大型箱涵式泵裝置優(yōu)化設計與試驗

石麗建 湯方平 劉雪芹 謝榮盛 宋希杰 張文鵬

(1.揚州大學水利與能源動力工程學院， 揚州 225100； 2.江蘇省水利勘測設計研究院有限公司， 揚州 225100)

大型箱涵式泵裝置優(yōu)化設計與試驗

石麗建1湯方平1劉雪芹2謝榮盛1宋希杰1張文鵬1

(1.揚州大學水利與能源動力工程學院， 揚州 225100； 2.江蘇省水利勘測設計研究院有限公司， 揚州 225100)

為了研究箱涵式泵裝置進、出水流道的水力性能，采用了基于CFD數(shù)值模擬計算和模型試驗的DOE正交設計試驗方法。對進、出水流道進行三維參數(shù)化建模，以進水流道出口斷面速度均勻度和水力損失為目標函數(shù)，針對進水喇叭管、導水錐和出水喇叭管、出水導流墩控制尺寸進行五因素四水平的正交試驗設計。通過CFD數(shù)值模擬手段，針對設計流量工況點，分別對進水流道和出水流道各16個設計方案進行數(shù)值模擬計算，分析不同控制尺寸對進、出水流道水力性能的影響。最后通過模型試驗對優(yōu)化方案數(shù)值計算結果進行可靠性驗證。數(shù)值模擬和試驗結果表明，通過DOE正交設計方法進行進水流道優(yōu)化設計，可以得到各控制參數(shù)對進水流道水力損失和出口斷面均勻度的主次影響，進水流道最大水力損失達到8.56 cm，最小水力損失為3.91 cm，優(yōu)化方案水力損失為3.65 cm，出口速度均勻度達到93.07%，較初始方案水力損失降低了1.31 cm，出口速度均勻度提高了1.17個百分點；出水流道最大水力損失為46.07 cm，最優(yōu)組合出水流道水力損失為32.53 cm，較原始方案水力損失減小了7.96 cm。根據(jù)泵裝置全特性曲線可知，該泵裝置出水流道水力損失在設計工況下最小，最高運行效率達到70.04%，最高運行揚程為4.0 m，在設計揚程1.36 m時，效率為66.82%，對應流量為34.31 m3/s。模型試驗最高運行效率達到71.5%，在設計揚程1.36 m時，試驗運行效率在64%左右，與數(shù)值模擬結果吻合較好。

箱涵式泵裝置； 優(yōu)化設計； 數(shù)值計算； 試驗

引言

雙向流道泵裝置又稱箱涵式泵裝置，箱涵式泵裝置可有效將“一站四閘”泵站樞紐式布置轉(zhuǎn)換成閘站合一的方式，更有效地實現(xiàn)灌排的目的。目前，采用箱涵式泵裝置型式的泵站工程具有工程投資小、結構型式簡單、安裝檢修方便、運行穩(wěn)定等優(yōu)點，得到了廣泛的應用。

隨著箱涵式泵裝置的應用越來越多[1-2]，科研工作者對這方面的研究也越來越廣泛[3-7]。黃良勇等[8]對進水流道喇叭管懸空高和出水喇叭管至頂板高程對流道水力損失的影響進行了研究；陳松山等[9]分析了雙向流道型線設計方法，提出了一種新型平面蝸殼雙向流道及其設計方法，其結果表明：流道型線平順，裝置運行穩(wěn)定，裝置效率較高；楊帆等[10]對箱涵式立式泵裝置進水流道進行了水力動力特性分析，通過數(shù)值模擬的方法對進水流道渦帶產(chǎn)生機理進行了深入分析，提出實際工程中應避免進水流道內(nèi)部渦帶的產(chǎn)生。

對于箱涵式進、出水流道的優(yōu)化設計，目前報道中基本都是對單個部件進行幾個參數(shù)的比選，對于采用正交設計的方法進行進、出水流道的優(yōu)化設計鮮有報道。本文以界牌泵站工程為背景，采用DOE正交試驗方法分別對箱涵式進、出水流道進行優(yōu)化設計，期望得到針對超低揚程泵站進、出水流道的有效設計手段。

