1钟形进水流道是大型泵站常用的进水流道形式之一。相关文献的数值模拟与试验研究结果表明，钟形进水流道长度、宽度等设计参数在5泵站设计规范6要求的合理范围内选取对流道内流动特性几乎无影响。但是，作为体现钟形流道特点的流道高度（H ）变化却对流动特性有显著影响。从国内外已经建成的钟形流道设计参数看，钟形流道高度取值存在一定差异，例如日本三乡排水泵站H / D= 0. 87、小名木川排水泵站H/ D= 0. 82，湖南坡头泵站H/ D= 1. 43， H、D分别为泵房底板到叶轮中心高度和叶轮直径。钟形进水流道高度是由叶轮中心至水泵底座面（直锥段）高度h 0、喇叭管高度h1及喇叭口悬空高度h 2三部分组成，其中h 0一般由水泵厂家确定，而喇叭口悬空高度h 2的合理确定显得尤为关键。选取喇叭口悬空高作为研究对象，分析其对水泵进口目标函数的影响，以期为流道水力优化提供依据。

　　2研究方案与边界条件

　　钟形进水流道由进口段、吸水室、导水锥及喇叭管等几部分组成。水流由前池进入流道进口段后，经吸水室调整流向喇叭口，再由喇叭管与导水锥之间的环形通道进入水泵进口。流道长度L、宽度B等按规范要求选取， L= 489 mm， B= 306 mm， h 0= 50 mm， h1= 47 mm.

　　为研究悬空高变化对钟形进水流道内流场及水力特性的影响，设计了4种流量（ Q= 90、70、50、30 m3/ h）、6种悬空高h 2（见1）共24种方案组合，分别进行三维湍流数值模拟计算，并对其中h 2= 0. 25、0. 50、0. 75、1. 00 mm方案用五孔探针实测流道出口流速分布以便进行对比验证。

　　1进水流道数值模拟方案方案一方案二方案三方案四方案五方案六流道高度H /mm 196. 3 171. 3 146. 3 121. 3 108. 8 96. 3 H / D 0 1. 96 1. 71 1. 46 1. 21 1. 09 0. 96悬空高度h 2 / mm 120. 0 100. 0 75. 0 50. 0 37. 5 25. 0 h 2 / D 0 1. 20 1. 00 0. 75 0. 50 0. 38 0. 25

　　1）进口边界：进口设置在前池距流道进口足够远处，并设定垂直于进口的平均流速，而进口湍动能和耗散率由k in = 0. 005u in 2， E in = C L k 3/ 2 in / L in确定，式中L in为进口混合长度， L in = 0. 5D， D为进口当量直径。

　　2）出口边界条件：对流道出口适当外延加长，出口边界取在加长段出口断面，速度、湍动能和耗散率采用第二类边界条件。

　　3）固壁条件：壁面速度无滑移，近壁区采用壁面函数。

　　利用Fluent的前处理软件Gambit对钟形进水流道流动区域进行了三维实体造型和网格剖分。

　　计算区域包括进口段、吸水室和出水段；计算区域网格采用贴体坐标，模型中规则部分采用结构化六面体网格，形状复杂的吸水室蜗壳部分采用非结构化四面体网格，近壁区网格进行加密处理。

　　3计算结果与分析

　　3. 1流道基本流态分析

　　数值计算表明，同一悬空高不同流量工况下的速度矢量基本相似。流道内部流动主要分为进口直线段和吸水室二部分。在进口直线段，水流从前池开始逐渐收缩、不断调整流态以便均匀进入吸水室。由于流道内流场边界的约束，流动在水平方向保持流线平行，但在水深方向出现程度不同的弯曲。在吸水段，水流一部分从喇叭管前部直接上升进入水泵，一部分绕至二侧转向喇叭管，还有一部分水流绕流至喇叭管后部进入。各方案中，喇叭口四周水流不均匀，喇叭口下进水侧流速明显大于后壁侧X部，但左右二侧水流基本对称；当h2/ D0较小时，喇叭口下环柱状面积减小，流速增大，惯性作用随之增大，进水侧水流难以较好地沿喇叭管内壁面转向，流层因此出现分离，主流由于无法急骤转向仍沿原方向水平冲向导水锥，在导水锥曲面引导下逐渐改变流向向上，因此喇叭管内沿着导水锥壁面附近流速大，流道出口断面的内环流速明显大于外环流速。随着h2/ D0增大，进水侧喇叭口附近的主流速度方向逐渐得到改善，至h 2/ D0 = 0. 50时，虽出口断面内外侧流速仍不十分均匀，但主流转向调整已非常明显。

