引射吸水室離心泵的數值模擬與實驗

牟介剛，王榮，谷云慶，吳登昊，鄭水華，林玲

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引射吸水室離心泵的數值模擬與實驗

牟介剛1, 2，王榮1, 2，谷云慶1, 2，吳登昊1, 2，鄭水華1, 2，林玲1, 2

(1. 浙江工業大學機械工程學院，浙江杭州，310014；2. 浙江工業大學過程裝備及其再制造教育部工程研究中心，浙江杭州，310014)

為了提高離心泵的汽蝕性能，基于噴射原理，以IS100?80?160離心泵為研究對象，通過設計不同噴射管數及引流管徑的引射吸水室，采用RNG?湍流模型對離心泵內部流場進行數值模擬。為了驗證數值計算結果的準確性，通過離心泵閉式性能實驗臺對帶有不同引射吸水室結構的模型泵進行性能實驗。研究結果表明：隨著噴射管數的增多，泵汽蝕余量先減小后增大，揚程和效率略有下降，當8個噴射管均布時，引射吸水室的增壓效果最好，泵汽蝕性能改善效果顯著；隨著引流管徑的增大，泵汽蝕余量先減小后增大，當引流管徑為17 mm時泵汽蝕余量最小，揚程和效率與引流管徑成反向變化趨勢；實驗結果與數值計算結果具有較好的一致性，泵汽蝕余量的最大差值為0.19 m。

引射吸水室；噴射管數；引流管徑；數值模擬

汽蝕破壞經常導致離心泵駐車檢修或停止運行，是降低水力機械運行可靠性和使用壽命的最主要原因之一[1?3]。ASKEW[4]通過分析汽蝕機理及工程應用中的汽蝕現象，指出在離心泵的設計階段可運用工程實踐中解決汽蝕的方法，以提出初生汽蝕能力。NWAOHA[5]分析了汽蝕的多種成因，指出了在不同的損失模式下防止和改善汽蝕的方法。DUPLLA等[6]研究了泵在快速啟動階段不同類型的瞬態流動特征，通過測量流量、入口和出口壓力以及扭矩等參數，指出泵在快速啟動過程中也會產生汽蝕。STOPA等[7]運用負載轉矩特征分析工具，通過電機產生的電信號來計算泵產生的力矩、頻率等，以確定泵汽蝕的發生程度。NASIRI等[8]基于神經網絡系統，運用振動分析和實驗的方法分別對離心泵的汽蝕發展和汽蝕后樣進行了研究，提出了一種用于離心泵狀態監控的智能系統。唐飛等[9]針對某型號液體火箭發動機離心泵所發生的汽蝕問題，對泵環形入口殼體和誘導輪進行汽蝕性能研究，分析各部件對誘導輪汽蝕性能的影響，發現誘導輪及環形入口殼體內流場的不對稱性會降低誘導輪的汽蝕性能。王秀禮等[10]采用全汽蝕模型且不考慮水中溶解性氣體對汽蝕的影響，通過CFX軟件對離心泵葉輪流道內汽蝕過渡過程進行了數值模擬計算，分析了離心泵汽蝕過渡過程的瞬態水力特性。引射技術[11?12]在國民經濟的多個領域應用廣泛。吳昱等[13]通過理論分析和實驗研究指出，將離心泵出口的少許高能流體引流到入口可以提高汽蝕性能，并針對環形噴嘴的引射裝置確定了部分設計參數。崔寶玲等[14]通過實驗研究表明，不同的引流流量對引射吸水室離心泵的汽蝕性能有較大影響。盡管目前已有一些引射吸水室改善離心泵汽蝕性能的研究成果[15?18]，但對于引流管徑和噴射管數等結構參數的確定方法還不成熟，并且沒有充分研究引射吸水室對離心泵整體性能的影響。因此，本文作者采用數值模擬與實驗驗證相結合的方法，研究引流管徑和噴射管數對離心泵性能的綜合影響，確定引流管徑及噴射管數的最優組合，以便為低汽蝕離心泵引射吸水室結構設計提供一定的工程設計參考。

1 計算模型與數值方法

1.1 計算模型

引射吸水室離心泵是指在泵出口處增置1根引流管，通過引流作用將壓水室的少量高壓液體引回至吸水室入口處以提高入口液體壓力的新型吸水室離心泵，其結構示意圖如圖1所示。引回的高壓液體在入口處的混合區域通過噴射管的噴射作用與低壓液體匯集后，通過流體質點之間的相互碰撞傳遞能量，并隨著流動的連續最終提高泵入口處液體的壓力，減小泵入口前后兩側的壓力差，進而降低泵汽蝕余量。其中，引射吸水室的重要參數有噴射管數和引流管徑，直接影響引回液體流量。

