高傳昌，李曉超，董旭敏，高志鍇

（華北水利水電大學(xué)，鄭州 450045）

0 引 言

泵站進(jìn)水流道按流道形狀分為肘形進(jìn)水流道、鐘形進(jìn)水流道和簸箕形進(jìn)水流道［1］。簸箕形進(jìn)水流道綜合了肘形進(jìn)水流道和鐘形進(jìn)水流道的特點(diǎn)，其高度較肘形進(jìn)水流道低，寬度與鐘形進(jìn)水流道接近，但沒有鐘形進(jìn)水流道要求那么嚴(yán)格，流道型線簡單，施工方便，能有效防止漩渦的產(chǎn)生，已在荷蘭的泵站工程得到了廣泛的應(yīng)用［2］。20世紀(jì)90年代以來，我國將簸箕形進(jìn)水流道成功應(yīng)用于劉老澗泵站、江西青山湖泵站、南水北調(diào)工程北京大寧調(diào)蓄泵站、江西南昌市新洲老泵站改造和湖北新灘口泵站改造等工程中［3-6］。

隨著這種流道在我國的推廣應(yīng)用，國內(nèi)學(xué)者就影響簸箕形進(jìn)水流道水力性能的體型及其幾何參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)，提出了簸箕形進(jìn)水流道水力設(shè)計(jì)方法［7-11］。李四海等［12］就半圓型的簸箕與漸縮式的簸箕型流道的簸箕形式對流道水力性能的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明，兩流道在各種工況下，內(nèi)部流態(tài)良好，無漩渦或脫流。王亦曉等［13］為改善簸箕形進(jìn)水流道水流狀態(tài)，提出了4 種不同長度的隔墩及后壁距的方案，并通過數(shù)值模擬計(jì)算分析，發(fā)現(xiàn)隔墩越長及后壁距越小可以分別改善喇叭口不同位置的壓力脈動(dòng)情況。高傳昌等［14］就簸箕形進(jìn)水流道3種進(jìn)口收縮段寬度變化方案對流道水流流態(tài)的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明，三種方案的流道水流流態(tài)均較好，但漸擴(kuò)式簸箕形進(jìn)水流道的水流流態(tài)略優(yōu)。鄭云浩等［15］采用正交實(shí)驗(yàn)法對簸箕形進(jìn)水流道的后壁距、喇叭口直徑、吸水箱高度和底板傾角四個(gè)因素設(shè)計(jì)了9 種方案并進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明，喇叭口直徑對于泵裝置效率和揚(yáng)程的影響最大。

簸箕形進(jìn)水流道由反弧式進(jìn)口段、簸箕形吸水室和喇叭管等3 部分組成［1］。進(jìn)水前池的水流通過反弧式進(jìn)口段后，沿著簸箕形吸水室轉(zhuǎn)向90°進(jìn)入喇叭管進(jìn)口。為了改善簸箕形吸水室流態(tài)，減少水流因轉(zhuǎn)向而引起的漩渦，簸箕形進(jìn)水流道進(jìn)口段常為逐漸收縮的反弧式進(jìn)口段，進(jìn)口段末端的斷面高度通常最小，因此稱為簸箕形進(jìn)水流道的“喉部”，其高度被稱為喉部高度（或喇叭管懸空高度）。何鐘寧［16］、黃佳衛(wèi)等［17］分別對鐘形進(jìn)水流道和肘形進(jìn)水流道喉部高度對流道水力性能的影響進(jìn)行了研究，提出了在實(shí)際工程應(yīng)充分重視進(jìn)水流道喉部高度對進(jìn)水流道流態(tài)的影響。陸林廣［18］分析了四面進(jìn)水的進(jìn)水流道水力設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，指出，過大的喉部高度不僅不利于水流均勻地從四面進(jìn)入喇叭管，而且還會(huì)增加流道高度；過小的喉部高度將使喇叭管下方水流的速度加大以及速度方向的變化曲率加大，不僅造成水流紊亂，增加水力損失，而且直接影響到進(jìn)泵水流的均勻性。

