《Water》：Numerical Simulation and Model Experiment Research on the Comparative Analysis of Axial-Flow Pump Hydraulic Models for a Large Pump Device
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为探究等nD条件下不同叶轮直径-转速组合对大型立式轴流泵装置水力性能及内部流动的影响，研究人员以ZM63轴流泵水力模型及其立式泵装置为研究对象，根据可选同步电机转速建立了四个nD值近似相等的方案，并结合模型试验与三维稳态数值模拟开展了对比研究。在nD值近似
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为探究等nD条件下不同叶轮直径-转速组合对大型立式轴流泵装置水力性能及内部流动的影响，研究人员以ZM63轴流泵水力模型及其立式泵装置为研究对象，根据可选同步电机转速建立了四个nD值近似相等的方案，并结合模型试验与三维稳态数值模拟开展了对比研究。在nD值近似相等时，四个方案的扬程标度相近；但随着叶轮直径增大、转速降低，运行流量范围及高效区向大流量方向偏移。在相同流量系数下，各方案进水流道、导叶及出水流道的总水力损失差异约在2.5%以内。然而，虹吸式出水流道内部局部流动存在显著差异，增大叶轮直径并降低转速可减小弯曲驼峰段低速区。在Q = 30 m3/s、H = 4.7 m的共同目标工况下，通过调整叶片安放角使所有方案满足相同设计要求。方案1获得最高泵装置效率79.81%及最低轴功率1720 kW，表明直径增大与转速降低并不会导致效率单调提升。相比之下，方案4的出水流道损失较方案2降低约30.1%，其叶片吸力面压力分布更为平顺，局部低压程度得到缓解，表明下游流动匹配性改善且局部低压安全裕度更大，而详细空化性能需另行评估。结果表明，等nD值并不能保证泵装置整体水力性能一致。总体而言，直径增大结合转速降低具有有利的水力行为，但工程选型应基于效率、功率需求、水力匹配及空化风险的综合评估。
论文解读
一、研究背景与问题
轴流泵具有大流量、低扬程的特点，广泛应用于农业灌溉、调水及防洪排涝工程。泵站工程选型中，需根据设计流量、设计扬程及运行扬程范围综合确定水力模型、叶片安放角、叶轮直径及转速，以保证泵装置在主要运行工况下具有良好的能量性能。对于大型泵站，初步选型通常需通过模型试验或数值模拟验证泵与进、出水流道之间的匹配性能。
已有研究主要集中于不同水力模型的对比选型，或在给定设计流量下不同nD值的直径放大-转速降低方案，而对同一水力模型在nD值近似相等条件下不同叶轮直径-转速组合的泵装置性能差异研究较少。工程实际中，泵转速受同步电机转速限制，同一水力模型可能产生多个nD值相近但叶轮直径与转速不同的选型方案。尽管这些方案的叶轮圆周速度及理论扬程标度基本接近，但其流量标度、过流面积及叶轮与导叶的匹配状态并不完全相同，装置效率与内部流动仍可能存在差异。
二、研究内容与结论
针对上述问题，研究人员以ZM63轴流泵水力模型及其立式泵装置为研究对象，根据同步电机可选转速确定了四个nD值近似相等的叶轮直径-转速方案，结合模型试验与三维稳态数值模拟开展对比研究。研究结果表明：在nD值近似相等时，四个方案扬程标度相近，但随着叶轮直径增大、转速降低，运行流量范围及高效区向大流量方向偏移；在相同流量系数下，各方案进水流道、导叶及出水流道的总水力损失差异约在2.5%以内，但虹吸式出水流道内部局部流动差异显著；在共同目标工况Q = 30 m3/s、H = 4.7 m下，方案1获得最高泵装置效率79.81%及最低轴功率1720 kW，方案4的出水流道损失较方案2降低约30.1%，其叶片吸力面压力分布更平顺，局部低压程度缓解。研究证实等nD值不能保证泵装置整体水力性能一致，直径放大结合转速降低可改善下游流动匹配并缓解局部低压，但工程选型需综合评估效率、功率、水力匹配及空化风险。该研究为大型低扬程轴流泵站在既有水力模型适配不同运行需求时的选型提供了参考。
三、关键技术方法
研究人员采用的主要技术方法包括：建立包含进水流道、叶轮、导叶及出水流道的全流道三维计算模型；采用基于雷诺平均纳维-斯托克斯方程（RANS）的稳态数值模拟方法，选用SST k–ω湍流模型；采用ANSYS 19.2 ICEM CFD与TurboGrid进行网格划分，叶轮与导叶区域采用结构化六面体网格，进、出水流道采用非结构化四面体网格，并进行网格无关性验证；通过模型试验验证数值模拟可靠性，模型叶轮直径0.3 m，与原型叶轮直径3.0 m对应1:10比例，试验转速保持1250 r/min，试验台综合不确定度不大于±0.327%。
四、研究结果
