大型循环水泵流道整流试验研究

邵罡北，杨勇

(山西漳山发电有限责任公司，山西省长治市，046021)

0 引言

某电厂受运行工况和地理位置的限制，循环水泵房和机力通风塔的水平距离仅10余m，纵向落差达4.6m，采用2次90°转弯的暗涵流道来连接机力塔水池和吸水室，导致吸水前池进流条件恶劣，影响水泵的运行效率和安全。为合理设计流道形式，改善循环水泵进口的水流流态，需要对冷却塔至循环水泵房的流道进行模型试验及研究。

1 循环水泵流道概况

该电厂循环水系统配有2台循环水泵，合用1座循环水泵房，左、右两侧流道及泵房由分隔墙隔开，吸水间内左、右各布置1台循环水泵。在现有场地条件下，泵房和机力通风冷却塔的位置距离较近，机力塔水池至循环水泵房前池采用开敞式溢流堰进口和大转弯暗涵连接方式，如图1所示。机力塔水池及流道进口底部标高为－2.5m，暗涵连接段为长扭曲斜坡弯道形式，流道经2次转弯后进入循环泵房前池。泵房底板标高为 －7.1m，左、右暗涵纵坡坡度为1∶5.7 ～1∶3.0，两侧流道断面均为2.5m ×2.5m。水泵为立式斜流泵，吸水喇叭口直径为1.6m，喇叭口喉部直径为0.75m，水泵轴线前吸水前池长度约10.4m，每个吸水室宽度为3.2m。在现有流道设计布置方式下，流道及泵房吸水间内进流条件比较复杂［1］。

图1 循环水泵流道系统平面布置Fig.1 Layout of the flow channel system for the circulation pump

2 研究目的及内容

2.1 研究目的

对距离较短、落差较大的进水流道进行模型试验，研究和优化进流条件，提出合理的整流或导流措施，使水流平稳顺畅，达到最佳水泵进水工况，为流道设计和水泵的安全可靠运行提供科学依据，同时达到降低运行费用的目的。

2.2 研究内容

拟建立水泵流道水工模型进行试验，主要研究内容如下:

(1)观测机力塔水池后开敞式明沟内水流汇流形态，分析其对水泵进水口进水均匀性的影响，必要时实施优化措施;

(2)研究进口流道转弯对循环水泵吸水室流态的影响，验证流道设计导流工程措施的合理性;

(3)试验研究确定循泵吸水室流道水流分布情况，观测不同条件下吸水室表面涡和喇叭口附近的水内涡情况，分析漩涡强度，判断其对循泵运行的影响;

(4)测试分析循环水泵喇叭口进流流速分布和漩流强度，必要时提出合理可行的整流措施，优化水泵进水流场条件以满足运行要求。

2.3 试验条件及工况

水泵设计正常运行水位为－0.5m，水泵吸水喇叭口标高为－6.3m，试验工况为正常运行工况。每台循环水泵流量为3.4m3/s(约12 000m3/h)，正常运行水位为－0.5m。

3 模型设计

按照试验目的及内容，流道模型试验的重点是研究水泵进流的均匀性和稳定性。以设计方案为基础，模拟范围为开敞式堰流进口、暗涵弯道段及吸水泵房。模型按重力相似准则设计，模型几何比尺选取1∶7.5。模型中引水流道、循环水泵房、泵喇叭口及吸管、喇叭口下方的导流锥及阻涡板等均采用有机玻璃制作，便于全方位观测流道水流流态。

模型按佛汝德相等法进行设计［2］，即:

式中(F)r为流体内惯性力与重力的比值，用佛汝德数来判别明渠水流的流态。

模型几何比尺Lr=7.5，相应地流速比尺2.739;流量比尺;时间比尺

水泵流道模型试验的关键点是漩涡模拟。水泵吸水池设计不当时，会造成水泵吸水口附近出现漩涡。漩涡可分为表面漩涡和水下漩涡，表面漩涡强度为6级时，形成漏斗形带气核漩涡;水下漩涡强度达3级时，漩涡核心出现气核，并随水流进入水泵喇叭口，再进入水泵壳内被水泵叶片击碎，造成水泵的振动和气蚀。漩涡的模拟比较复杂，模型试验须考虑缩尺效应，其中，径向雷诺数及韦伯数定义如下:

