3）结合各方案的簸箕形进水流道典型断面的流速分布、流道出口的流速分布均匀度和速度加权平均角以及流道水力损失的分析结果，方案3 的流速分布优于其他4 个方案，而且流道出口的流速分布均匀度最高、流道水力损失最小，更加符合进水流道水水力设计要求。因此选取喉部高度HB=0.8D0的方案3为最优方案。