本文著重研究簸箕形進(jìn)水流道喉部高度的變化對流道水流流態(tài)的影響，探究流道水力損失、流道出口斷面流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角度隨流量的變化規(guī)律，以期對簸箕形進(jìn)水流道的水力設(shè)計(jì)有所幫助。

1 計(jì)算方案

本文主要研究簸箕形進(jìn)水流道喉部斷面的高度HB對流道水力性能的影響，并就其影響原因進(jìn)行具體分析。簸箕形進(jìn)水流道主要控制參數(shù)如圖1所示，在保證進(jìn)水流道進(jìn)口斷面高度Hj、流道進(jìn)口斷面寬度Bj、流道長度XL、喉部寬度（喉部斷面寬度與進(jìn)口斷面寬度Bj相同）、后壁距XT、喇叭管進(jìn)口直徑DL、喇叭管高度HL和喇叭管內(nèi)側(cè)輪廓線型等主要控制參數(shù)不變的情況下，選取5 種不同喉部高度進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算方案如表1所示。

圖1 簸箕形進(jìn)水流道主要控制參數(shù)圖Fig.1 Chart of main control parameters of dust-pan-shaped inlet conduit

表1 計(jì)算方案Tab.1 Calculation scheme

2 數(shù)值模擬計(jì)算方法

2.1 進(jìn)水結(jié)構(gòu)模型及網(wǎng)格剖分

采用ProE 軟件建立進(jìn)水結(jié)構(gòu)三維湍流模型，進(jìn)水結(jié)構(gòu)模型從前到后依次分為進(jìn)水前池、進(jìn)水閘室、簸箕形進(jìn)水流道及其出口延長段4 部分，如圖2所示。整個(gè)進(jìn)水結(jié)構(gòu)模型使用Pointwise 軟件進(jìn)行網(wǎng)格剖分，所有區(qū)域均采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并滿足網(wǎng)格控制參數(shù)要求。進(jìn)水喇叭口附近流速梯度變化較大，網(wǎng)格局部進(jìn)行加密。由于受壁面函數(shù)的約束，在邊壁處進(jìn)行適當(dāng)加密，使壁面處的y+保持在30～500 左右，以準(zhǔn)確反映壁面處的水流流態(tài)。通過網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，確定該模型最終網(wǎng)格數(shù)量為290 萬左右，滿足計(jì)算精度要求。簸箕型進(jìn)水流道進(jìn)水結(jié)構(gòu)模型計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格圖如圖3所示。

圖2 進(jìn)水結(jié)構(gòu)模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of calculation area grid

圖3 網(wǎng)格剖分示意圖Fig.3 Schematic diagram of grid drawings

2.2 邊界條件

在對計(jì)算區(qū)域數(shù)值計(jì)算時(shí)，基于雷諾平均N-S方程，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε紊流模型。將計(jì)算域進(jìn)口斷面延伸至前池距進(jìn)水流道足夠遠(yuǎn)處，可認(rèn)為流速分布均勻，進(jìn)口應(yīng)用速度進(jìn)口邊界條件。計(jì)算域出口斷面距流道出口斷面2 倍管徑處作為出口邊界，設(shè)置為自由出流條件。泵站進(jìn)水池水面設(shè)置為對稱面，計(jì)算區(qū)域內(nèi)的固體邊壁均為壁面，采用壁面無滑移邊界條件。