式中:Rr为模型径向雷诺数;Wb为模型韦伯数;Q为模型中吸水管流量，m3/s;D为吸水喇叭口直径，m;ρ为水的密度，kg/m3;σ为水体表面张力，N/m;ν为水的运动粘性系数，m2/s;u为吸水喇叭口的轴向速度，m/s。

循环水流道水泵吸水流量Q=3.4m3/s，吸水喇叭口直径D=1.60m，对于比尺为1∶7.5的流道模型:

(1)模型特征径向雷诺数 Rr=12.81×104＞6.0×104;

(2)模型韦伯数Wb=1 060.7＞240。

经计算比较，模型径向雷诺数和韦伯数均远大于标准和规范的推荐值，比尺为1∶7.5的流道模型能够满足模拟漩涡相似的要求。

4 设计方案试验

4.1 水流流态

(1)1号循环水泵流道。1号循环水泵流道上游机力塔水池来流较平稳，水流经分隔墙后绕流进入宽2.5m的明沟，分隔墙后明沟内水流存在回流现象。水流沿明沟行进约7.6m后绕流90°汇入两孔开敞式宽顶堰型流道进口。由于进流弯曲和滤网闸墩的影响，堰后水流表面有较强的绕流漩涡现象，且偶尔出现第5类表面漩涡现象［3］。经进口宽顶堰水流进入暗涵段呈有压流状态，水流在暗涵段经2次转弯再次转90°弯后进入1号吸水前池。在淹没较深的情况下，吸水室水面较平稳，仅存在强度较低的表面漩涡，没有出现通向吸水管的第3类染色核漩涡;喇叭口附近虽没有明显的带核附壁漩涡，但发现吸水管内水流流线呈较大幅度的弯曲上升形态，说明在上游分隔墙明沟绕流和弯道暗涵的双重影响下，只要吸水室内下部主流呈环流旋转形态，吸水管喇叭口进流就存在较强的旋流现象。

(2)2号循环水泵流道。2号循环水泵流道上游进口来流平稳，且水流受分隔墙影响较小，两孔开敞式宽顶堰型流道进口水流较均匀，在滤网闸墩尾部存在绕流漩涡现象，主要表现为带核表面漩涡现象。经进口宽顶堰水流进入暗涵段后水流同样呈有压流状态。在正常运行水位淹没较深的情况下，吸水室水面也较平稳，没有出现通向吸水管的第3类染色核及以上漩涡。喇叭口附近水流也没有出现明显的带核漩涡，但同样发现吸水管内水流流线呈较大幅度弯曲上升形态，说明吸水管喇叭口进流也存在较强的螺旋流。

4.2 吸水管流速分布

在正常运行水位－0.5m和设计流量3.4m3/s的运行工况下，试验分别测量了1、2号循环水泵吸水管喇叭口喉管横断面上的8点流速，它们的分布特征值如表1所示。

表1 循环水泵吸水管喇叭口喉管断面流速分布特征值Tab.1 Eigenvalue of velocity distribution in the cross-section of bellmouth of water suction pipe for the circulation pump

从表1可以看出:

(1)1号循环水泵吸水喇叭口喉管断面上8个测点的实测时均流速为7.91～8.23m/s;相应各点时均流速与断面平均流速的相对偏差为0.1%～2.0%;喉管断面各测点流速波动最大幅度与断面平均流速的相对比值最高达3.6%。

(2)2号循环水泵吸水喇叭口喉管断面上8个测点的实测时均流速为7.64～8.19m/s;其时均流速与断面平均流速的相对偏差为0.9% ～4.3%;喉管断面各测点流速波动最大幅度与断面平均流速的相对比值最高为0.9%。

