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泵站出水流道是水泵导叶出口到泵站出水池之间的过渡管道,其作用是调整高速紊乱的水流，并在低损失下回收动能。虹吸式出水流道的虹吸形成过程是水流将储存在管内的气体排出并充满水管,在驼峰段形成真空。该过程分为水力驱气段、水力挟气段及形成稳定虹吸流段3个阶段1其中水力挟气阶段是虹吸形成过程中最关键的阶段,耗时最长,若水位不满足要求或流量设计过低,该阶段时间将极大延长,甚至无法形成虹吸，已有研究[23发现,虹吸形成水力挟气阶段气团主要位于驼峰段,并且流道内气团大小是影响挟气时间的关键因素之一。李海峰等!研究了真空破坏阀在虹吸式出水流道虹吸形成过程中的启闭状态及流量变化;HOUICHIL等对两种虹吸流道进行了物理试验，确定了其使用范围;BABAEYAN-KOOPAEIK等对设计工程中的溢洪虹吸流道进行了模型优化。总体而言,对高扬程泵站虹吸式出水流道的启停过程研究较少,出水流道内水气变化情况的研究也鲜有涉及。

鉴此,本文基于三维数值模拟方法对高扬程泵站虹吸式流道机组启动过程流场变化进行研究,得出不同水池水位对虹吸形成过程中流场的影响，并研究了虹吸形成过程中管内水气两相变化情况。

模型构建

几何模型

将整体模型分为出水池和流道两部分。流道由进口段、弯管段、上升段、驼峰段、下降段、出口段组成。流道截面为圆形,左下方为人口段,右上方为出水池,流道出口段插入出水池中,有多个弯管段与上升段。流道总长度大于400m，水泵扬程 112.784 m,单泵设计流量 5.6 m'/s,双泵流量为11.2m/s,出水池3种水位分别为最高水位1005.76 m,设计水位1005.05 m,最低水位1 002.52 m,虹吸管顶部管中心高程为1008.07 m。本文主要研究虹吸式出水流道的上升段末端、驼峰段、下降段,以及该区域入口段、出口段的流场变化情况,在驼峰段顶端加设真空破坏阀,见图 1。水泵机组停机时,断流方式为破坏真空,操作简单,机组倒转时间较短;水泵机组启动时,可开真空破坏阀降低扬程,加快出水流道内虹吸的形成。真空阀可以在排出流道内空气后关闭,确保水全部通过出口段进入出水池。

数学模型

流体流动时遵循物理守恒定律,包括质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律,每个守恒定律都有相应的控制方程。本文研究的泵站及其流道在正常运行时流道内的水温不随时间的变化而变化,计算时忽略热交换,不需考虑能量守恒方程。质量守恒方程也称连续性方程式中，

p为微元体上的压力;、t均为粘性力作用在微元体表面上的分量;F:、F，、F:均为外力作用在流体微元体表面上的分量。采用雷诺时均模拟方法计算湍流模型，在Fluent 里使用 k-epsilon 模型。为模拟流道内气液共存现象,计算时选用 VOF两相流模型。

条件设置

使用 Unigraphics NX 进行三维建模,利用Workbench 进行整体化计算,计算使用 Fuent 模块,将模型导入模块后先由mesh 网格划分,再利用 Fuent 边界条件设置，

网格划分

整体使用非结构化网格划分法,对研究段流道进行网格加密。比较分析网格数分别为420X10'450x10480x10510x10540x10个的方案1~5,以最高水位驼峰段平均流速为参考依据,5种网格数对应的平均流速分别为1.223、1.293、1.360、1.423、1.464 m/s。综合考虑计算精度和计算时长,选定网格数为510x10"个的方案4作为本文网格划分数量。

边界条件

计算模型选择 VOF 模型。创建 region 以在初始化时局部划分空气与水区域。真空破坏阀直径为 DN350。

(1)人口条件。人口段为速度型人口,流道入口流量为泵站出口流量,最大为5.6m'/s,管径为2.4 m,最大流速为1.24 m/s。泵站机组启动过程中流量逐渐变化,启动后流量随时间增大直至达到额定值,实现这一变化需要使用 UDF对人口设定函数。

(2)出口条件。设两个出口,流道末端为压力出口,将水及部分空气排出流道、排入出水池;真空阀只排空气,设为空气出口。

(3)计算设置。考虑到流道内两相变化,时间步长设为 0.003 5s,迭代次数 20,计算 300 000步,自动保存频率3000步/次。

2高扬程泵站虹吸式出水流道虹吸形成过程分析

驼峰段流场分析

不同水位虹吸形成时虹吸管驼峰段压力、流速、流线分布见图2。平均压力分别为0.112x10'、-0.118x10'、-1.600x10'Pa(图 2(a)~(c)),平均流度分别为 1.423、1.506、1.255 m/s(图2(d)~(f))。不同水位下压力均匀分布，最小压力均位于驼峰段,最大压力均位于人口与出口部分,出水池的水位变化对最大压力值的影响相对较小,主要影响最小压力值。与最低水位相比,最高、设计水位流速分布更加均匀,可见出水池水位较低会使虹吸段流速分布不均;水位较高对虹吸管整体流速分布影响较小。