3 進(jìn)水流道計(jì)算結(jié)果分析

3.1 反弧式進(jìn)口段流速分布

取反弧式進(jìn)口段的進(jìn)口斷面、中間斷面和喉部斷面（簸箕形吸水室進(jìn)口斷面）3 個(gè)斷面來反映反弧式進(jìn)口段流道水流流動(dòng)情況，圖4為設(shè)計(jì)工況下反映反弧式進(jìn)口段3 個(gè)斷面的流速分布圖。由圖4可以看出：在5 個(gè)方案中，進(jìn)口斷面的流速隨著喉部高度的增大分布相同；中間斷面流速分布有所差異，該斷面的頂部出現(xiàn)低流速區(qū)，且隨著喉部高度的增大低流速區(qū)范圍也在擴(kuò)大；喉部斷面的流速分布差異較大，喉部斷面高度HB=0.7D0（方案1），斷面面積最小，沿?cái)嗝娓叨戎行木€對稱分布著2.2 m/s 中心流速區(qū)和2.0 m/s 流速區(qū)，斷面高度為HB=0.75D0時(shí)（方案2），斷面面積次小，分布著2.2、2.0 和1.8 m/s 三種流速區(qū)，2.2 m/s 中心流速區(qū)縮小到斷面的上部，而2.0 m/s 流速區(qū)居中，這2 個(gè)方案的中心流速比其他3 個(gè)方案大。當(dāng)斷面高度HB=0.8D0時(shí)（方案3），2.2 m/s 中心流速區(qū)消失，2.0 m/s 中心流速區(qū)縮小到斷面的上部，而1.8m/s 流速區(qū)逐漸擴(kuò)大且居中，斷面的周邊出現(xiàn)了1.6 m/s 流速區(qū)。喉部高度到達(dá)0.85D0（方案4）時(shí)，沿?cái)嗝娓叨戎行木€對稱分布著1.8 m/s 中心流速區(qū)和1.6 m/s 流速區(qū)，2.0 m/s 中心流速區(qū)消失.方案5 喉部斷面高度（HB=0.9D0）最高，斷面面積最大，除1.8 m/s 中心流速區(qū)縮小到斷面的上部和周邊出現(xiàn)1.4 m/s流速外，大部分?jǐn)嗝姹?.6 m/s流速充滿?？梢姡S著喉部高度的增大，喉部過流面積也增大，喉部斷面流速分布區(qū)不斷變化，從高流速區(qū)逐漸變化到低流速區(qū)。

圖4 反弧式進(jìn)口段截面流速分布圖Fig.4 The graph of cross-section velocity profile of the ogee inlet section

從對5個(gè)方案不同斷面流速分布分析可知，方案4和方案5不同斷面流速的變化和分布比較合理，方案1 和方案2 較差，方案3居中。

3.2 簸箕形吸水室出口斷面流速分布

喉部斷面的高度除直接影響簸箕形吸水室進(jìn)口斷面（喉部斷面）流速分布外，也直接影響簸箕形吸水室出口斷面流速分布。根據(jù)數(shù)值模擬運(yùn)算數(shù)據(jù)，作出設(shè)計(jì)工況下簸箕形吸水室出口斷面流速分布圖，如圖5所示。各方案流線總體平順，從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邊從高到低分布，高流速區(qū)（流速3.0 m/s以上）集中在簸箕形吸水室中部（喇叭管進(jìn)口中心），呈月牙狀分布，低流速區(qū)（流速1.0 m/s以下）集中在簸箕形吸水室周邊。

由圖5可看出：高流速區(qū)范圍隨著喉部高度的提高先增大，而后又減小，低流速區(qū)范圍隨著喉部高度的提高的次序與高流速區(qū)范圍相反，先減小后增大；方案1 和方案2 在低流速區(qū)存在漩渦，且漩渦隨著喉部高度的提高而減小直至消失。出現(xiàn)這種情況可能是喉部高度影響了簸箕形吸水室底部圓弧半徑大小及其對吸水室過流斷面流速分布的影響。喉部高度低，吸水室底部圓弧半徑大，水流受到的離心力小，隨著喉部高度的提高，圓弧半徑減小，水流受到的離心力增大，同時(shí)簸箕形吸水室過流斷面隨著喉部高度的提高而增大，通過該斷面減小的水流流速小于受離心力增大的水流流速，高流速區(qū)范圍變大，低流速區(qū)范圍變小，而后隨著喉部高度的進(jìn)一步提高，斷面減小的水流流速大于受離心力增大的水流流速，高流速區(qū)范圍變小，低流速區(qū)范圍變大。因此喉部高度居中的方案3高流速區(qū)范圍最大，低流速區(qū)范圍最小，而且流線分布較其他方案更為平順。

