簸箕形进水流道宽度对流道水流流态的影响

高传昌 孙龙月 董旭敏

摘要：为了分析簸箕形进水流道的进口收缩段宽度变化对流道内水流流态的影响，设计了进口收缩段为渐扩形、直线形和渐缩形三种宽度变化的簸箕形进水流道方案。基于三维不可压缩流体的雷诺平均N-S方程，选择VOF模型和RNG k-ε模型，采用SIM-PLEC算法，模拟了设计工况下三种簸箕形进水流道方案的三维流场。结果表明：三种流道形式设计都是合理的，其中渐扩形簸箕形进水流道水流流态稍优于直线形簸箕形进水流道，而直线形稍优于渐缩形簸箕形进水流道水流流态。在相同运行工况下，三种簸箕形进水流道进口收缩段流道宽度变化影响了流道内的水流速度、流线和涡量的分布，且均能保证进水流道内良好的水流特性，经过喇叭管的整流，达到了较为理想的水力优化目标值。

关键词：簸箕形进水流道：流道宽度：数值模拟：流态

中图分类号：TV675

文献标志码：A

doi：10. 3969/j .issn.1000- 1379.2020. 01.019

进水流道可将进水池中的水流平顺均匀地引向水泵进口，其水力性能直接影响着水泵性能。进口流道具有良好的水流流态，可以使水泵叶轮进口断面的流场分布均匀，水泵达到最佳运行状态，以获得较高的效率。簸箕形进水流道高度相对其他流道较低，形线简单，施工方便，且能有效防止涡带的产生，是一种较好的进水流道形式，已在我国江苏刘老涧泵站[1]、江西青山湖泵站[2]、南水北调工程北京大宁调蓄泵站[3]、南昌市新洲老泵站改造[4]等工程中得到了应用。国内学者对簸箕形进水流道的水流流态和水力性能进行了数值模拟和试验研究[5-9]，提出了簸箕形进水流道的水力设计方法。李四海等[10]对半圆式和渐缩式簸箕形进水流道的水力特性进行了数值模拟，两种流道的内部水流流态和流道出口断面的速度均匀度均达到了理想状态。上述研究主要分析了簸箕形进水流道进口收缩段宽度不变且吸水室形式不同对水力特性的影响，而关于进口收缩段宽度渐变式变化对进水流道水力特性影响的研究较少。

为此，本文结合某引黄闸前泵站增容改造所确定的簸箕形进水流道的相关资料，设计了进口收缩段为渐扩形、直线形和渐缩形三种变化宽度的簸箕形进水流道进行数值模拟，着重分析了簸箕形进水流道内的水流流态及典型断面的流速、流线和涡量的分布形态，揭示不同方案流道宽度对进水流道水力特性的影响，为簸箕形进水流道的水力优化设计提供依据。

1 三组簸箕形进水流道设计方案

簸箕形进水流道由进口收缩段、吸水室和喇叭管三部分组成。某引黄闸前泵站增容改造工程要求不改变泵站进水前池、进水闸室和泵房主体结构，在这个前提下设计簸箕形进水流道。

在满足原泵站尺寸要求的前提下，提出了进水流道水力设计方案，其进水流道长度XL为6 475 mm、进口宽度B1为4 500 mm、进口高度Bi为2 800 mm、喉管高度HB为1 480 mm、喉管直线段长度XB为780 mm、后壁距XT为1 850 mm、叶轮中心高度Hw为2 980 mm、后壁高度hi为300 mm、上部圆弧半径R1为7 778 mm、后部圆弧半径R2为4 956 mm、喇叭管为1/4椭圆弧（长半轴为1 160 mm，短半轴为450 mm.入口直径DL为2 720 mm、出口直径D.为1 820 mm）。簸箕形进水流道如图1所示。

在簸箕形进水流道水力设计方案的主要参数不变的条件下，对进口收缩段宽度变化的渐变角“、簸箕形线半径Rj、圆心距S和宽度变化特征值Bs进行设计，确定选择变化宽度形式的渐扩形、直线形和渐缩形三种簸箕形进水流道形式，其形线设计见表1和图2（其中红色为直线形方案示意图）。