　　3. 2流道出口断面目标函数分析

　　为进一步分析各方案对水泵叶轮进口断面流场的影响，根据轴流泵叶轮进口断面理想流态的要求，引入流速分布均匀度和速度加权平均角作为评价目标函数。

　　V H = 1 - 1 u a 6（u ai - u a）2 m @100%（1）

　　= 6 u ai < 90b- arctg（ u ti / u ai）> 6 u ai（2）

　　1）流速分布均匀度分析。根据24种组合方案的数值模拟结果，计算流道出口断面流速分布均匀度V u（式（ 1）），得Vu与h2/ D0关系曲线（ 1）。计算结果表明，各悬空高方案下V u均随流量增加而略有增加，其值变化很小；对于不同的流量， V u随h2/ D 0先增后减的变化规律一致，当h 2 / D 0 < 0. 85时， V u随h 2 / D 0增大而增大，而当h 2 / D 0 > 0. 85之后， V u随h 2 / D 0增大反而减小。

　　2）速度加权平均角分析。根据24种组合方案的数值模拟结果，计算速度加权平均角（式（2） ），得到与h2/ D0关系曲线（2）。由2中可看出，流量对影响很小，但h 2/ D0对速度加权平均角影响明显，h 2 / D 0 = 0. 30时对目标函数极为不利，而当h 2 / D 0 = 0. 75时，速度加权平均角优化*显著；对于不同的流量，随h 2 / D 0先增后减的变化规律相同，当h 2 / D 0 < 0. 75时，随h 2 / D 0增大而增大，而当h 2 / D 0 > 0. 75之后，随h 2 / D 0增大反而减小并趋于平缓。

　　3）试验结果对比分析。为对比验证数值计算结果构建了物理模型试验系统并用透明有机玻璃制作了模型进水流道。试验测试了4种不同悬空高（ h 2= 0. 25、0. 50、0. 75、1. 00 mm）及对应4种流量（Q= 90、70、50、30 m3 / h）工况下的流道出口断面三维流速场，据此计算相应的流速分布均匀度与速度加权平均角，如2所示。

　　2各悬空高方案下流道出口断面目标函数值h 2 / D 0 1. 20（方案一）1. 00（方案二）0. 75（方案三）0. 50（方案四）0. 38（方案五）0. 25（方案六）计算V u（ % ）96. 67 97. 01 97. 02 95. 39 95. 55 92. 78实验V u（ % ）90. 69 90. 11 91. 13 94. 31计算H（b）78. 55 78. 54 78. 84 77. 33 76. 65 73. 33实验H （b）71. 07 66. 79 65. 92 58. 20

　　由2可看出，实验和计算值都随h 2的增加而增加；实验V u与计算Vu当h 2/ D 0在0. 3附近变化趋势略有不同。当h 2 / D 0 > 0. 5以后，数值计算与物理模型试验V u和变化都趋平缓，表明悬空高变化对其影响已不明显，因此可对相关文献推荐值（ h2 = （ 0. 9 1. 0）D 0）取值范围适当前移，这对整体降低流道高度，减少土建工程量从而大大节省工程投资具有重要意义。

　　4结论

　　数值模拟计算揭示了钟形进水流道内流场流态特征及特征断面的速度分布规律，并与物理模型试验结果进行了比较。当h2/ D0> 0. 5以后，流道出口各目标函数值均趋平缓，表明此时悬空高变化影响已不显著，因此，推荐喇叭口悬空高度h 2= （0. 7 0. 8）D0.