圖5 簸箕形吸水室出口斷面流速分布圖Fig.5 Flow velocity distribution at outlet cross-section

3.3 流道出口中心斷面流速分布

流道出口中心斷面包括喇叭管中心和簸箕形吸水室中心縱斷面兩部分（見圖1）。圖6為設(shè)計(jì)工況下的流道出口中心斷面的流速分布圖。如圖6所示，5種方案下的流線總體平穩(wěn)，從兩邊呈對稱分布流向喇叭管進(jìn)口，流速梯度從上到下由高到低分布，高流速區(qū)集中在喇叭管出口，低流速區(qū)集中在簸箕形吸水室斷面周邊。喉部高度（HB=0.8D0）居中的方案3 低流速區(qū)在底部兩角分布范圍比其他4個(gè)方案小，同時(shí)流線分布也較其他方案平順。

圖6 流道出口中心斷面流速分布圖Fig.6 Flow velocity distribution of outlet middie cross-section

3.4 進(jìn)水結(jié)構(gòu)中心斷面流速分布

取進(jìn)水結(jié)構(gòu)中心斷面反映流道內(nèi)部流動(dòng)的情況，經(jīng)數(shù)值模擬后設(shè)計(jì)工況下的速度分布見圖7。從流速分布可以看出：各方案流道內(nèi)的流線比較平順，僅是通過簸箕形吸水室的流線隨著喉部高度的提高逐漸由密變疏；喉部高度低的水流在吸水室出口轉(zhuǎn)垂直方向較好，喉部高度高的水流在吸水室出口仍未完全轉(zhuǎn)向垂直方向，水流經(jīng)喇叭管整流后到達(dá)流道出口基本均與斷面垂直。5 個(gè)方案流道內(nèi)的流態(tài)比較平穩(wěn)，經(jīng)過喉部的流速隨著喉部高度的提高由大變小，方案1 和方案2 從喉部2.5 m/s流速提高到吸水室轉(zhuǎn)彎處3.5 m/s 流速，分布較均勻；方案3 從喉部2.0 m/s 流速提高到吸水室轉(zhuǎn)彎處3.0 m/s，分布比較均勻；方案4 和方案5 喉部流速為1.6 m/s，到吸水室轉(zhuǎn)彎處流速分布為上高下低，從3.0 m/s 到2.0 m/s。水流進(jìn)入轉(zhuǎn)彎后，各方案的4.5 m/s 高流速區(qū)從吸水室轉(zhuǎn)彎后內(nèi)側(cè)發(fā)展到喇叭管內(nèi)5.0 m/s高流速區(qū)。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區(qū)。從整個(gè)進(jìn)水結(jié)構(gòu)流速分布看，方案3的流速分布優(yōu)于其他方案的流速分布。

圖7 進(jìn)水結(jié)構(gòu)中心斷面流速分布Fig.7 Flow velocity distribution of middie cross-section of the inlet structure

3.5 進(jìn)水流道水力性能評(píng)價(jià)

進(jìn)水流道水力設(shè)計(jì)原則是盡量保證流道出口斷面流速分布均勻、水流流向垂直于出口斷面；為提高泵裝置效率，盡量減少流道水力損失。衡量進(jìn)水流道出口斷面的流速分布均勻度、速度加權(quán)平均角度和流道水力損失的計(jì)算［19］，見式（1）～（3）：

其中，流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角度合稱為目標(biāo)函數(shù)。Vu＝100%和θˉ＝90°為理想值，在進(jìn)水流道設(shè)計(jì)中應(yīng)使進(jìn)水流道出口流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角度最大限度地接近理想值，水力損失盡可能的小［19］。

