環形噴嘴寬度對高速誘導輪空化特性的影響

趙偉國，強歡歡，李興國

1.蘭州理工大學 能源與動力工程學院，蘭州 730050

2.蘭州理工大學 甘肅省流體機械及系統重點實驗室，蘭州 730050

高速離心泵廣泛應用于航空航天，石油化工和化學工業等領域，其在運行過程中很容易發生空化現象［1］，空化會導致泵性能下降以及水力部件被空蝕破壞等諸多危害。對于高速離心泵的空化問題，設計者常常通過增設前置誘導輪來防止其發生空化，但誘導輪內的空化現象仍然會造成葉片表面損傷、噪聲增大和空腔不穩定性等嚴重后果，嚴重威脅泵的結構完整性和性能［2-4］。因此，國內外學者對誘導輪以及泵的空化等性能做了諸多研究。

Yoon 等［5］提出了一種基于高速可視化的誘導輪空化不穩定性的檢測方法，研究發現該方法可以利用像素灰度值識別各類空化不穩定性。熊英華等［6］基于代理模型的整體敏感度分析方法，分析了誘導輪出口安放角和葉輪進口安放角對燃油泵空化特性的影響，研究發現葉片安放角對泵外特性影響較小，對泵空化性能影響較大。Guo 等［7］研究發現誘導輪的葉片前緣形狀、葉片數、葉頂間隙、輪轂形狀等參數對泵的空化性能有重要影響。Yan 等［8］研究了均勻入流和非均勻入流對誘導輪空化特性的影響，研究發現不同入流條件對誘導輪水力性能影響不大，但均勻入流的空化性能優于非均勻入流。Fu 等［9］采用試驗和數值計算結合研究了有無誘導輪的渦輪泵在不同工況和不同溫度下的空化性能。Hong 等［10］以液體火箭發動機渦輪泵為研究對象，通過試驗測試發現誘導輪對泵的揚程和效率影響不大，對空化性能影響較大。Wang 等［11］通過新開發的試驗裝置研究了渦輪泵的誘導輪空化特性與熱效應的關系。郭曉梅等［12］以高速誘導輪離心泵為研究對象，對前置不同形式誘導輪的高速離心泵空化特性進行了研究。Fan 等［13］通過建立理論預測模型和一維分析模型對低溫泵空化性能和不穩定性進行了研究。程效銳等［14］提出了用環形槽來改善誘導輪空化性能，研究發現當環形槽處于誘導輪上游時能吸收葉尖泄漏渦抑制空化發生。Jiang 等［15］對有無環形射流誘導輪的高速離心泵空化性能進行了研究，發現加環形射流裝置和誘導輪后，離心泵空化性能得到了明顯提升。Gu 等［16］研究了不同壓力射流對離心泵空化性能和水力性能的影響，發現高壓射流能改善其空化性能，但是會導致揚程略有下降。王文廷等［17］針對某高速誘導輪提出了縫隙誘導輪，研究發現縫隙誘導輪能提升泵在小流量工況下的空化性能從而使泵穩定工作的工況范圍變寬。康亞卓等［18］研究了液體火箭發動機誘導輪非定常空化特征以及壓力脈動特征，發現空泡集中在葉片前緣和葉片進口輪緣處且形態隨時間不斷變化，回流渦空化旋轉方向與誘導輪旋轉方向一致。楊寶鋒等［19］以液體火箭發動機推進劑泵為研究對象，研究了誘導輪與離心輪的周向匹配對泵外特性以及壓力脈動特性的影響。

基于以上諸多研究發現，國內外學者通過數值計算和試驗的手段，研究了大量誘導輪自身空化的演變規律以及誘導輪結構和幾何參數對其空化特性的影響，但對借助高壓射流裝置來改善誘導輪空化性能的研究較少，且暫未發現通過口環引流裝置來改善誘導輪空化特性的相關研究。鑒于此，本文旨在設計1 種口環引流裝置，通過借用口環間隙，引射葉輪出口高壓流體到高速誘導輪進口區域，提高高速誘導輪進口區域壓力防止渦空化，且引射高壓流體能夠有效阻止高速誘導輪葉頂間隙回流泄漏流，從而達到改善高速誘導輪空化性能的目的。此裝置有望為提高高速誘導輪的空化特性提供一定參考和思路。

