高传昌,高余鑫,董旭敏,高志锴

(1.华北水利水电大学能源与动力工程学院,河南 郑州 450045; 2.河南省水利勘测设计研究有限公司,河南 郑州 450016)

簸箕形进水流道形状综合了肘形和钟形进水流道的特点,其高度较肘形流道低,宽度没有钟形流道那样要求严格,具有流道形状简单、施工容易、可有效防止旋涡产生的优点,于20世纪90年代初在上海郊区首次将簸箕形进水流道用于小型泵站的节能技术改造,江苏刘老涧泵站是首次采用这种形式进水流道的大型泵站[1].簸箕形进水流道作为一种新型的流道形式,已在东河和洋关泵站青山湖泵站[2]、大宁调蓄泵站[3]、新洲老泵站改造[4]和新滩口泵站改造[5]等工程中得到了应用.

《泵站设计标准》(GB 50265—2022)中给出了肘形和钟形2种进水流道的主要尺寸设计标准,同时也给出了中国部分泵站肘形进水流道主要尺寸汇总表,簸箕形进水流道给出了美国国家标准推荐的簸箕形进水流道的吸水室尺寸,供设计参考[6].

许多学者对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.陆林广等[7]优化水力计算了簸箕形进水流道的几何参数,得到了优化后簸箕形进水流道几何参数设计值.李四海等[8]运用三维湍流数值模拟方法,就半圆形的簸箕形和渐缩式的簸箕形进水流道形式对水力性能的影响进行了研究,结果表明,大流量工况下,半圆形的簸箕形进水流道的水力性能稳定性稍优于渐缩式的簸箕形进水流道.成立等[9]对簸箕形进水流道内部流态进行了数值模拟和试验研究,得到了簸箕形进水流道内部流动规律,提出了簸箕形进水流道的控制参数.高传昌等[10]对不同簸箕形进水流道进口收缩段宽度下的流道水流流态进行了数值模拟,结果表明,渐扩式簸箕形进水流道的水流流态略优.郑云浩等[11]采用正交试验法对簸箕形进水流道的后壁距、喇叭口直径、吸水箱高度和簸箕形底板倾角4个因素的9种设计方案进行数值模拟,结果表明,在泵装置效率和扬程的4个影响因素中,喇叭口直径最为显著.陆林广等[12]采用数值计算和模型试验方法分别对肘形、钟形和簸箕形进水流道的水流流态和水力性能进行了研究,结果表明,3种进水流道都可为水泵叶轮室进口提供良好的进水流态,但流道水力损失差别较大,簸箕形进水流道水力损失大于肘形进水流道且小于钟形进水流道.付强等[13]对设计具有相同进出口尺寸的肘形和簸箕形进水流道的水流流态和水力损失进行了数值计算,结果表明,肘形进水流道的水力损失比簸箕形进水流道小.葛强等[14]对设有肘形、钟形和簸箕形进水流道的3种泵装置的流道损失进行了试验和数值模拟,得到了簸箕形进水流道的水力损失最小的结果.王亦晓等[15]对4种不同长度的隔墩及后壁距的方案进行数值模拟,发现长的隔墩和小的后壁距可分别改善喇叭口不同位置的压力脉动情况.

上述研究是在设计流量下,就簸箕形进水流道的主要控制参数对水力性能的影响进行了分析,然而主要控制参数在不同流量下对水力性能的影响研究甚少.文中结合黄河下游邢家渡引黄闸前泵站增容改造工程,针对所选的主要控制参数对簸箕形进水流道水力性能的影响进行数值模拟,分析不同流量下主要控制参数对流道水流流态和水力损失的影响,提出簸箕形进水流道主要控制参数与流道水力性能之间的关系,为工程应用提供技术依据.

1 工程概况

邢家渡灌区位于黄河下游济南市西北部,是济南市最大的引黄灌区和重要的粮棉生产基地.2015年在引黄闸前建设了一座装有4台设计流量为7.5 m3/s的潜水轴流电泵的提水泵站,但仍不能满足灌区的用水要求.为此,于2017年提出在不改变泵站进水前池、进水闸室和泵房主体结构的前提下,对邢家渡引黄闸前泵站进行增容改造,采用4台设计流量为12.5 m3/s的潜水轴流电泵和封闭式进水流道的进水结构.