為了分析5種喉部高度下的目標(biāo)函數(shù)和流道水力損失隨流量的變化趨勢，在設(shè)計(jì)流量（918 m3/h）和最小流量（734 m3/h）范圍內(nèi)取五個(gè)等分流量值計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖8所示。由圖8（a）可以看出：在所選喉部高度范圍內(nèi)，喉部高度對進(jìn)水流道出口速度分布均勻度影響較大，且隨流量的變化具有不同的變化特征；當(dāng)喉部高度小于0.8D0（方案3）時(shí)，流速均勻度數(shù)值隨著喉部高度的降低而減小，且隨流量的無明顯變化；當(dāng)喉部高度大于0.85D0（方案4）和流量小于872 m3/h時(shí)，流速均勻度數(shù)值隨著喉部高度的提高具有逐漸增大的趨勢，但很不穩(wěn)定，但當(dāng)流量大于872 m3/h時(shí)，流速均勻度數(shù)值驟然下降，設(shè)計(jì)流量時(shí)達(dá)到最小值。出現(xiàn)這種情況可能是由于喉部高度的提高降低了喇叭管的高度，使進(jìn)入喇叭管中的水流未能得到較好的調(diào)整，流量越大，可能喇叭管內(nèi)的水流流態(tài)差，因此造成流速均勻度隨流量的增大而波動(dòng)較大。在設(shè)計(jì)流量下，方案3 的流速均勻度為96.2%，高于其他4個(gè)方案的流速均勻度。

圖8 HB對流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角與流量關(guān)系曲線Fig.8 Flow relation curves of HB and objective function and the hydraulic loss of conduit

從進(jìn)水流道出口速度加權(quán)平均角隨著流量變化的趨勢看，如圖8（b）所示，各方案的速度加權(quán)平均角處于87.5°～88.5°之間，隨著流量變化的波動(dòng)性相對較小，方案1的速度加權(quán)平均角最低，方案2最高，可見喉部高度大小對速度加權(quán)平均角的影響不大。在設(shè)計(jì)流量下，方案3 的速度加權(quán)平均角居中，為88°接近理想值。

由圖8（c）可看出：喉部高度對流道水力損失影響較大，在流量小于800 m3/h 時(shí)，喉部高度越小，流道水力損失越大；當(dāng)流量大于800 m3/h 時(shí)，方案3 喉部高度（0.8D0）的流道水力損失均小于其他方案喉部高度的水力損失。一是喉部高度越小，加大了流道水力損失；二是喉部高度的提高，降低了喇叭管的高度，使進(jìn)入喇叭管中的水流未能得到較好的調(diào)整，流場分布不均，加大了流道水力損失?？梢?，吸水室高度不宜過低或過高。在設(shè)計(jì)流量下，流道水力損失的次序?yàn)椋悍桨?＞方案2＞方案3 和方案4＞方案3。

4 結(jié) 論

（1）喉部斷面的高度對簸箕形進(jìn)水流道反弧式進(jìn)口段的流速分布影響不大，主要對簸箕形吸水室和喇叭管的流速分布影響較大。

（2）喉部斷面高度過低，進(jìn)入簸箕形吸水室的流速增大，增加了流道水力損失，流道出口斷面的流速分布均勻度與流量大小無關(guān)，速度加權(quán)平均角度隨流量的變化不大；喉部斷面高度過高，水流在吸水室轉(zhuǎn)彎處流速分布不均勻，到吸水室出口水流仍未完全轉(zhuǎn)向垂直方向，流道水力損失有所增加，流道出口斷面的流速分布均勻度隨流量的變化較大，速度加權(quán)平均角度隨流量的變化不大。

（3）結(jié)合各方案的簸箕形進(jìn)水流道典型斷面的流速分布、流道出口的流速分布均勻度和速度加權(quán)平均角以及流道水力損失的分析結(jié)果，方案3 的流速分布優(yōu)于其他4 個(gè)方案，而且流道出口的流速分布均勻度最高、流道水力損失最小，更加符合進(jìn)水流道水水力設(shè)計(jì)要求。因此選取喉部高度HB=0.8D0的方案3為最優(yōu)方案。