1 計算模型與網格劃分

1.1 計算模型

本文研究對象為前置誘導輪的高速離心泵，研究對象（前置誘導輪的高速離心泵）示意圖如圖1所示，其主要設計參數為：流量Qv=8.48 m3/h，揚程H=580 m，轉速n=31 590 r/min，比轉速ns=47。

圖1 高速離心泵示意圖Fig.1 Schematic diagram of high-speed centrifugal pump

高速誘導輪主要幾何參數為：輪緣直徑D1=40 mm、輪轂長度L=32 mm、輪緣軸向長度Ly=22 mm、輪轂軸向長度Lh=28 mm、輪轂前緣圓頭半徑R=5 mm、輪轂后緣直徑D2=18 mm、葉頂間隙δ=0.3 mm、葉片數Z=3。高速誘導輪軸面圖和平面投影見圖2。

圖2 誘導輪軸面投影圖和平面投影Fig.2 Axial plane projection and plane projection of inducer

1.2 計算域網格劃分

本研究計算域采用Gambit 軟件進行網格劃分，網格采用適應性較好的非結構化四面體網格，計算域包括誘導輪、誘導輪葉頂間隙、葉輪、前口環、壓水室等。針對不同水力部件采用不同網格尺度進行網格劃分，其中誘導輪葉頂間隙和前口環由于環面徑向（厚度）尺寸過小，采用分層網格劃分，通過控制間隙徑向（厚度）和周向網格節點數以達到數值計算精度的同時可以有效控制網格數量。為保證數值計算的精度，通過不斷調整主要水力部件網格尺度進行網格無關性驗證，發現泵的揚程和效率均隨網格數增加略有增加，當網格數達到一定數量時，揚程和效率逐步趨于穩定，最終確定P2方案網格數進行本文后續數值計算。主要水力部件網格示意圖見圖3，網格無關性驗證主要方案及主要水力部件詳細網格數見表1。

表1 網格無關性驗證及主要水力部件詳細網格數Table 1 Grid independence verification and detailed grid number of main hydraulic components

圖3 主要水力部件網格示意圖Fig.3 Schematic diagram of main hydraulic components grid

2 方案設計

為研究口環引流裝置環形噴嘴寬度對高速誘導輪空化性能的影響，將環形噴嘴布置在誘導輪葉片進口邊輪緣處，保證環形噴嘴靠近誘導輪側與誘導輪前緣軸向距離為0 mm，其中噴嘴為環形，前口環間隙為0.15 mm，環形引流擴散段擴散角為2.5°，進口直徑為40.6 mm，葉輪中心到環形噴嘴內側距離為45 mm。在此基礎上定義環形噴嘴寬度為Bi，并設計5 種方案分別為Bi=1 mm，3 mm，5 mm，7 mm 和9 mm，其中i=1，2，3，4，5。B0為無口環引流裝置的原始方案，口環引流方案設計示意圖見圖4。

圖4 口環引流方案設計示意圖Fig.4 Schematic diagram of wear-ring drainage scheme design

為了便于給工程設計提供參考，本文引入寬徑比λ來表征口環引流裝置環形噴嘴寬度大小，不同方案對應寬徑比見表2。寬徑比λ定義為

表2 不同方案的寬徑比λTable 2 Width diameter ratio λ of different schemes

式中：Bi為環形噴嘴寬度，mm；Dj為高速離心泵進口直徑，mm。

3 數值計算方法及邊界條件設置

3.1 控制方程

將該高速離心泵內部流動視為三維、不可壓縮的定常流動，控制方程采用質量守恒方程（連續性方程）和基于RANS（雷諾時均）的動量守恒方程［20］。

質量守恒方程為

動量守恒方程為

式中：ρ為流體密度；xi、xj為坐標分量；ui、uj為平均相對速度分量；μe為有效黏性系數；p為壓強；Si為廣義源項；t為時間項。

3.2 空化模型

空化模型采用基于Rayleigh-Plesset 方程的Zwart-Gerber-Belamri 模型，該模型對氣化過程的質量輸運進行了修正，能夠更精準地模擬空泡的產生、發展和潰滅等一系列復雜過程［21］。