(3)1、2号循环水泵吸水喇叭口喉管处各测点时均流速与断面平均流速的相对最大偏差均小于10%，且流速波动最大幅度也均小于断面平均流速的10%。相比较而言，1号循环水泵吸水喇叭口喉管处流速波动幅度较2号循环水泵偏大一些。

4.3 水流旋转强度

试验在1、2号吸水室均没有发现高于第2类的表面漩涡，但受泵房前池暗涵弯道进流的影响，在吸水喇叭口和管内存在因环流而生成的螺旋流，这种漩涡无论其方向与叶轮转向是否相同，都能使水泵能耗增加，而且也可能引起水泵运行时的噪音增大以及空化和磨损加重等危害［4］。

为测试吸管内水流的稳定性，判断其是否会发生漩涡，试验采用在管内布置旋度计测量涡角的方法进行。涡角是水流旋转强度的指标，涡角为吸管内切向流速与轴向流速之比。一般水泵运行规律认为，涡角在小于5°范围内是允许的。吸水管内水流涡角Θ按下式计算:

式中:u为旋度计处的平均轴向流速，m/s;d为旋度计处的管道内径，m;n为旋度计转速，r/s。1、2号循环水泵吸水管内的水流涡角实测值如表2所示。

表2 1、2号循环水泵吸水管内涡角实测值Tab.2 The measured vortex angle of the water suction pipe in the No.1 and No.2 circulation pump

由表2可知，在该工况下，1、2号循环水泵吸水管内实测涡角平均值分别为14.2°和10.2°，而短时间内涡角最大值分别高达15.9°和13.6°。显然，实测管内水流涡角均大大超过水泵运行的允许范围，表明在现有流道布置和导流形式下，由于暗涵弯道出流在吸水室内部产生较强的环流涡，1、2号循环水泵吸水管内存在呈螺旋状上升的水流，管内水流旋转强度已过大。

5 优化方案试验

从泵流道设计方案水力特性试验可知，在泵房水平长度较短而落差较大的现有布置情况下，由于进流弯道的影响，吸水室内存在水内环流漩涡并进入吸水管内，而导致吸水管内水流呈较强的螺旋流形态，实测水流旋转强度大幅超过水泵运行允许值。为此，从减弱和消除此水泵进流的不利流态出发，采取相应整流措施，进行方案比较、优化研究。

5.1 流道体型布置

试验在保持流道体型布置基本不变的基础上，采取在吸水室前部布置1道胸墙的整流方式对流道进行优化。试验分别在距水泵吸水管轴线横向距离L为2.5D和4D的2个部位设置胸墙进行比较，发现2种布置方式下，都是当胸墙底部进入吸水室主流较深后，才能明显调整涡流形态并降低吸水管内旋流，说明胸墙底部尺寸是优化吸水室流态的关键参数。同时为保证水流经胸墙后有足够的调整空间，试验选取胸墙为L=6.30m进行方案比较(见图2)，通过调整胸墙底部与吸水室底部之间的高度h，阻断和调整弯道进流产生的环流涡，达到使水泵喇叭口前进流均匀、稳定的目的。试验对1、2号循环水泵水流分别进行了6种布置方案的整流效果及胸墙布置参数的比较，如表3所示。

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5.2 水流流态

5.2.1 1号循环水泵流道

1号泵房流道内设置胸墙后，正常水位－0.5m，水泵喇叭型进水口的淹没深度较大，各个比较方案胸墙前、后吸水室表面水流流态与设计方案相似，整个水面比较平稳，但存在表面漩涡(1类)，有时出现表层粘性漩涡(2类)。吸水喇叭口附近及吸管内的水流流态随着胸墙底部高程变化，在胸墙底部高程－5.5m以上，随着胸墙底部高程降低，吸水管内的流线弯曲和摆动幅度逐渐减弱。当1号吸水室胸墙底部高程达－5.5m时，吸水管内水流流线基本呈竖直上升的形态，没有发生明显的弯曲和摆动，表明吸水管内已不存在明显螺旋流，喇叭口吸水进流较均匀，喇叭口进流壁面也没有出现吸气漩涡。