1 泵站工程概況

界牌水利樞紐泵站為雙向運行泵站，有引水和排水2種運行工況，泵站引水工況凈揚程范圍為0～3.47 m，設計凈揚程為1.16 m，設計流量為300 m3/s，排水工況凈揚程范圍為0～3.33 m，設計凈揚程為2.75 m。界牌水利樞紐泵站采用9臺套X型雙向流道葉片全調(diào)節(jié)立式軸流泵，單泵流量33.4 m3/s，總裝機流量300 m3/s。

泵站以引水工況為主，兼顧排水。葉輪直徑D=3.45 m，轉(zhuǎn)速n=100 r/min。同時考慮閘門槽和攔污柵水力損失0.2 m，則該泵站引水工況設計揚程1.36 m，最高揚程3.67 m，排水工況設計揚程2.95 m，最高揚程3.53 m。

2 泵裝置數(shù)值模擬

2.1 計算模型

箱涵式軸流泵裝置包括：下層進水流道、葉輪、導葉和出水流道。本文軸流泵采用項目組自主研發(fā)的GL-2008-03型水力模型，該水力模型通過了天津同臺測試。該模型泵設計流量Q=320 L/s，設計揚程H=2.5 m，葉輪葉片數(shù)為3片。導葉體設計匹配該軸流泵設計流量，在界牌泵站工程中采用擴散導葉，導葉葉片數(shù)為5片，導葉輪轂和輪緣的擴散角均為12°。

數(shù)值模擬計算[11-15]時以原型泵裝置為計算背景，原型泵裝置進、出水流道寬度9.5 m(2.753D)，高度4.4 m(1.275D)，長度37.5 m(10.87D)。泵裝置內(nèi)部三維流場數(shù)值模擬對象包括進水流道、葉輪、導葉和出水流道。進、出水流道采用UG建模，葉輪和導葉體采用Turbo-Grid建模。軸流泵裝置三維計算模型如圖1所示。

圖1 泵裝置數(shù)值計算模型Fig.1 Pump device numerical calculation model1.進水流道 2.葉輪 3.導葉 4.出水流道

2.2 網(wǎng)格劃分

進、出水流道采用ICEM進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格質(zhì)量在0.3以上，符合計算要求。葉輪和擴散導葉直接在Turbo-Grid中進行結構網(wǎng)格的劃分，經(jīng)檢驗，葉輪和擴散導葉體在Turbo-Grid中繪制的網(wǎng)格質(zhì)量較好，同時滿足正交性要求[16-19]。在網(wǎng)格無關性分析時，不斷改變網(wǎng)格數(shù)量并對泵裝置進行外特性計算，發(fā)現(xiàn)當網(wǎng)格增加至一定數(shù)量時，泵裝置效率趨于穩(wěn)定不再隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加而增大。在滿足網(wǎng)格無關性要求時，軸流泵葉輪網(wǎng)格數(shù)量取347 002，擴散導葉體網(wǎng)格數(shù)取391 650，整個泵裝置網(wǎng)格數(shù)取2 355 827。葉輪和擴散導葉體網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 葉輪和導葉網(wǎng)格圖Fig.2 Impeller and guide vane grid chart1.葉輪 2.導葉

2.3 邊界條件

泵葉輪內(nèi)部流動是三維非定常紊流流動，但是在水泵穩(wěn)定運行(轉(zhuǎn)速恒定)后可認為葉輪相對運行是定常流動，本次計算采用Stage交界面處理葉輪與進水流道、導葉體之間動靜耦合流動的參數(shù)傳遞?？刂品匠痰碾x散采用基于有限元的有限體積法。擴散項和壓力梯度采用有限元函數(shù)表示，對流項采用高分辨率格式。流場的求解使用全隱式多重網(wǎng)格耦合方法，將動量方程和連續(xù)性方程耦合求解，克服了傳統(tǒng)SIMPLE系列算法需要“假設壓力項—求解—修正壓力項”的反復迭代過程，同時引入代數(shù)多重網(wǎng)格技術，提高了求解的穩(wěn)定性和計算速度。