假定系統中所有空泡的大小都相同，蒸發質量傳輸率表示為

式中：Re和Rc為2 種情況的蒸發質量傳輸率；αv為氣相體積分數；ρv為氣相密度；ρ1為流體介質密度；Pv為飽和蒸汽壓力；P為流場某處壓力；αnuc為空化核子的體積分數，取5×10-4；RB為空泡半徑，取1×10-6；Fvap為蒸發系數，取50；Fcond為凝結系數，取0.01；蒸發系數與凝結系數為2 個經驗校正系數［22］。

3.3 湍流模型

本研究采用RNG（重整化群）k-ε湍流模型，該模型修正了湍動黏度，考慮了泵中速度和環量分布對回流抑制的影響，改進了標準k-ε模型在處理高應變及彎曲流線流動時產生的失真現象，從而使數值模擬計算的精度更高［23］。

3.4 邊界條件設置

本研究計算域模型采用ANSYS CFX-15.0進行數值模擬計算，工作介質為25 ℃清水，密度為998 kg/m3，飽和蒸汽壓為3.169 kPa，設置殘差精度為10-5，進口設置為總壓進口，出口設置為質量流量出口。空化計算時采用兩相介質，兩相介質分別為液相和氣相，其中液相介質與單相定常計算時的介質相同，氣相介質為水蒸氣，進口液相體積分數和氣相體積分數分別設置為1 和0，進口段與誘導輪等動靜交界面設為凍結轉子法（Frozen Rotor）。在額定工況下，對不同設計方案進行單相定常數值計算，以單相定常數值計算下的收斂結果作為空化狀態計算的初始值，通過逐漸降低進口總壓，使高速離心泵內部發生空化，從而觀察空化發展整個過程。

4 數值計算與試驗對比

為方便對比和表述不同壓力進口下不同方案高速離心泵的空化性能，在此采用空化數σ進行描述，其公式為

式中：P1為來流靜壓；U為來流速度，由離心葉輪葉片進口邊與前蓋板交點處的圓周速度得出，即

其中：n為轉速；D1為葉輪葉片進口邊與前蓋板交點處的直徑。

為確保數值計算的有效性和精確性，對原始方案進行流量-揚程、流量-效率特性試驗以及原始方案的空化性能試驗，并將其與數值計算結果進行對比分析。試驗臺系統包括高速離心泵、空化罐、扭矩儀、渦輪流量計、進出口壓力表、電子控制閥等，其中渦輪流量計精度為±0.5%，壓力表精度為±0.1%，扭矩儀精度為0.1%，試驗臺示意圖見圖5。試驗過程中保持水溫相對穩定（2 h 內水溫升高不超過0.5 ℃），泵的揚程由進出口壓力表測量得出，流量由渦輪流量計測量得出。

圖5 試驗臺示意圖Fig.5 Schematic diagram of test bench

圖6 為原始方案的揚程試驗測試結果和不同設計方案的揚程數值計算結果曲線。由圖6 可知，原始方案變工況運行時揚程的試驗測試結果和其數值計算結果以及不同口環引流方案的揚程數值計算結果變化趨勢一致，且原始方案數值計算結果略高于其試驗測試結果。相對于其他工況，在小流量工況（0.4Qv）和大流量工況（1.2Qv）時，誤差較大，但最大誤差不超過1.78%。不同寬度方案揚程特性曲線之間也存在一定差異，可見不同寬度的口環引流裝置對高速離心泵揚程影響程度不同，其中方案B2=3 mm 揚程更接近于原始方案B0揚程。

圖6 不同設計方案揚程特性曲線Fig.6 Head characteristic curves of different design schemes

圖7 為原始方案的效率試驗測試結果和不同口環引流方案的效率數值計算結果曲線。由圖7可知，原始方案變工況運行時效率的試驗測試結果和其數值計算結果以及和不同口環引流方案的效率數值計算結果變化趨勢一致，且原始方案數值計算結果略高于其試驗測試結果，但原始方案的效率試驗測試結果與其數值計算結果的最大誤差不超過3.38%。不同寬度方案效率特性曲線之間也略有差異，且在小流量工況下差異略大，可見不同寬度的口環引流裝置對高速離心泵效率影響程度也略有不同。整體而言，方案B2=3 mm 效率較高。