5.2.2 2号循环水泵流道

2号泵房流道内设置胸墙后，吸水室的表面水流流态与1号泵房吸水室的流态相近。在正常水位－0.5m时，胸墙前、后吸水室表面都没有出现明显的吸气漩涡。吸水喇叭口附近及吸管内的水流流态在胸墙底部高程－5.0m以上，随着胸墙底部标高降低，吸水管内的流线弯曲和摆动幅度逐渐减弱，胸墙底部标高低于－5.0m时，其流态随高程的变化已不明显。2号吸水室胸墙底部标高降低至－5.3m时，吸水喇叭口附近及吸管内示踪流态，吸水管内水流流线也没有出现明显的弯曲和摆动，吸水管内螺旋流态基本消失。

5.3 水流旋转强度

试验针对不同胸墙底部标高方案进行了吸水管旋转涡角的对比，不同胸墙布置方案吸水管内的水流涡角统计值见表4，1、2号循环水泵吸水管内涡角Θ与胸墙底部标高的变化关系曲线见图3。

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对于1号循环水泵吸水室在不同胸墙底部高程的情况下，实测吸水管涡角分析如下:

(1)当胸墙底部高程在－4.6m时，吸水管内实测旋流涡角与设计方案相比仅略微减小，水流旋转强度仍较高。说明当胸墙底部高于或接近弯道出口顶部时，胸墙底部没有进入吸水室前池的主流，还不足以扰乱并削弱弯道出流导致的环流涡。

(2)当胸墙底部高程降低至－5.0m时，吸水管内涡角迅速从14.1°降低至6.9°，吸水管内水流旋转强度大幅减小，但仍高于水泵运行的允许值5°。

(3)胸墙底部高程继续降低至－5.3m时，吸水管内平均涡角已减小至0.7°，试验观测旋度计偶尔出现慢速转动现象，吸水管内水流旋转强度已远小于水泵运行的允许值。

(4)当胸墙底部高程降低至－5.5m及以下时，吸水管内旋度计仅左右小幅度晃动，转速接近0，吸水管内的平均涡角也为0°，说明水流旋转强度已极低，水流螺旋上升形态已基本消除，对水泵运行十分有利。

2号泵吸水室在前部相同位置布置胸墙后，随胸墙底部高程的变化，吸水管水流旋转强度的变化规律与1号泵基本相同。当胸墙底部低于－4.6m后，吸水管内水流涡角迅速降低。由于原设计方案2号泵吸水管内水流旋转强度比1号泵稍弱，试验发现胸墙底部高程降至－4.9m时，实测涡角已减小至2.9°，已小于水泵运行的允许范围;胸墙底部高程降低至－5.0m及以下时，实测吸水管内水流平均涡角均接近0°，吸水管内的螺旋流已基本消除。

5.4 吸水管流速分布

为验证不同优化方案下循环水泵喇叭口处的流速分布均匀性，针对1号循环水泵吸水室布置胸墙的2、5号比较方案，实测了吸水喇叭口喉管横断面上的8点流速，测量结果见表5。2号循环水泵3、5号比较方案的吸水喇叭口喉管横断面上的8点流速实测特征值见表6。

表5对1号循环水泵房2种比较方案吸水喇叭口喉管断面流速特征值最大相对偏差进行了比较，尽管不同比较方案的流速分布相对偏差均小于10%，但设置胸墙对吸水室流道进行修改后，随着胸墙底部高程的降低，吸水喇叭口喉管断面各测点时均流速和流速波动幅度与断面平均流速的相对偏差总体均呈下降趋势。当设置胸墙且底部高程降低至－5.5m时，喇叭口喉管断面各测点时均流速与平均流速的最大偏差从设计方案的2.1%降低至1.0%，其流速波动幅度与平均流速的最大相对比值从设计方案的3.7%降低至0.2%，表明设置胸墙进行流道优化后，吸水管内旋流强度大大降低，流速分布更为均匀稳定［5］。

表5 1号泵吸水管喇叭口喉管断面流速分布特征值Tab.5 Eigenvalue of velocity distribution in the cross-section of bellmouth of water suction pipe for the No.1 circulation pump