断面流场分析

对驼峰段中部经典断面(图1)的流场分布进行分析,该断面既是整个出水流道最高点，也在真空阀正下方。

不同水位虹吸形成时断面压力、流速分布见图3。平均压力分别为一0.717x10'-1.116x10'、-3.008x10'Pa(图3(a)~(c)),平均流速分别为 2.107、2.355、2.008 m/s(图 3(d)~(f))由图 3(a)~(c)可知,该断面压力由上至下逐渐增大,压力基本呈均匀分布,分层明显,在靠近真空阀处局部压力不均。由图3(d)~(f)可知,该断面流速受真空阀影响极大,在真空阀下方形成了与其他区域明显不同的高流速区,可以推测真空阀能在本文工况下水力挟气阶段排出大量气体,对机组启动、虹吸形成过程起到明显的促进作用。并且随着出水池水位的降低，真空阀造成的高速区范围增大,导致该区域流速分布不均。

优化方案

优化计算均在出水池最高水位工况下进行，改变驼峰段底部前后角度,前为角度1，度数为150°;后为角度2,度数为160(图1)。角度2增加 10°为方案 1;角度 1增加 10°为方案 2。

不同方案虹吸形成时虹吸管驼峰段压力、流速、流线分布见图4。平均压力分别为0.703x10'、0.703x10'、0.704x10'Pa(图4(a)~(c)),平均流速分别为 1.429、1.431、1.429 m/s(图4(d)~(f))。由图4可知,3种方案下,虹吸流道流线均顺畅,无明显漩涡,流场分布没有明显差别。由此可见,虹吸段角度改变,仅对虹吸管道流场压力、速度的值带来微小影响。

不同方案虹吸形成时断面压力、流速分布见图5。平均压力分别为-7.244x10-7.289x10:-7.230x10'Pa,平均流速分别为 1.595,1.588、1.603 m/s。优化前方案 1、2 的压力、流速分布一致,平均压力和平均流速的数值大小为方案2>优化前>方案1。在分布上顶部真空破坏阀区域的压力值有明显区别，优化前与方案2最小压力区相似,方案1最小压力区与二者不同;方案2与优化前最值速度区相似,均与方案1最值速度区略微不同。

气液两相流分析

出水池最高水位泵站机组启动过程虹吸管气液两相流变化见图6,该工况虹吸形成时间为504如图6所示,0s时启动过程开始,管内两相流分布;42s时流道内空气已大量减少,原因为启动过程开始后先进行水力驱气阶段,特点是时间短，排气多。42s后进入水力挟气阶段,真空阀开启。水流翻过驼峰段,管内空气被持续压缩,管内压力持续上升,管内空气多被真空阀排出,下降段水体逐渐变得稳定,该阶段约持续430s。此后,绝大多数空气已排出,管内气体以气团形式存在,真空阀关闭,剩余空气只通过水流挟气作用排出,排气速度减缓直至排尽。水力挟气阶段总耗时约460s,最终流道内空气被全部排出。水力挟气阶段后进入虹吸稳定阶段,管内只剩水。启动过程结束，管内变为稳态流动。

高水位启动过程虹吸管气体含量随时间变化见图7。将0s时气体含量设为100%进行数值比较,可以看出,0~42s为水力驱气阶段,管内气体大量减少;之后进入水力挟气阶段,剩余空气排出速度变慢,最终在504s全部排出优化前和方案1、2最高水位虹吸形成时间分别为 504、518、448s,水力驱气、水力挟气阶段持续时间基本按比例变化。虹吸形成所需时间为方案 1>优化前>方案2。因此,角度1增加10°的方案可有效缩短虹吸形成时间。

结论

a.虹吸基本形成时,虹吸管段压力均匀分布，最小压力均位于驼峰段,最大压力均位于人口、出口,出水池的水位变化对最大压力值影响相对较小,主要影响最小压力值。最低水位时,虹吸管下降段水流分布相对杂乱。

b.真空阀在机组启动、虹吸形成过程中水力挟气阶段排出大量气体。在驼峰断面处流速受真空阀影响大,在真空阀下方形成了高流速区。随出水池水位减小,高速区范围增大,使该区域流速分布更不均匀

c.对驼峰段角度进行优化,优化前、方案1、方案2对流场分布影响不大，主要影响虹吸形成时间。3种方案虹吸形成时间分别为504、518、448s,驼峰段前角度增加10,,可有效缩短虹吸形成时间。