2 进水流道优化设计数值模拟计算

2.1 控制方程

簸箕形进水流道内的水流属于复杂的三维湍流流动，流体运动始终遵循质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律，而三大定律在表达形式上有所不同。在进水流道内流体为非定常、不可压缩流动，且通常不考虑热交换及组分的变化情况，因此数值计算主要涉及連续性方程和动量方程，表达式如下。

连续性方程：

2.2 计算参数设置

2.2.1 计算区域选择

对于单元进水流道，采用ProE软件建立单元簸箕形进水流道三维模型，包括进水闸室段、簸箕形进水流道和流道出口段三部分。在对进水流道内部流动进行数值模拟研究时，忽略喇叭管出口与水泵过流部件之间的相互影响。整个模型使用Pointwise软件进行网格剖分，为了保障网格质量，所有区域均采用六面体结构网格，并严格控制长宽比、歪斜度等网格控制参数。进水喇叭口附近流速梯度变化较大，网格局部进行加密。受壁面函数的约束，网格在边壁处进行适当加密，使壁面处的网格尺度y+[11]保持在30 - 500，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490万个左右。簸箕形进水流道装置计算区域及网络如图3所示。

2.2.2 边界条件设置

数值模拟计算中涉及的进水闸室段存在自由液面，本文通过自由液面的波动情况以及残差收敛和监测点速度情况来确定进水流道内水流流态趋于稳定的时间点。空气域进口为速度入口，空气域出口为大气压力出口。在流场计算过程中，流道内的流速分布是未知的，为此可将进水流道计算流场的进口断面设置在前池中距离进水流道足够远处。本试验中，将进口断面设置在进水流道入口前2倍进水流道宽度处，该进口断面为一垂直于水流方向的断面，可认为来流速度均匀分布。为了准确反映出流边界条件，防止产生回流，将出口断面沿水流方向等直径延长2倍管径设置为速度出口。壁面包括进水闸室边壁和进水流道、喇叭口和出水管边壁，设置为无滑移固体壁面，且采用适用性更强的可缩放壁面函数法处理[12]。初始边界条件如图4所示。

2.2.3 计算方法设置

由于在进水流道中水流的速度梯度变化较为剧烈，且流场始终处于变化之中，因此计算过程中采用瞬态计算的RNG k-8模型，以便更好地处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动。对进水闸室内的气液两相流动采用VOF模型，并选用显示模式以观测两相流流动稳定后自由液面的最终形态。求解方法采用SIM-PLEC算法，其压力、湍动能和耗散率的空间离散方法均采用具有二阶精度截差的二阶迎风格式。

3 进水流道计算结果及分析

根据三种方案的数值模拟结果，分别对簸箕形进水流道的三维流动特性、典型断面的流线、速度分布图、矢量图及涡量形态进行对比分析。

3.1 自由液面相分布图

在相同运行工况下得出不同时刻进水闸室气液界面的相分布图，其中红色区域代表气体，蓝色区域代表水体。

从图5可以看出：水泵启动瞬间，进水闸室的自由液面在进水流道入口处会出现一定程度的壅水情况，水面波动剧烈;运行10 s后，自由液面的波动减弱，趋于稳定状态;运行20 s后，自由液面基本趋于稳定，不再发生水面波动情况。因此，可以认为进水流道内的水流在运行20 s后基本处于稳定流动状态，可选择此时刻进行流道内水流流动特性分析。

3.2 进水流道三维流线图分析

图6为数值模拟计算得到的三维流线图。从图6可以看出：进水闸室内的水流从进水流道入口匀称地流入进水流道，随着流道高度的减小而逐渐平缓均匀收缩，流线层次分明，保证水流尽可能平滑流向后壁处;在吸水室，一部分水流直接从喇叭管前端进入喇叭管，另一部分水流从流道的两侧和后部进入喇叭管，水流的行程较长，少许流线的弯曲度较大，容易形成旋涡。进入喇叭管后，水流的运动主要为转向和收缩，并进行最后的流态调整。从流线图可以看出，喇叭口入口处水流流线过渡平顺有序，喇叭管出口处水流趋于均匀分布，水流方向近似垂直于出口断面，流态相对较好。