泵站主要由结构不变的进水前池和进水闸室以及簸箕形进水流道、机组和出水池5部分组成.进水前池设计进水位为23.0 m,最低进水设计水位为21.7 m.泵站进水前池的长度、宽度、高度分别为35.00,21.60,11.13 m;4个相同进水闸室长度、宽度、高度分别为4.50,4.50,11.83 m;进水前池、进水闸室和泵房的底板高程均为18.17 m.

2 进水流道控制参数和性能判别准则

2.1 控制参数

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].簸箕形进水流道的主要控制参数为叶轮中心高度Hw;反弧式进口段几何参数:流道高度Hj、流道宽度Bj、流道长度XL;簸箕形吸水室几何参数:吸水室高度HB、后壁距XT和宽度变化特征值Bs等;喇叭管的几何参数: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.控制参数如图1所示.

图1 簸箕形进水流道控制参数示意图

计算仅对Hj,XL,HB,DL以及反弧式进口段底面倾角β等5个控制参数进行数值模拟.控制参数数值模拟方案见表1,D0为模型叶轮直径;方案5流道上边线形线为直线,其他方案流道上边线形线为曲线;方案20喇叭管的母线形线为圆弧,其他方案喇叭管的母线形线采用1/4椭圆弧.

表1 控制参数数值模拟方案

2.2 性能判别准则

(1)

(2)

hf=E1-E2=

(3)

3 数值模拟计算方法

3.1 控制方程及计算方法

簸箕形进水流道三维湍流流动数值模拟控制方程包括连续性方程和动量方程.计算采用RNGk-ε模型,算法采用SIMPLEC,压力、湍动能和耗散率的空间离散方法均采用二阶迎风格式.采用单因素变量法,对流道主要控制参数下的流道水力性能进行研究.

3.2 计算进水模型及网格剖分

邢家渡引黄闸前泵站计算进水模型比尺1∶7,采用Pro/E软件建立进水装置三维湍流模型,包括进水前池、进水闸室、簸箕形进水流道及其出口延长段4部分.泵站进水前池的长、宽、高分别为1 287,643,690 mm;进水闸室的长、宽、高分别为643,643,690 mm;簸箕形进水流道进口宽度为643 mm;进水流道出口延长段长度为520 mm,如图2所示.模型网格剖分使用Pointwise软件,并满足网格控制参数要求,网格剖分结果亦如图2所示.为满足计算精度要求,确定其网格数量N为350万.在此基础上,对进水闸室和进水流道选取了10种不同网格剖分方案的数值计算,发现当网格数量大于250万时,进水流道的水力损失趋于稳定,如图3所示.综合考虑后,确定进水闸室及进水流道处的网格数量为290万.

图2 计算模型及网格剖分示意图

图3 网格无关性验证

3.3 边界条件

为了能够较好地确定进口边界条件,将进口断面设置在进水流道入口前 2 倍进水流道宽度处,认为该断面来流分布均匀,采用速度进口边界条件.为了防止出口产生回流,出口断面设置在沿水流方向等直径延长2倍管径处,采用自由出流边界条件.进水池和进水闸室水面设置为对称面,其余边壁、底壁均采用无滑移的壁面边界条件.

3.4 计算模型流量

计算采用欧拉相似准则,原型泵的设计流量为45 000 m3/h,计算模型设计流量为918 m3/h,计算模型最小流量为0.8倍设计流量,取734 m3/h.计算流量在734～918 m3/h内五等分选取.

4 控制参数对流道水力性能的影响

4.1 流道进口高度

根据《泵站设计标准》[6],泵站进水流道进口断面处流速宜取0.8～1.0 m/s.要保证流道进口平均流速小于1.0 m/s,选取流道进口高度Hj为(1.51～1.63)D0进行数值模拟.

在所研区间(方案1—5,其中方案5上边线形线为直线,其他方案上边线形线为圆弧曲线)下的目标函数随流量Q变化的关系曲线如图4所示.

图4 Hj对目标函数与流量关系曲线

由图4a和4b可看出:各方案下进水流道出口速度分布均匀度和速度加权平均角在不同流量下没有明显变化,速度分布均匀度均处在96%以上,速度加权平均角均大于88°.可见,在所研究的流道进口高度范围内,流速分布均匀度和速度加权平均角对流道进口高度取值不敏感.