圖7 不同設計方案效率特性曲線Fig.7 Efficiency characteristic curves of different design schemes

圖8 為空化條件下原始方案試驗測試結果和數值計算結果曲線。由圖8 可知，數值計算和試驗測試條件下原始方案空化特性曲線走勢一致。原始方案數值計算條件下的臨界空化數σN為0.034，試驗測試條件下的臨界空化數σE為0.035，兩者誤差不超過2.95%。

圖8 空化試驗結果與數值計算結果對比Fig.8 Comparison between cavitation test results and numerical calculation results

通過對原始方案在試驗測試和數值計算時的水力性能和空化性能進行對比分析，以及比較不同口環引流方案在數值計算時的水力性能，可以得出結論：本研究中所采用的不同設計方案模型和數值計算方法等都足以支撐研究工作進一步開展。

5 數值計算結果及分析

5.1 環形噴嘴寬度對高速離心泵空化性能的影響

圖9 為不同方案在額定工況下的空化特性曲線。現以m 線和n 線為基準，將原始方案B0空化過程分為a、b、c3 個階段，其中m 線為原始方案B0無空化揚程的基準線，n 線為原始方案B0揚程下降3%的基準線。將a～b階段稱之為空化初生階段，此階段揚程下降不超過1%；將b～c階段稱之為空化發展階段，此階段揚程下降不超過3%；將c線之后的階段稱之為嚴重空化階段，此階段揚程下降已超過3%，并出現了揚程驟降現象。由圖9 可知，不同方案高速離心泵的揚程均隨空化數σ的減小先緩降然后驟降。在空化初生階段，由于口環引流促使高速誘導輪和葉輪在偏大流量工況下運行造成不同口環引流方案揚程均低于原始方案B0的揚程，且不同口環引流方案揚程相較于原始方案B0的揚程降低程度不同，其中方案B2=3 mm 的揚程更加接近于原始方案B0，方案B5=9 mm 的揚程最低，可見不同口環引流方案對高速離心泵的揚程影響程度不同。在空化發展階段，不同方案空化特性曲線走勢基本一致，但不同方案的揚程下降速率不同，不同口環引流方案的揚程下降速率均比原始方案B0緩慢，可見口環引流裝置能有效改善高速誘導輪空化性能，但不同口環引流方案對高速誘導輪空化性能的改善程度不同。

圖9 不同方案空化特性曲線Fig.9 Cavitation characteristic curves of different schemes

為了選取口環引流方案環形噴嘴最佳寬度，在此介入臨界空化數作為選取準則，圖9 放大框中標出了不同方案臨界空化數的大小關系，表3 列出了不同方案臨界空化數具體數值以及相較于原始方案B0的百分比。由圖9 和表3知，不同口環引流方案的臨界空化數均小于原始方案B0的臨界空化數，其中方案B2=3 mm 的臨界空化數最小，相較于原始方案B0，降低了38.24%。以上分析說明口環引流裝置能有效改善高速誘導輪的空化性能，且方案B2=3 mm對高速誘導輪空化性能的改善效果最佳，即口環引流裝置的環形噴嘴存在最優寬度。

表3 不同方案臨界空化數及相對百分比Table 3 Critical cavitation number and relative percentage of different schemes

5.2 環形噴嘴寬度對高速離心泵流道空泡體積與軸截面汽相體積分數分布的影響

為直觀觀察高速離心泵流道空化發展過程，在額定工況下分別做出空化數σ=0.051，0.030，0.016 時，原始方案B0，方案B1=1 mm，方案B2=3 mm，方案B3=5 mm，方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm 的整個計算域空泡體與軸截面氣相體積分數分布圖，以表征不同方案在空化初生階段，空化發展階段和完全空化階段的空化狀況，具體見圖10～圖12。