从图7可以看出：在进水流道后部边壁处，方案一和方案二在边壁处少许流线出现不同程度的弯曲，整体流态较好;而方案三在后部边壁处流线弯曲较为紊乱，在喇叭管正下方区域流线呈两个对称的旋涡，整体流态稍劣于方案一和方案二。

3.3 典型断面流速云图及流线图

为了研究不同进口段宽度的簸箕形进水流道内部水流流动特性，对三种方案各选取不同断面进行对比分析。现选择x方向上9 000（进水流道入口断面）、11 100、13 200、15 475 mm（喇叭管中心断面），y方向上1 480（喇叭管人口断面）、2 640（喇叭管出口断面），z方向0（流道纵断面）、600、1 200、1 800 mm断面进行水流流态分析，如图8所示。

3.3.1 z方向断面流速云图及流线图

从图9可以看出：三种方案的流速区域随着进水流道形线的变化，过渡层次分明，水流匀称地流入，收缩平缓均匀。在进水流道的中心z=0纵断面处，三种方案的速度分布云图和流线图基本相同，表明流道宽度对中心断面的水流流动特性影响较小。在其他断面处，随着进水流道宽度和簸箕形线半径的减小，进水流道内的高流速区域逐渐扩大，而后壁处低流速区域逐渐缩小。在z=0和z=600 mm断面的后壁处，水流流态复杂，既有从流道边壁和底部流入的水流，又存在从此处流入喇叭管的水流，流线比较紊乱，三种方案均出现比较明显的旋涡;在z=1 200 mm和z=1 800 mm断面的流道后壁底部，方案一和方案二均出现低流速区域，且有比较明显的旋涡;而方案三在z=1 800 mm断面顶部出现一个明显的旋涡。

3.3.2 x方向断面流速云图及流线图

从图10可以看出：三种方案在相同断面的流速云图分布规律基本一致，在同一断面，随着进水流道宽度和簸箕形线半径的减小，高流速区域逐渐扩大。在喇叭管中心断面处，方案三边壁处的低流速区域比其他方案的小。在该断面处，三种方案的流速分布从壁面到喇叭管呈递增趋势，在喇叭管内部流速迅速增大，经过喇叭管的整流，三种方案均达到较为理想的流速分布。

3.3.3 y方向斷面流速云图

从图11可以看出：喇叭管出口处和叶轮进口处的速度均匀对称分布，靠近出水管后壁一侧的流速相对较高，原因是大部分高速水流直接从喇叭管前端进入喇叭管，小部分水流从流道的两侧和后部进入喇叭管，水流行程较长，受侧壁面和后壁面的影响，流速较小。这两部分水流经过喇叭管的调节，在水流惯性的作用下，有向出水管后壁处运动的趋势。在y=1 480 mm喇叭管人口断面前端，方案三高流速区域最大，方案二次之，方案一最小。在y=2 640 mm喇叭管出口断面水流通过喇叭管的整流已经得到充分发展，流速分布对称，但在方案三中出现两个明显的旋涡。

3.4 涡量云图

从旋涡发生的位置来看，可将旋涡分为表面旋涡、附底旋涡和附壁旋涡。而在进水流道的水流运动中，受到边壁、流速、方向等的影响，在水流汇集段会经常出现附底旋涡和附壁旋涡。涡量是旋涡运动最重要的物理量之一，定义为流体速度矢量的旋度（ S^-1）。涡旋通常用涡量来量度其强度和方向。在流体中，只要有“涡量源”，就会产生尺度不一的涡旋。本试验借助CFD-Post后处理软件，采用Q- Criterion旋涡判别准则在相同域值Q=O.01的条件下得到了进水流道的涡核心区域云图，如图12所示。

从图12可以看出：在相同域值情况下，方案一和方案二在后壁处均出现了两条对称的涡管，并终止于喇叭管人口处，方案一的涡管直径明显小于方案二的;方案三在后壁处形成散落的旋涡，且在喇叭管内壁面处形成较为强烈的附壁涡。从涡量值和云图可以看出：在涡量值较小区间内，其旋涡形态和旋涡分布区域基本一致。随着涡量值的增大，其旋涡形态和旋涡分布区域出现明显差异。根据涡量的定义可知，进水流道内的涡量与进水流道宽度，即与水流流速有密切的联系。