泵裝置內(nèi)部流動介質(zhì)為水，可簡化為不可壓縮的牛頓液體，采用的控制方程為雷諾時均N-S方程，紊流模型采用標準k-ε紊流模型，該模型修正湍流粘度考慮了平均流動中的旋轉(zhuǎn)及旋轉(zhuǎn)流動情況，能更好地處理高應變率及流線彎曲程度大的流動。

箱涵式泵裝置的計算域進口為進水流道進口，進口邊界條件設為總壓條件，即進口處總壓設置為1個標準大氣壓。泵裝置計算域出口為出水流道出口，出口邊界條件設為質(zhì)量流量出口，葉輪為旋轉(zhuǎn)域，其中葉輪輪緣壁面邊界設為相對于葉輪同速反向旋轉(zhuǎn)，其余均為靜止域。葉輪轉(zhuǎn)速100 r/min。葉片表面、輪轂外緣、輪緣內(nèi)表面等固體壁面邊界條件均采用固壁表面滿足粘性流體的無滑移條件，近壁區(qū)域采用標準壁面邊界條件。動-靜交界面采用速度平均的Stage模型，靜-靜交界面采用None交界面類型。

2.4 計算公式

2.4.1 水力損失

根據(jù)伯努利能量方程引入水力損失Δh概念，采用CFD數(shù)值計算得到的流速場和壓力場預測過流部件的水力損失，計算式為

(1)

式中E1、E2——流道進、出口處的總能量p1、p2——流道進、出口處的靜壓Z1、Z2——流道進、出口的高度u1、u2——流道進、出口水流速度ρ——水流密度g——重力加速度，m/s2

2.4.2 出口斷面軸向流速分布均勻度

進水流道的設計應為葉輪提供均勻的流速分布和壓力分布進水條件。進水流道的出口就是葉輪室的進口，其軸向速度分布均勻度Vu反映了進水流道的設計質(zhì)量，Vu越接近100%，表明進水流道出口水流的軸向流速分布越均勻，其計算公式為

(2)

式中Vu——流道出口斷面軸向流速分布均勻度，%

vai——流道出口斷面各計算單元的軸向速度，m/s

n——出口斷面上的計算單元個數(shù)

2.4.3 泵裝置性能預測

根據(jù)伯努利能量方程計算泵裝置揚程，由計算得到的速度場和壓力場以及葉輪上作用的扭矩預測泵裝置的水力性能。泵裝置進水流道與出水流道出口的總能量差定義為裝置揚程，表示為

(3)

式中H1、H2——泵裝置進、出水斷面高程，mS1、S2——泵裝置進、出水斷面面積，m2

u1、u2——泵裝置進、出水流道斷面各點流速，m/s

ut1、ut2——泵裝置進、出水流道斷面各點流速法向分量，m/s

泵裝置效率即為

(4)

式中Tp——扭矩，N·mω——葉輪旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s

3 進、出水流道的優(yōu)化

3.1 進水流道優(yōu)化

進水流道以正向引水設計工況進行優(yōu)化。進水流道局部尺寸優(yōu)化設計主要針對進水喇叭管和導水錐進行，通過參數(shù)化建模，只需改變幾個參數(shù)尺寸即可方便地實現(xiàn)模型更改。為了保證計算結果的可靠性，進水流道數(shù)值模擬計算帶葉輪和導葉一起進行計算。對進水流道局部尺寸優(yōu)化設計采用DOE正交試驗設計的優(yōu)化方法。計算模型如圖3所示，控制尺寸如圖4所示。

圖3 進水流道計算模型Fig.3 Calculation model of inlet passage

圖4 進水流道控制尺寸示意圖Fig.4 Sketch of control size of inlet passage

選取圖4中的5個主要尺寸作為設計變量，進行DOE正交設計分析。這5個設計變量控制著進水流道進口喇叭管和導流墩的形狀和位置，改變這5個變量值即可進行參數(shù)化建模。DOE分析以進水流道水力損失和進水流道出口斷面速度分布均勻度為目標。其中進水流道wall設置為粗糙壁面，粗糙度設置為2.5 mm。因素水平如表1所示。