4.1 不同nD值方案的确定
根据ZM63模型综合特性曲线，叶片安放角从?6°调整至+6°时，等开度线整体向大流量方向偏移，但高效区较为集中，最大效率约74%，主要分布在流量约220–250 L/s、扬程4.0–4.6 m的局部范围内。仅靠改变叶片安放角难以在宽扬程范围内同时满足泵站流量、效率及空化性能要求，需通过转速与叶轮直径组合进一步优化运行性能。研究人员以nD = 375为控制条件，根据可选同步转速115.4、120、125、136.4 r/min确定四个方案。无量纲分析表明，等nD条件下圆周速度近似不变，雷诺数随叶轮直径增大而增大，基于转频的斯特劳哈尔数保持恒定，因此水力性能差异不能仅归因于无量纲转频变化。
4.2 泵装置性能对比
全流道数值计算显示，四个方案扬程均随流量增大而降低，变化规律基本一致。随着叶轮直径增大、转速降低，性能曲线逐渐向大流量方向偏移。方案2采用缩径增速组合，流量能力最小；方案3和方案4采用放大直径降低转速组合，流量能力显著提高。轴功率方面，四个方案均随流量增大而降低，同一流量下方案4轴功率普遍较高，方案2最低。水力损失统计表明，进水流道损失相对较小，导叶损失与出水流道损失对运行流量更敏感，构成泵装置总水力损失的主要部分，等nD条件下各方案水力性能差异主要集中在叶轮下游的导叶与出水流道区域。
4.3 相似工况下内部流动特性
以等流量系数定义相似工况，以方案1为基准选取Q = 24、30、36 m3/s分别代表低流量、设计及高流量工况。在相同相似工况下，四个方案静止过流部件总水力损失差异小于约2.5%，表明nD近似相等时过流尺度变化对总体损失水平影响有限。出水流道速度分布显示，各方案整体分布相似，主要差异集中在虹吸驼峰弯曲过渡区。方案2低速区最大并向下游弯曲下降段延伸，方案4局部低速区最小、速度分布相对均匀，低速区范围按方案2、方案1、方案3、方案4的顺序递减。这表明增大叶轮直径并降低转速可减小虹吸驼峰附近弯曲区局部低速区，改善进入下降段的速度分布。
4.4 相同流量与扬程下泵系统内部流动对比
在Q = 30 m3/s、H = 4.7 m共同目标工况下，通过调整叶片安放角使四个方案均满足设计要求，方案1–4的叶片安放角调整量分别为0°、?7.2°、+0.6°、+5.3°。方案1获得最高泵装置效率79.81%及最低轴功率1720 kW，方案4效率77.40%、轴功率1787 kW，方案3与方案2效率分别为75.40%和74.78%。相对方案1，方案2、3、4轴功率分别增加约7.5%、6.6%、3.9%。损失分布方面，方案2进水流道损失0.095 m、出水流道损失0.512 m，均高于其他方案；方案3与方案4进水流道损失降至0.052和0.043 m，出水流道损失降至0.399和0.358 m，方案4出水流道损失较方案2降低约30.1%。叶片表面压力分布显示，方案2压力面整体压力水平较低，吸力面存在大面积低压区及径向带状低压区，压力分布非均匀性明显；方案4吸力面以青色范围为主，深蓝色低压区显著减小，压力分布相对均匀。90%叶展弦向压力分布表明，方案2吸力面整体压力最低，低压区范围较长，局部空化风险较高；方案3与方案4弦向压力变化较平顺，低压程度缓解。叶片吸力面最小绝对压力分别为34.25、6.10、58.18、63.79 kPa，方案2仅比25 °C水的饱和蒸气压3.17 kPa高出约2.93 kPa，方案4则高出约60.62 kPa。
五、结论
研究得出以下主要结论：第一，nD值维持近似相等时，不同叶轮直径与转速组合产生基本相同的扬程标度，但泵装置流量范围、高效区位置及功率特性差异显著，增大叶轮直径并降低转速使性能曲线向大流量偏移，流量处理能力增强。第二，各方案水力性能差异主要集中于叶轮出口及下游过流部件，相同流量系数下静止部件总水力损失差异有限，但放大直径降低转速可减小虹吸驼峰附近弯曲区低速区，改善叶轮出口与导叶进口的匹配。第三，在共同设计工况下，方案4出水流道损失较方案2降低约30.1%，吸力面最小绝对压力为63.79 kPa，较方案2的6.10 kPa显著提高，表明直径放大结合转速降低可改善下游水力匹配并缓解局部低压，降低空化敏感性，但效率并非单调提升。第四，工程选型不应仅依赖nD值简单换算，应综合评估运行扬程、设计流量、电机转速约束及叶轮-导叶-流道整体水力匹配。第五，无量纲分析表明保持nD近似恒定保留了特征圆周速度与扬程标度，但不能保证完全动力相似，水力性能差异应归因于黏性尺度效应、局部流动再分布及过流部件水力匹配的综合影响。研究结果为大型泵站改造及新建工程选型提供了参考，该方法可推广至其他大型低扬程轴流泵系统。需要指出，转子-定子相互作用对压力脉动、瞬态涡动力学及流致结构振动的影响尚未明确研究，未来将开展非定常数值模拟、压力脉动测量及结构动力学分析以进一步评估大型轴流泵机组运行安全性。