表6 2号泵吸水管喇叭口喉管断面流速分布特征值Tab.6 Eigenvalue of velocity distribution in the cross-section of bellmouth of water suction pipe for the No.2 circulation pump

2号循环水泵房设计方案和2种比较方案吸水喇叭口喉管断面流速特征变化与1号泵吸水管试验结果基本一致。当设置胸墙且底部高程降低至－5.3m时，喇叭口喉管断面各测点时均流速与平均流速的最大偏差从设计方案的4.4%降低至1.1%，其流速波动幅度与平均流速的最大相对比值从设计方案的0.9%降低至0.2%，流道设置胸墙后流速分布也更加均匀。

5.5 优化结果

从水流流态、喇叭口进流流速分布及吸水管旋流强度的比较结果可知，在吸水室前部距水泵轴线横向长度6.3m处布置足够深度的胸墙后，能够有效消除上游弯道进流引起的环流，水流经胸墙调整后变得均匀稳定［6］，从喇叭口进流流速分布均匀性和水流旋转强度等来看:

(1)1号循环水泵吸水室布置的胸墙底部高程低于－5.3m，即胸墙底部距吸水室底部高度h＜1.8m时，水泵吸水管实测涡角开始接近0°，水流旋转强度已极低，喇叭口喉管处进流时均流速分布均匀性偏差指标也降低至1.0%［7］，同时保持吸水室主流在较低流速范围内。推荐采用方案5，即胸墙底部高程为－5.5m(h=1.6m)。

(2)2号循环水泵吸水室布置的胸墙底部高程低于－5.0m，即胸墙底部距吸水室底部高度h＜2.1m时，水泵吸水管内实测水流涡角也开始接近0°，喇叭口喉管处进流时均流速分布均匀性偏差指标也降低至1.1%，满足水泵进流水流条件的要求，故推荐采用方案5，即胸墙布置底部高程为－5.3m(h=1.8m)。

6 结论

(1)在循环水泵房正常水位和流量的运行工况下，1、2号循环水泵流道吸水室内的水流流态大体相似，但受2次平面转弯的暗涵进流影响，在1、2号吸水管内均发现水流弯曲上升的螺旋流现象，表明在吸水前池下部主流区存在较强旋度的环流涡。

(2)1、2号循泵吸水喇叭口喉管处时均流速与断面平均流速的相对最大偏差均小于10%的允许范围，但2台泵吸水管内实测涡角均较大，管内存在较强的螺旋流，从而降低了水泵的运行效率，导致水泵运行发生较强振动等危害，不利于水泵的安全、稳定运行。

(3)在流道总体布置形式不变情况下，可采取在吸水室前部布置1道胸墙的整流方式对流道进行优化，通过对不同的胸墙底部高程进行比较、优选，可以使1、2号循环水泵吸水管管内涡角达到0°或接近于0°，基本消除喇叭口附近及吸管内水流的旋转流动，使流速分布均匀。经此优化能较好地满足水泵高效、稳定的运行要求。

［1］山西漳山发电有限责任公司.山西漳山发电厂一期空冷改造项目循环水流道试验报告［Z］.长治市:山西漳山发电有限责任公司，2010.

［2］严敬.工程流体力学［M］.重庆:重庆大学出版社，2007.

［3］DLGJ150—1999火力发电厂循环水泵房进水流道其及布置设计技术规定［S］.北京:中国电力出版社，1999.

［4］赵建钧，程璐.循环水泵房侧向进水流道水力优化设计及模型试验［J］.水利水运工程学报，2009(1):47-51.

［5］李书恒，王念慎.循环水泵房进水流道水力特性试验及研究［J］.华北电力技术，2005(10):5-8.

［6］蒋小欣，李龙，王玲玲，等.双向贯流泵装置特性数值模拟［J］.河海大学学报:自然科学版，2005，33(1):81-84.

［7］王二平，丁泽霖，王婧.新密电厂循环水流道体型优化研究［J］.人民黄河，2008，30(10):84-86.