由图4c可看出:不同流道进口高度下的流道水力损失均随着流量增大而逐渐升高,低流道进口高度(方案1)的水力损失小于高流道进口高度(方案2,3和4)的水力损失,但随着流量增大,方案1的水力损失逐渐降低,而与方案2,3和4的水力损失之间差距逐渐加大;反弧式进口段的上边形线对流道水力损失影响较大,在小流量时,方案5和1的水力损失基本相同,当流量超过780 m3/h时,方案5的水力损失就明显高于方案1,说明反弧式进口段的上边形线在大流量下宜选取方案1的圆弧形状.

结合各方案的流速分布均匀度、速度加权平均角和水力损失的分析结果,选用反弧式进口段上边形线为圆弧形状的流道进口高度Hj为1.51D0较为适宜.

4.2 流道长度

在簸箕形进水流道中,进水流道长度XL包括反弧式进口段和吸水室喉管收缩段长度.进水流道长度直接影响进水流道水流流态,为此选取进水流道长度为(2.80～4.10)D0进行数值模拟.

不同流道长度(方案1和方案6—10)下的目标函数随流量的变化曲线如图5所示.由图5a和5b可见:在所研究的流道长度范围内,流量的变化对流道出口速度分布均匀度和速度加权平均角的影响较小,除方案6的速度分布均匀度低于96%外,其他方案的速度分布均匀度均高于96%;速度加权平均角均集中于88°上下随流量变化;表明进水流道出口流速分布均匀度和速度加权平均角对流道长度大小的敏感程度较低.

图5 XL对目标函数与流量关系曲线

由图5c可看出:流量对不同流道长度下的流道水力损失影响较大,在流量小于800 m3/h时,较小流道长度的水力损失高于较长流道长度,当流量超过800 m3/h时,方案1流道长度(3.50D0)的水力损失最小.

簸箕形进水流道的长度可较好地对进水前池的来流进行调整,较短的流道长度对前池的来流不能充分调整,而较长的流道长度虽能调整前池来流,但可能会增加流道的沿程损失.可见,过短或过长的进水流道长度均会增加流道水力损失.

结合各方案的分析结果,选用XL为3.50D0的进水流道长度较为适宜.

4.3 吸水室高度

吸水室高度HB是指喇叭管距流道底部的高度,即喇叭管的悬空高.合理的吸水室高度能使水流在吸水室喉管收缩段充分调整流态,使得喇叭管进口的水流更加平稳地进入喇叭管.选取吸水室高度区间为(0.70～0.90)D0进行数值模拟.

5种不同吸水室高度(方案1和方案11—14)下的目标函数随流量变化关系如图6所示.

由图6a可以看出:吸水室高度对进水流道出口速度分布均匀度影响较大,具有与流量变化的不同变化特征;当吸水室高度小于0.80D0(方案1)时,流速均匀度随吸水室高度降低而减小,且对流量的变化不敏感;当吸水室高度大于0.85D0(方案13)时和流量小于872 m3/h时,流速均匀度随吸水室高度升高而具有逐渐增大的趋势,但很不稳定,然而当流量大于872 m3/h时,流速均匀度骤然下降,可能是由于叶轮中心高度Hw不变,而吸水室高度增高相对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,喇叭管内的水流流态越差,使得流速均匀度随流量增大而波动较大.

从进水流道出口速度加权平均角随着流量变化的趋势观察,如图6b所示,各方案的速度加权平均角位于87.75°～88.25°,随流量变化的波动性相对较小,方案11的速度加权平均角最小,方案12最大,可见吸水室高度对速度加权平均角的影响不大.

由图6c可看出:吸水室高度对流道水力损失影响较大,流量小于800 m3/h时,吸水室高度越小,流道水力损失越大;流量大于800 m3/h时,方案1吸水室高度(0.80D0)的流道水力损失最小.一是吸水室高度越小,断面流速越大,造成簸箕形吸水室流场分布不均,加大了流道水力损失;二是叶轮中心高度Hw不变,加大吸水室高度就相对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,也加大了流道水力损失.可见,吸水室高度不宜过低或过高.

结合各方案的分析结果,选取吸水室高度HB为0.80D0较为适宜.