表1 進水流道設計因素水平
Tab.1 Design factors and levels of inlet passage

水平L22/mH78/mA77/(°)L36/mH90/m10.50.3901.01.220.70.4951.51.430.90.51002.01.641.10.61051.81.8

根據(jù)因素分析表，選定正交設計表，根據(jù)正交表設計計算結果如表2所示。

表2 進水流道設計正交試驗安排與結果
Tab.2 Orthogonal design arrangement and result of inlet passage

試驗序號L22/mH78/mA77/(°)L36/mH90/mΔh/cmVu/%10.50.41001.51.66.5493.9020.90.6901.51.45.5588.5030.70.61002.01.85.6393.7041.10.4902.01.25.0889.9050.50.5901.81.88.5684.7060.90.31001.81.23.9293.7070.70.3901.01.65.3489.2081.10.51001.01.44.1994.0090.50.31052.01.44.1994.20100.90.5952.01.65.0392.30110.70.51051.51.23.9194.15121.10.3951.51.84.7892.72130.50.6951.01.24.9691.90140.90.41051.01.84.2594.25150.70.4951.81.44.6692.57161.10.61051.81.64.2594.09k16.064.566.134.684.46k24.885.134.865.194.65k34.685.425.064.985.29k44.575.104.155.355.80s01.370.861.980.661.34優(yōu)水平1.10.31051.01.23.6593.07主次影響順序A77、L22、H90、H78、L36

注：ki為各因素在i水平下的平均流道水力損失；s0為同一因素各水平下平均水力損失極差。

根據(jù)正交試驗設計結果可知：最大水力損失達到8.56 cm；最小水力損失為3.91 cm，小于最大水力損失的1/2，優(yōu)化效果較為明顯。各設計參數(shù)對水力損失影響主次順序為：A77對結果影響最大，L36對計算結果影響最小。進水流道出口斷面速度分布均勻度相差較為明顯，但基本跟水力損失趨勢一致，即水力損失較大的，速度分布均勻度較大，最大達到94.25%。根據(jù)正交試驗設計結果可知，最優(yōu)的組合選擇為(1.1 m、0.3 m、105°、1.0 m、1.2 m)。初始方案為方案13，根據(jù)方案13計算結果可知，初始方案水力損失為4.96 cm，出口速度均勻度為91.90%。根據(jù)最優(yōu)組合計算得到其水力損失為3.65 cm，出口速度均勻度達到93.07%。水力損失降低了1.31 cm，出口速度均勻度提高了1.17個百分點，優(yōu)化效果較明顯。將方案1、方案5、方案13和優(yōu)化方案出口斷面速度云圖取出進行對比，如圖5所示。

圖5 進水流道出口斷面速度云圖Fig.5 Velocity contours of outlet section for inlet passage

根據(jù)圖5軸向速度云圖可知，受導水錐和喇叭管壁面邊界層影響，4種方案邊界速度較小。受喇叭管及導水錐結構形式的影響，軸向速度具有不同的速度分布形式。其中試驗序號1水流軸向速度具有較大的不對稱性，水力損失稍大；試驗序號5出口水流速度低速區(qū)較大，速度分布不合理，斷面速度均勻度僅有84.70%。水流出現(xiàn)較大偏流，導致水力損失偏大；試驗序號13產(chǎn)生2個低速區(qū)域，進水喇叭管和導水錐設計不夠合理；優(yōu)化方案速度均勻度及速度梯度較為合理，水力損失較小。

3.2 出水流道優(yōu)化

出水流道通過UG進行參數(shù)化建模，同樣采用帶泵進行數(shù)值計算。在出水流道優(yōu)化過程中同樣選取5個因素進行正交試驗設計。參數(shù)化模型如圖6所示。

圖6 出水流道參數(shù)化模型示意圖Fig.6 Parametric model sketch of outlet passage

這5個設計參數(shù)控制著出水流道導流墩和出水喇叭管，實現(xiàn)了參數(shù)化建模。對這5個因素進行五因素四水平正交試驗設計，正交試驗設計如表3所示。