(a) 吸水室整體示意；(b) 噴射管均布器剖面示意1—進水管；2—吸水室；3—引流管；4—流量調節閥；5—出水管；6—蝸殼；7—噴射管均布器；8—噴射管；9—葉輪。

選取IS100?80?160單級單吸離心泵為研究對象，其基本水力性能設計參數為：流量=100 m3/h，揚程=32 m，效率=78%，轉速=2 900 r/min，汽蝕余量為4 m。數值計算方案為：1) 在=15 mm的基礎上，分別選擇=4，8，12和16個的不同噴射管數，以研究不同噴射管數對離心泵水力性能及汽蝕性能的影響；2) 在=8個的基礎上，分別選擇=10，20，25和30 mm的不同引流管徑，以研究引流管徑對離心泵水力性能及汽蝕性能的影響。應用CFX對不同方案下模型泵的，以及汽蝕余量進行數值模擬，分析不同結構形式的引射吸水室對離心泵性能的影響，確定最優的和。

1.2 控制方程

流體流動過程中應滿足連續性方程和動量守恒方程。針對高雷諾數流動問題，RNG?湍流模型可以更好地處理高應變率及流線彎曲程度較大的流動。此外，對于汽蝕的數值模擬問題，還應采用簡化的Rayleigh?Plesset方程建立空化模型描述氣泡的發育和潰滅。上述幾類方程形式較統一，其具體形式可參照文獻[19?20]。

1.3 網格劃分

對計算流體域進行分塊化網格劃分。進水管、吸水室、回流管和出水管采用結構化網格，葉輪、蝸殼及噴射管均布器的流道復雜、扭曲程度較高，采用非結構化網格。為防止網格畸形，采用四面體與六面體網格共用，并對隔舌進行局部加密處理。各區域網格在交界面上點對點搭接，在保證方便處理的同時可保證方程守恒。兼顧計算機資源及計算速度，選取6組不同網格個數的實驗組進行網格無關性分析，通過比較揚程和效率隨著網格數量的變化情況來確定合適的計算網格個數，計算結果如表1所示。

表1 網格數與和的關系

Table 1 Relationship among number of grids andand

由表1可知：當網格個數大于117萬之后，揚程和效率隨著網格個數變化的波動較小，故選定模型泵的計算單元總個數為1 170 823。

1.4 邊界條件

計算介質為25 ℃的清水和空氣，汽化壓力v=3.574 kPa；參考壓力設為0 Pa，氣泡的平均直徑為2×10?6 m；收斂精度為10?4；采用無滑移固壁邊界；進口邊界條件采用總壓進口，分別選取=80，60，40，30，26及20 kPa進行定常數值計算，并以揚程下降3%下所對應的入口壓力作為汽蝕余量計算值PSHr，計算公式為

式中：為重力加速度。

氣體的體積分數設為0，液體的體積分數設為1；出口邊界條件為質量流量出口，其值為27.78 kg/s。

2 計算結果分析

2.1 噴射管數對離心泵性能的影響

為了分析不同對離心泵性能的影響，通過不斷降低，計算不同下揚程下降3%所對應的以確定汽蝕余量。汽蝕余量與的對應關系如圖2(a)所示，圖2(b)所示為離心泵發生汽蝕時，不同對和的影響。由圖2可知：隨著的增大，汽蝕余量先減小后增大。當8個噴射管沿均布器周向均布時，汽蝕余量達到極小值2.46 m，與原模型泵的設計汽蝕余量 4 m相比顯著降低了1.54 m，此時泵汽蝕性能最佳，和較高。當大于8個時，汽蝕余量開始逐漸增大且增大的幅度變大，和逐漸降低。這是由于增多后，引回的高能液體流量增加，在吸水室和管路中的水力損失、沖擊損失等增大。因此，過多，會造成和下降，泵汽蝕性能惡化，最佳=8個。