4.4 喇叭管进口直径

喇叭管的主要作用是给水泵叶轮室提供流速分布均匀的水流,水流流态则直接影响到水泵的工作性能.因此喇叭管进口直径DL的大小和形线的选择,对喇叭管内部水流调整以及对水泵性能都具有显著的影响.为此选取喇叭管进口直径区间为(1.30～1.55)D0进行数值模拟.

不同喇叭管进口直径(方案1和方案15—20,其中方案20的喇叭管内壁形线为圆弧,其他方案均为椭圆弧)下的目标函数和水力损失随流量变化关系如图7所示.由图7a可看出:在所研究的喇叭管进口直径区间内,喇叭管进口断面尺寸对流道出口速度分布均匀度影响较大.当喇叭管高度一定时,喇叭管进口直径的大小既影响进口断面水流流速及其内壁形线曲率的大小,又影响喇叭管内部水流调整和流速分布,而且又直接影响流道出口流速分布均匀度.方案18流速分布均匀度最大(大于97%),方案15流速分布均匀度最小(小于95%).喇叭管内壁形线对流道出口速度分布均匀度影响也较大,除方案15外,其他4个方案(喇叭管内壁形线为椭圆弧)的均匀度均高于方案20(喇叭管内壁形线为圆弧)的均匀度.由图7a还可看出:不同喇叭管进口直径下的流道出口速度分布均匀度与流量无显著关系.

图7 DL对目标函数与流量关系曲线

由图7b看出:在所研究区间内,各方案流道出口的速度加权平均角随着流量增加并无明显的变化,方案1的加权平均角最大为88.25°,方案20的加权平均角最小为87.75°,其他方案的加权平均角为87.75°～88.25°,可见速度加权平均角对喇叭管直径的敏感程度较低.

由图7c可见:不同喇叭管进口直径引起的流道水力损失不同,而且均随着流量增大而逐渐升高.当流量大于780 m3/h时,方案1(1.45D0)的水力损失最小,这主要是水流通过不同喇叭管进口断面流速的大小及其在喇叭管内部流速分布不同,而引起了流道水力损失的不同.在喇叭管其他尺寸相同时,喇叭管内壁形线为圆弧(方案20)的水力损失大于喇叭管内壁形线为椭圆弧(方案1)的水力损失,可见优选内壁形线为椭圆弧的喇叭管.

结合各个方案的流速均匀度、速度平均角和水力损失的分析结果,方案18流速均匀度最高,速度加权平均角与其他方案无明显区别,水力损失接近最低,故取DL为1.50D0的喇叭管进口直径较为适宜.

4.5 流道底面倾角

根据《泵站设计标准》[6],肘形和钟形底面直线段宜取平直线,或向流道进口方向上翘,上翘角度不超过12°.为此取簸箕形进水流道底面倾角β为0°～12°进行数值模拟.

5种(方案18和方案21—24)不同流道底面倾角下的目标函数随流量变化的关系曲线如图8所示.由图8a和8b可以发现:各方案的流速分布均匀度和速度加权平均角均与流量大小基本无关; 方案18和21的流速均匀度最高,大于97%,而方案24流速均匀度最低,小于97%;方案18的速度加权平均角最低,小于88°.可见,在所研究的区间内,底面倾角对速度分布均匀度和速度加权平均角的影响甚微.

图8 β角对目标函数与流量关系曲线

由图8c可见:不同流道底面倾角对流道水力损失有较大的影响,方案18(β=0°)的水力损失均小于其他方案(β≥3°)的.由于进水流道的高度不变,而流道底面倾角增大就减小了流道进口的高度,因此减小了流道进口断面面积,使水流流速增大,引起水力损失增大.

结合各个方案的流速分布均匀度、速度加权平均角和水力损失的分析结果,方案18流速均匀度最高,速度加权平均角与其他方案无明显区别,水力损失最小,故取β为0°的底面倾角较为适宜.

5 结 论

1) 在研究的簸箕形进水流道主要控制参数中,吸水室高度和喇叭管进口直径对流速分布均匀度影响较大,其他控制参数影响较小.

2) 簸箕形进水流道反弧式进口段的上边形线为曲线形,以及喇叭管内壁形线为椭圆弧时,水力损失较小.

3) 邢家渡引黄闸前泵站采用优选的水力控制参数设计的簸箕形进水流道,经泵站实际运行数据表明,簸箕形进水流道水流流态良好,水泵机组运行稳定,达到了泵站工程技术改造要求.研究结果可为类似工程设计提供参考.