DOE正交設計分析以出水流道水力損失為目標。其中出水流道wall設置為粗糙壁面，粗糙度設置為2.5 mm。根據(jù)表3的因素水平，選定五因素四水平正交試驗設計，正交試驗分析和計算結果如表4所示。

根據(jù)出水流道計算結果可知，P46對計算結果影響最大，P53對計算結果影響最小。根據(jù)最優(yōu)水平組合計算得到的出水流道水力損失為32.53 cm，而最大的水力損失為46.07 cm，通過DOE優(yōu)化水力損失降低了13.54 cm，優(yōu)化效果較為明顯。對于初始出水流道方案，局部尺寸與方案2尺寸基本一致，計算得到初始出水流道的水力損失為40.49 cm，最優(yōu)方案相比初始方案水力損失減小了7.96 cm。

表3 出水流道設計因素水平
Tab.3 Design factors and levels of outlet passage

水平P49/mP54/mP47/mP53/mP46/(°)13.01.01.61.18023.41.12.01.37833.81.22.41.57644.21.32.81.774

表4 出水流道設計正交試驗安排與結果
Tab.4 Orthogonal design arrangement and result of outlet passage

試驗序號P49/mP54/mP47/mP53/mP46/(°)Δh/cm13.01.12.41.37642.8323.81.31.61.37841.2233.41.32.41.57443.4744.21.11.61.58038.6853.01.21.61.77445.5263.81.02.41.78032.7073.41.01.61.17637.3884.21.22.41.17839.3793.01.02.81.57839.97103.81.22.01.57633.87113.41.22.81.38036.44124.21.02.01.37436.41133.01.32.01.18041.51143.81.12.81.17446.07153.41.12.01.77837.94164.21.32.81.77638.66k142.4636.6240.7041.0837.33k238.8141.3837.4339.2339.63k338.4738.8039.5939.0038.18k438.2841.2240.2938.7042.87s04.174.763.262.375.53優(yōu)水平4.21.02.01.78032.53主次影響順序P46、P54、P49、P47、P53

如圖7所示，優(yōu)化方案較其他幾個方案靜壓整體較大，說明優(yōu)化方案出水流道內(nèi)動壓整體較小，流道內(nèi)速度較小，設計的導流墩和出水喇叭管能夠更好地回收導葉出口環(huán)量，更高效地將流體動能轉(zhuǎn)化為壓能，致使優(yōu)化方法的水力損失較小。試驗序號14的方法靜壓偏小，說明動能較大，水力損失最大。各方案沿水流方向左側壁面壓力大于右側壁面壓力，說明水流在喇叭管出口受葉輪旋轉(zhuǎn)的影響依然會產(chǎn)生偏流，但是速度較小的方案產(chǎn)生的撞擊損失也會小。導葉葉片數(shù)為5片，出水喇叭管上會產(chǎn)生5個壓力集中區(qū)域，沿水流方向在出水流道右側壁面產(chǎn)生2個壓力集中區(qū)，試驗序號1和試驗序號9這2個壓力集中區(qū)域非常接近，甚至有疊加區(qū)域，必然導致該區(qū)域出流條件變差。相比較而言，優(yōu)化方案這2個壓力集中區(qū)相距較遠，出流條件更好，可以使得出水喇叭管沿四周順暢出流，這也是優(yōu)化方法水力損失較小的原因之一。

圖7 出水流道壁面壓力分布Fig.7 Pressure distribution contours of outlet passage

3.3 泵裝置計算結果分析

圖8 泵裝置計算模型Fig.8 Calculation model of pump device

箱涵式泵裝置數(shù)值計算進、出水流道采用上述DOE優(yōu)化結果。葉輪直徑D=3.45 m，進、出水流道寬度均為9.5 m，進、出水流道高度均為4.4 m，流道總長度為37.5 m。引水工況葉片安放角為-3°，計算工況為0.4Q0、0.5Q0、0.6Q0、0.7Q0、0.8Q0、0.9Q0、0.95Q0、Q0、1.05Q0、1.1Q0和1.15Q0(Q0為設計流量)。泵裝置計算模型如圖8所示。計算結果整理如圖9～11所示。