圖10 初生空化階段（σ=0.051）空泡體積與軸截面氣相體積分數分布Fig.10 Nascent cavitation stage（σ=0.051） distribution diagram of void volume and axial section vapor volume fraction

5.2.1 初生空化階段

圖10 為初生空化階段（σ=0.051）空泡體積與軸截面氣相體積分數分布。從圖10 中可以看出，原始方案B0的空化區域首先在高速誘導輪葉片進口邊吸力面輪緣處出現，其空泡體積外形呈三角薄片狀向上游延伸， 3 塊空泡恰好分布在高速誘導輪的3 枚葉片上，且越靠近輪緣邊界處的汽相體積分數越大，這是由于高速誘導輪是軸流式機械，高速旋轉時輪緣邊界處圓周速度最大，從而使得輪緣邊界處壓力最低，導致空泡最先在葉片進口邊吸力面輪緣處生成，并且由于高速誘導輪的高速旋轉，強誘導形成誘導渦導致原始方案B0的高速誘導輪上游流道內也出現了少許外形似帶狀的空泡。從方案B1=1 mm、方案B2=3 mm、方案B3=5 mm、方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm的空泡體積與軸截面氣相體積分數分布圖可以看出，不同口環引流方案相比原始方案B0的高速誘導輪葉片吸力面上空泡體積均有不同程度減少，且方案B1=1 mm 和方案B2=3 mm 的高速誘導輪上游流道空泡也大幅減少。由此可知，本研究的口環引流裝置能有效改善空化初生階段高速誘導輪的空化性能，且方案B1=1 mm 和方案B2=3 mm 的改善效果較佳。

5.2.2 空化發展階段

圖11 為空化發展階段（σ=0.030）空泡體積與軸截面氣相體積分數分布。從圖11 中可以看出，隨著進口壓力的降低，原始方案B0的高速誘導輪葉片進口邊吸力面上的三角狀空泡體積繼續變大，在高速誘導輪輪轂前端也生成了大量沿中心流道向上游繼續擴散的圓錐狀空泡，且高速誘導輪輪轂前端汽相體積分數較大，此現象主要是由于高速誘導輪的高速旋轉使其輪轂前端產生大量誘導渦發生空化進而向上游流道延伸擴散形成的。方案B1=1 mm 高速誘導輪葉片表面空泡體積有所減少，但其上游流道空泡幾乎無減少；方案B2=3 mm 高速誘導輪葉片表面幾乎無空泡產生，其上游流道空泡體積也大幅減少，僅為原始方案B0的1/3 左右，且軸截面汽相體積分數相比原始方案B0也大幅降低；方案B3=5 mm，方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm 的空泡體積和軸截面氣相體積分數也均不同程度降低。綜上分析可知，口環引流裝置能有效改善空化發展階段高速誘導輪的空化性能，但不同口環引流方案對其空化性能改善效果不同，方案B2=3 mm 能使高速誘導輪葉片表面及其上游流道空泡體積和軸截面汽相體積分數均最大程度減少。由此可知，本研究中方案B2=3 mm 對空化發展階段高速誘導輪的空化性能的改善效果最佳。

圖11 空化發展階段（σ=0.030）空泡體積與軸截面氣相體積分數分布Fig.11 Cavitation development stage （σ=0.030） distribution diagram of void volume and axial section vapor volume fraction