(a) 汽蝕余量與m的關系；(b) H和η與m的關系

為了進一步分析對離心泵汽蝕性能的影響，通過定常計算發現當入口壓力為26 kPa時，不同的離心泵均已發生嚴重汽蝕，故選取26 kPa下不同的離心泵葉輪內部壓力場和氣泡體積分布作為分析對象。圖3和圖4所示分別為不同時葉輪中截面的氣泡體積分布云圖及靜壓云圖。由圖3和圖4可知：氣泡只在葉輪進口背葉面很小的區域內產生和潰滅。隨著的增多，同一半徑處的靜壓及葉輪進口低壓區域的面積先減小后增大，當=8個時，靜壓達到最大，低壓區域面積最小，引射吸水室的增壓效果最好，泵的汽蝕性能最佳。同時，氣泡體積分數在葉輪流道內沿葉片工作面逐漸降低，在葉輪進口葉片背面處最大，不同的葉輪中截面氣泡體積分布趨勢一致。隨著的增加，葉輪流道產生氣泡的區域面積先變小后變大，當=8個時，葉輪流道產生氣泡的區域和氣泡體積分數最小。不同時的同一半徑處，氣泡體積分數先減小后增大，當=16個時，氣泡幾乎堵塞了葉輪進口流道，造成離心泵性能下降。

m/個：(a) 4；(b)8；(c)12；(d)16

m/個：(a) 4；(b)8；(c)12；(d)16

2.2 引流管徑對離心泵性能的影響

為了分析不同對離心泵性能的影響，通過不斷降低入口壓力，計算不同下揚程下降3%所對應的以確定汽蝕余量。汽蝕余量與的對應關系如圖5(a)所示，圖5(b)所示為離心泵發生汽蝕時，對和的影響。由圖5可知：隨著增大，汽蝕余量呈先減小后增大的趨勢；當＜15 mm時，其減小的幅度大于＞20 mm時增大的幅度；當較小時，和較高，離心泵的汽蝕性能隨著引回流量的增大改善效果明顯；當=17 mm左右時，汽蝕余量達到了最小值，此時泵汽蝕性能最佳；當＞20 mm時，繼續增大時引回流量增大，汽蝕余量緩慢增大但和下降幅度變大，離心泵水力性能變差。預期認為，引流的流量越大，增壓效果和汽蝕性能就越好。而數值模擬的結果表明，汽蝕余量隨引回流量的增大先減小后增大，和持續下降且下降的幅度逐漸變大。這是由于葉輪入口的流動狀態對離心泵性能有較大影響，引回流量增大到一定程度后，高壓流體的消耗量過多，會擾亂葉輪入口的液流流動狀態，引起吸水室內部產生漩渦、回流等，水力損失加大。因此，的合理范圍為15~20 mm。

(a) 汽蝕余量與d的關系；(b) H和η與d的關系

同理，為了進一步分析不同對離心泵汽蝕性能的影響，選取26 kPa下不同的離心泵葉輪內部壓力場和氣泡體積分布作為分析對象。圖6和圖7所示分別為不同時葉輪中截面的氣泡體積分布云圖及靜壓云圖。由圖6和圖7可知：引回液體的流量對引射吸水室的增壓效果有較大影響。當較小時，葉輪流道的靜壓增大效果明顯，低壓區域面積較小；隨著的增大，葉輪進口低壓區域面積逐漸變大，同一半徑處的靜壓呈先增大后逐漸降低的趨勢，泵的汽蝕性能由優變差，表明引流液體的流量并非越大越好；葉輪流道產生氣泡的區域面積隨著的增大先變小后變大，當=20 mm左右時，氣泡區域面積和氣泡體積分數最小；同一半徑處的氣泡體積分數隨著的增大先變小后變大，證實了引回液體的流量并非越大越好；過大時引回流量過多，擾亂了葉輪進口原來的液體流動狀態，引起離心泵汽蝕加劇，性能下降。

d/mm：(a) 10；(b) 20；(c) 25；(d) 30

d/mm：(a) 10；(b) 20；(c) 25；(d) 30

3 實驗研究

實驗通過浙江水泵總廠有限公司的閉式實驗臺完成。該公司的閉式實驗臺具有應用廣泛、精度較高等特點。實驗時通過流量調節閥控制流量以控制的大小，分別取為15 mm，為4，8，12和16個，為10，20和25 mm，為8個，以常溫清水為介質進行實驗。實驗進行8次，數據取8次實驗的平均值。

圖8所示為不同時實驗均值曲線與數值模擬曲線的對比。由圖8可知：隨著的增多，實驗的汽蝕余量值先減小后增大，和逐漸降低，與數值模擬結果的變化總趨勢一致。其中，汽蝕余量實驗值與預測值的差值范圍為0.13~0.17 m，最大偏差為6.9%，發生在=8個處。的差值范圍為1.89~2.35 m，最大偏差為7.04%，發生在=16個處。的差值范圍為0.98%~2.06%；當=16個時，的最大偏差為2.68%。