圖9 原型泵裝置性能曲線Fig.9 Performance curves of prototype pump

圖10 進、出水流道水力損失曲線Fig.10 Hydraulic loss curves of inlet and outlet passages

圖11 葉片所受軸向水推力曲線Fig.11 Blade axial thrust curve

根據(jù)水泵裝置性能曲線可知，在引水工況下水泵處于裝置高效區(qū)運行，最高運行效率達到70.04%，此時揚程為1.736 m；最高運行揚程為4.0 m，能滿足界牌泵站工程最大運行揚程3.67 m的要求；當運行揚程為1.36 m時，此時泵站流量為34.31 m3/s，效率為66.82%。根據(jù)進出水流道水力損失性能曲線可知，進水流道水力損失隨著流量的增加而增加，出水流道水力損失由于存在一個最優(yōu)環(huán)量的概念使得出水流道水力損失呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，其中設計流量工況點出水流道水力損失最小。軸向力分布曲線如圖11所示，葉輪所受軸向水推力曲線基本與揚程曲線趨勢一致。葉輪所受的軸向水推力方向豎直向下，水泵正常運轉(zhuǎn)時不會出現(xiàn)抬機現(xiàn)象。

4 試驗驗證

根據(jù)箱涵式泵裝置數(shù)值計算結果，將流道優(yōu)化的最終方案及葉輪和導葉體加工出來，在揚州大學高精度立式封閉循環(huán)水力機械試驗臺上進行泵裝置模型試驗研究。模型泵名義葉輪直徑D=300 mm，實際葉輪直徑D=299.7 mm。導葉葉片數(shù)為5片，用鋼質(zhì)材料焊接成型。葉輪室及流道邊壁開設觀察窗，便于觀測其內(nèi)部水流形態(tài)。模型泵段安裝檢查，導葉體與葉輪室定位面軸向跳動0.10 mm，葉輪輪轂外表面徑向跳動0.08 mm，葉頂單邊間隙控制在0.20 mm以內(nèi)。模型泵轉(zhuǎn)速為1 150 r/min。

試驗參照GB/T 18149—2000《離心泵、混流泵和軸流泵水力性能試驗規(guī)范(精密級)》和SL140—2006《水泵模型及裝置模型驗收試驗規(guī)程》，每個葉片安放角的性能試驗點不少于18個，臨界汽蝕余量按流量保持常數(shù)，改變有效汽蝕余量至效率下降1%時確定[20]。

模型泵裝置試驗測試6個葉片安放角度(-4°、-3°、-2°、0°、2°、4°)的能量性能和各葉片角度下的汽蝕性能。原型泵數(shù)值模擬結果模型泵特性的換算公式為

(5)

(6)

式中Qp、Qm——原、模型泵流量Hp、Hm——原、模型泵揚程np、nm——原、模型泵轉(zhuǎn)速

Dp、Dm——原、模型泵葉輪直徑

將-3°的試驗數(shù)據(jù)結果取出與數(shù)值模擬結果進行對比，如圖12所示。

根據(jù)數(shù)值模擬結果與試驗結果對比圖可知，在設計點附近兩者吻合較好，試驗結果最高運行效率為71.5%，對應揚程為2.3 m，較數(shù)值模擬結果稍

圖12 試驗結果與數(shù)值模擬結果對比Fig.12 Comparison of simulation and experiment results

高。根據(jù)已有工程經(jīng)驗[5,8]，目前同種泵裝置型式最高效率在70%左右，其對應揚程在4～5 m，經(jīng)本課題組優(yōu)化研究，在揚程2.3 m時試驗效率就已超過71%，優(yōu)化效果十分明顯。在設計揚程1.36 m時，試驗運行效率在64%左右，數(shù)值模擬結果與其吻合較好。在小流量區(qū)域計算結果偏低，大流量區(qū)域計算結果偏高，這可能是由加工誤差及壁面粗糙度不嚴格相似造成的，但整體性能曲線的趨勢相對較好，誤差較小，能夠滿足工程應用的要求。同時也說明了本文采用正交設計的流道優(yōu)化設計方法是有效的、可行的，可為同類泵站工程提供參考。