4 进水流道优化水力设计评价指标

进水流道直接影响水泵叶轮进口断面的流速分布，且对水泵性能有很大的影响，因此为了保证进水流道能为水泵提供良好的进水流态，要求进水流道出口断面的流速分布均匀，水流方向尽可能垂直于出口断面。陆林广提供了进水流道优化水力设计的两个定量评价指标，即进水流道计算断面流速分布均匀度Vu和水流速度加权平均角度θ[12].其定义为

按式（5）和式（6）评价指标，在设计工况下，对三种进水流道方案的喇叭管人口断面和喇叭管出口断面（即进水流道出口断面也是水泵叶轮进口断面）的流速分布均匀度和速度加权平均角度进行计算，见表2。

根据表2计算数据可以看出：三种方案在喇叭管人口处的速度分布均匀度和加权平均角度值距理想目标值较远，但经过喇叭管的整流作用后，在喇叭管出口处的速度分布均匀度和加权平均角度均接近于理想目标值。

5 结论

在该泵站增容改造过程中，通过对直线形、渐扩形和渐缩形三种不同宽度簸箕形进水流道进行三维数值模拟，并对数值模拟结果进行计算和分析，得出如下结论：

（1）渐扩形簸箕形进水流道水流流态稍优于直线形簸箕形进水流道，而直线形稍优于渐缩形簸箕形进水流道水流流态，说明三种流道形式设计都是合理的。

（2）在相同运行工况下，三种簸箕形进水流道进口收缩段宽度变化影响了流道内的水流速度、流線和涡量的分布，且均能使进水流道内的水流特性具有良好的状态，无涡带进入喇叭管内。

（3）水流经过三种簸箕形进水流道到达出口断面时速度分布均匀度已接近理想值，分别达到97.22%、97.32%、96.94%，速度加权平均角度分别达到88.030、87.960、87.250。

（4）簸箕形进水流道是一种形式简单、施工方便和水力性能较好的流道形式，能够为水泵提供良好的进水条件。

参考文献：

[1]张文涛，闻建龙，簸箕式进水流道和井筒式泵[J].中国农村水利水电，1999（ 12）：40-42.

[2] 陈松山，周正富，潘光星，等，泵站簸箕型进水流道水力特性试验及数值模拟[J].扬州大学学报（自然科学版），2006，9（4）：73-77.

[3]石建杰，南水北调工程北京大宁调蓄泵站流道比选与优化研究[J].水利水电技术，2016，47（1）：45-48.

[4] 刘润根，张弋扬，南昌市新洲老泵站改建工程潜水泵装置模型试验研究[J].水泵技术，2015（3）：44-48.

[5] 陆林广，周济人，叶健，等.簸箕形进水流道的优化水力设计[Jl.水利学报，1997，28（9）：32-37.

[6]成立，刘超，周济人，等，大型立式泵站簸箕型进水流道三维紊流数值模拟[J].水力发电学报，2004，23（4）：65-68.

[7] 葛强，陈松山，严登丰，等，低扬程泵装置流道损失试验研究与数值模拟[Jl.中国农村水利水电，2006（12）：70-72.

[8]陆林广，陈阿萍，黄金军，等，低扬程立式泵进水流道基本流态及水力性能的比较[J].南水北调与水利科技，2007，5（5）：135-138.

[9] 付强，袁寿其，朱荣生，大型给水泵站进、出水流道数值模拟及优化设计[Jl.中国给水排水，2012，28（1）：48-51.

[10] 李四海，陈松山，周正富，等，两种簸箕形进水流道泵装置数模分析与比较[J].水利与建筑工程学报，2014，12（4）：191-195.

[11] 资丹，王福军，陶然，等，边界层网格尺度对泵站流场计算结果影响研究[J].水利学报，2016，47（3）：139-149.

[12]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.2013：33.

【责任编辑 张华岩】

收稿日期：2019-08-12

作者简介：高传昌（1957-），男，河北邯郸人，教授，博士生导师，主要从事流体机械及流体工程研究工作

通信作者：孙龙月（1989-），男，河南信阳人，硕士研究生，研究方向为流体机械及流体工程