(a) 汽蝕余量與m的關系；(b) H和η與m的關系

圖9所示為不同時實驗均值曲線與數值模擬曲線的對比。由圖9可知：隨著引流管徑的增大，汽蝕余量的實驗結果與數值模擬結果均呈先減小后增大的趨勢，和逐漸減小。不同時汽蝕余量實驗值與數值模擬值的差值范圍為0.12~0.19 m，最大偏差為7.71%，發生在25 mm處。的差值范圍為1.92~ 2.58 m，的差值范圍為0.76%~2.21%；當25 mm時，和的最大偏差分別為7.72%和2.85%。在= 8個和=15 mm時，實驗值的汽蝕余量為2.63 m，=31.56 m，=76.59%；數值模擬值的汽蝕余量為 2.46 m，=33.59 m，=77.83%。實驗與數值模擬的汽蝕余量偏差為6.91%，和的偏差分別為6.04%和1.59%，均在允許的偏差范圍之內，驗證了數值模擬的準確性。

(a) 汽蝕余量與d的關系；(b) H和η與d的關系

由圖8及圖9可知：在設計工況下，實驗結果的汽蝕余量高于數值模擬值，和略低于數值模擬值，這是因為數值模擬時簡化了計算模型，忽略了過流部件的粗糙度等因素。此外，實驗也可能受環境條件和人工誤差、設備誤差等因素的影響。綜上所述，汽蝕余量、揚程與相率的模擬值與實驗值的偏差為2.68%~7.72%，在允許的偏差范圍以內，驗證了數值模擬的準確性。

4 結論

1) 引射吸水室可有效改善離心泵汽蝕性能；隨著噴射管數的增多，泵汽蝕余量先減小后增大，揚程和效率輕微下降；8個噴射管沿均勻分布器周向均布時，葉輪中截面靜壓最大，低壓區域面積和氣泡體積分數最小，引射吸水室的增壓效果最好，泵汽蝕性能最佳。

2) 隨著引流管徑的增大，泵汽蝕性能由優變差，揚程和效率有所下降；引流管徑為15~20 mm時，葉輪流道的靜壓增大效果顯著，產生氣泡的區域面積和氣泡體積分數較小；8個噴射管均布與引流管徑為 15 mm時，泵汽蝕余量降低34.25%。

3) 在設計工況下，揚程、效率以及汽蝕余量的實驗值與數值模擬結果的變化趨勢相吻合；揚程和效率的最大偏差分別為7.72%和2.85%，汽蝕余量的最大偏差為7.71%，數值模擬結果具有一定的指導意義。

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(編輯 劉錦偉)

Numerical simulation and experimental study on injector suction chamber of centrifugal pumps

MOU Jiegang1,2, WANG Rong1,2, GU Yunqing1,2, WU Denghao1,2, ZHENG Shuihua1,2, LIN Ling1,2

(1. School of Mechanical Engineering, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China;2. Engineering Research Center of Process Equipment and Its Remanufacture, Ministry of Education,Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China)

To improve the cavitation performance of centrifugal pumps, the centrifugal pump IS100?80?160 was taken as a research subject based on the jet principle by designing the injector suction chamber with different numbers of injection tubes and different diameters of return pipe. And the numerical simulationwas performed to study the internal flow field of centrifugal pump based on RNG?turbulence model. In order to verify the accuracy of numerical simulation results, the experiments were done by taking model pumps with different injector suction chamber structures in closed performance test-bed for centrifugal pumps.The results show that the centrifugal pump net positive suction head decreases first and then increases, and the head and efficiency decrease slightly. The injector suction chamber pressurizes best and pump cavitation performance is significantly improved when 8 injection tubes evenly distribute. With the increase of the diameter of return pipe, centrifugal pump net positive suction head initially decreases and then increases and reaches the minimum when the diameter of return pipe equals 17 mm, and the head and efficiency vary reversely with the diameter of return pipe. The experimental results match consistently with numerical results, and the maximum deviation of net positive suction head is 0.19 m.

injector suction chamber; number of injection tube; diameter of return pipe; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.013

TH311

A

1672?7207(2016)06?1916?08

2015?06?21；

2015?08?02

國家自然科學基金資助項目(51476144，51305399)；浙江省自然科學基金資助項目(LQ15E050005，LQ15E090004) (Projects(51476144, 51305399) supported by the National Natural Science of Foundation China; Projects(LQ15E050005, LQ15E090004) supported by the Natural Science Foundation of Zhejiang Province)

谷云慶，講師，從事葉片泵的流場理論及減阻技術；E-mail：guyunqing@zjut.edu.cn