5.2.3 完全空化階段

圖12 為完全空化階段（σ=0.016）空泡體積與軸截面氣相體積分數分布。當空化數σ=0.016時，高速離心泵進口壓力進一步降低，從圖12中可以看出，此時原始方案B0的高速誘導輪流道以及其上游流道內生成大量空泡，誘導輪上游流道約2/3 以上的體積被空泡占據，且軸截面氣相體積分數很大，這是由于高速誘導輪的誘導渦和葉頂間隙泄漏的回流渦等大量空化形成的，這些空泡的生成導致高速誘導輪流道嚴重堵塞從而使高速誘導輪做功能力急劇下降。相較于原始方案B0，方案B1=1 mm，方案B2=3 mm，方案B3=5 mm，方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm 的空泡體積和軸截面體積分數均稍有減少，但方案B1=1 mm，方案B3=5 mm 和方案B5=9 mm 在葉輪進口區域出現了些許空泡，這種現象主要是由于口環引流促使高速誘導輪在偏大流量下運行導致高速誘導輪揚程不足以補給葉輪進口壓力造成的，方案B2=3 mm 和方案B4=7 mm 在葉輪進口區域空泡較少，但方案B4=7 mm 中軸截面氣相體積分數偏大，綜合來看方案B2=3 mm 空泡體積和軸截面氣相體積分數分布相對較好。由此可知，本研究的口環引流裝置能有效改善完全空化階段高速誘導輪的空化性能，但口環引流裝置會使高速誘導輪在偏大流量工況下運行，使其揚程下降從而導致下游葉輪容易發生空化現象。后續工程應用口環引流裝置時可以通過對高速誘導輪進行加大流量設計以防止其在完全空化階段下游葉輪發生空化，從而有效提高高速離心泵的整體空化性能。

圖12 完全空化階段（σ=0.016）空泡體積與軸截面氣相體積分數分布圖Fig.12 Complete cavitation stage （σ=0.016） distribution diagram of void volume and axial section vapor volume fraction

5.3 環形噴嘴寬度對高速誘導輪能量傳遞的影響

當空化數σ=0.030 時恰好處于空化發展的中樞環節，此空化數下不同方案的高速誘導輪流道壓力變化趨勢、軸面及其表面壓力分布云圖和湍動能云圖更具有代表性。

5.3.1 高速誘導輪流道及表面靜壓分布規律

圖13 為高速誘導輪流道相對位置示意圖，圖14 為空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪流道壓力變化曲線圖。為了便于后續進一步說明空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪流道壓力變化規律，將圖14 的壓力曲線大致分為前段曲線平緩區，中段曲線迅速上升區和后段曲線上升速率逐漸降低區3 個階段。

圖13 高速誘導輪流道相對位置示意圖Fig.13 Schematic diagram of relative position of highspeed inducer flow channel

圖14 空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪流道壓力變化曲線圖Fig.14 Cavitation development stage （σ=0.030）curve of pressure change of high-speed inducer runner

從圖14 可以看出，在壓力曲線平緩區，方案B2=3 mm 壓力高于其他方案，隨著軸向相對位置的逐漸增大，方案B5=9 mm，方案B4=7 mm 和B3=5 mm 依次引入高壓液流提高了高速誘導輪進口端壓力。但方案B5=9 mm，方案B4=7 mm和B3=5 mm 的壓力曲線在進入中段曲線迅速上升區之前均出現了不同程度的下降，這主要是由于環形噴嘴寬度較大時，引入的高壓液流對葉頂間隙泄漏渦的抑制作用變弱，加之環形噴嘴寬度較大時，引入的高壓液流存在嚴重的回流現象以及引流對主流的沖擊等導致高速誘導輪進口端和其上游流道形成大量渦結構，從而導致方案B5=9 mm，方案B4=7 mm 和B3=5 mm 在進入中段曲線迅速上升區之前出現壓降。從圖14 曲線局部放大圖中可以看出，壓力曲線從前段曲線平緩區向中段曲線迅速上升區過渡時，原始方案B0壓力最低，方案B2=3 mm 壓力值最高。綜上分析可知，口環引流裝置能有效提高空化發展階段高速誘導輪進口區域壓力，但口環引流裝置的環形噴嘴寬度不同增壓效果不同，當環形噴嘴寬度為3 mm 時增壓效果最佳。

圖15 為空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪軸面及其表面壓力分布圖，圖中ω為角速度。從圖15 中可以看出，原始方案B0的高速誘導輪輪轂前端和葉片進口吸力面上存在較為明顯的低壓區，且吸力面上的低壓區呈周向對稱分布，恰好分布在高速誘導輪3 枚葉片上。相比于原始方案B0，不同口環引流方案的高速誘導輪輪轂前端和葉片進口吸力面上的低壓區均有不同程度的減小，尤其方案B2=3 mm 中的高速誘導輪上游和葉片進口吸力面上的低壓區均全部消失，且由于引入高壓液流作用使得方案B2=3 mm 中高速誘導輪葉片進口吸力面靠近輪緣處壓力明顯提升，此區域正好是高速誘導輪最先發生空化的區域，由此可見口環引流裝置能成功引射葉輪出口側高壓流體進而提高高速誘導輪進口區域壓力，且隨著環形噴嘴寬度的不同引入高壓流體的增壓效果不同。由此可知，本研究中方案B2=3 mm為最佳環形噴嘴寬度方案。