5 結論

(1)對于箱涵式進、出水流道優(yōu)化采用基于參數(shù)化建模的正交設計優(yōu)化方法，能夠得到更好的優(yōu)化結果，同時可以縮短優(yōu)化設計周期。

(2)該箱涵式泵裝置經(jīng)過正交設計優(yōu)化，進水流道水力損失減小了1.31 cm，出水流道水力損失減小了7.96 cm，在設計揚程1.36 m時，試驗運行效率達到了64%，試驗最高運行效率更是高達71.5%，在超低揚程立式泵裝置中該泵站優(yōu)化效果十分明顯。

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Optimization Design and Experiment of Large Cube-type Pump Device

SHI Lijian1TANG Fangping1LIU Xueqin2XIE Rongsheng1SONG Xijie1ZHANG Wenpeng1

(1.SchoolofHydraulicEnergyandPowerEngineering,YangzhouUniversity,Yangzhou225100,China2.JiangsuSurveyingandDesignInstituteofWaterResourcesCo.,Ltd.,Yangzhou225100,China)

In order to better understand the hydraulic performance of cube-type pump system with inlet and outlet conduits, based on CFD numerical simulation and DOE orthogonal experimental design method of a model test, a three dimensional parametric model of the inlet and outlet conduits was constructed with the velocity uniformity of outlet-section for inlet passage and the hydraulic loss as objective function. The five factors and four levels orthogonal test was designed in view of the inlet flare tube, the water-guide cone, the outlet flare tube and the control size of outlet-guide piers. Aiming at the design flow point, totally 16 numerical simulation schemes of the inlet passage and outlet passage were calculated respectively by means of CFD numerical simulation to analyze the effect of different control sizes on the performance of inlet and outlet conduits. The reliability of optimization numerical results was validated through the model test finally. As shown in the numerical simulation and experimental results, the inlet conduit optimization design by means of DOE orthogonal design method, the influence of control parameters on hydraulic loss of an inlet passage and the primary and secondary effects on the uniformity of export section can be got. The largest hydraulic loss was 8.56 cm, the smallest hydraulic loss was 3.91 cm, the optimized hydraulic loss was 3.65 cm, and the uniformity of outlet velocity was 93.07%, the optimization design made the hydraulic loss reduced by 1.31 cm and the uniformity of outlet velocity increased by 1.17 percentage points compared with the initial plan. The largest hydraulic loss of outlet conduit was 46.07 cm, the hydraulic loss of outlet conduit for the optimal combination scheme was 32.53 cm, which was reduced by 7.96 cm compared with the original plan. According to the whole characteristic curve of the pump system, it can be learned that the pump hydraulic loss of outlet conduit was minimum under the design condition, the highest efficiency was 70.04%, the highest running head was 4.0 m under the design condition with head of 1.36 m, the efficiency was 66.82%, and the corresponding flow rate was 34.31 m3/s. The highest efficiency of the model test can be up to 71.5% under the design condition with head of 1.36 m, the test efficiency was around 64%, which was in good agreement with the numerical simulation results. It illustrated that the better scheme can be designed by using the orthogonal design method, this study also provided reference for the similar optimization design of pump station.

cube-type pump device; optimization design; numerical calculation; experiment

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.01.013

2016-09-10

2016-10-31

國家自然科學基金項目(51376155、51609210)、中國博士后科學基金面上項目(2016M591932)、“十二五”農(nóng)村領域科技計劃項目(2012BAD08B03-2)、江蘇高校優(yōu)勢學科建設工程項目(PAPD)和江蘇省科研創(chuàng)新計劃項目(KYLX15_1365)

石麗建(1989—),男,博士生,主要從事流體功能曲面多學科優(yōu)化設計研究，E-mail： yzdxslj@126.com

湯方平(1964—),男,博士生導師,教授，主要從事流體機械設計和復雜工程系統(tǒng)優(yōu)化設計研究，E-mail: tangfp@yzu.edu.cn

TH312

A

1000-1298(2017)01-0096-08