圖15 空化發展階段（σ = 0.030）高速誘導輪軸面及其表面壓力分布圖Fig.15 Cavitation development stage （σ=0.030） high-speed inducer axial surface and its surface pressure distribution diagram

5.3.2 高速誘導輪表面湍動能分布規律

圖16 為空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪表面湍動能分布云圖。湍動能是指液流維持或者發展成湍流的能力，其本質是漩渦的產生和發展以及進一步運動，湍動能越高能量傳遞越受限，可見過高湍動能會導致高速誘導輪做功能力下降。從圖16 可以看出，原始方案B0高速誘導輪葉片進口吸力面輪緣處湍動能偏高，此高湍動能區域與空化發展階段原始方案空泡體積分布完全符合，空化嚴重區域湍動能越高，這是由于空化現象必然伴隨著空泡的產生與潰滅，此過程存在能量的波動，從而導致空化區域湍動能升高。與原始方案B0相比，不同口環引流方案高速誘導輪出口區域湍動能均有所升高，且呈周向均勻分布，這主要是由于口環引流促使高速誘導輪在偏大流量下運行造成的，但也可以明顯發現方案B1=1 mm，方案B2=3 mm，方案B3=5 mm 高速誘導輪葉片進口吸力面上高湍動能區有所減少，且靠近輪緣位置處湍動能明顯降低，可見應用口環引流裝置時通過設計合理的環形噴嘴寬度能有效減少高速誘導輪葉片進口吸力面上高湍動能區域，促進高速誘導輪流道能量傳遞，從而有效改善高速誘導輪的空化性能。

圖16 空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪表面湍動能分布云圖Fig.16 Cavitation development stage （σ=0.030） cloud chart of turbulent kinetic energy distribution onhigh-speed inducer surface

5.4 環形噴嘴寬度對高速誘導輪流場分布的影響

規定液流流動方向為正方向，從進口方向看，將高速誘導輪葉片進口吸力面視圖定義為Sv視圖，接著自高速誘導輪葉片進口輪緣處向上游2 mm 取S1截面，繼續向上游每間隔25 mm 取S2～S5截面，得到Sv視圖和Si截面 （i=1，2，3，4，5），Sv視圖和Si截面位置示意圖見圖17。

圖17 Sv視圖和Si截面位置示意圖Fig.17 Schematic diagram of Sv view and Si section location

從原始方案B0全流域流線分布圖中可以看出，由于高速誘導輪的強誘導作用導致其上游產生很長的旋轉渦，該渦結構復雜，且互相交錯從而使得高速誘導輪進口區域和上游流道流動結構紊亂，下文將通過不同方案高速誘導輪周向漩渦的分布來研究口環引流裝置環形噴嘴寬度對高速誘導輪進口區域和上游流道流動結構的影響規律。

圖18 為空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪的Sv視圖和S1～S5截面渦黏度分布圖。渦黏度高低反應了液流做湍流運動時所產生應力的大小，渦黏度越高則對應流場湍流強度越大，液流流動結構越紊亂。從圖18 可以看出，原始方案B0由于高速誘導輪葉頂間隙回流渦等因素的影響導致S2～S5截面外緣渦黏度較高，從而湍流強度較大，漩渦運動較為劇烈。相比于原始方案B0，不同口環引流方案的Sv視圖高渦黏度區域分布更大，且在S1截面也出現了部分渦黏度較高區域，這是由于口環引流裝置的環形噴嘴正好周向設置于Sv視圖和S1截面之間，引射的高壓流體對主流形成較大沖擊造成此區域湍流強度過高，產生漩渦，從而使得此區域渦黏度增高，但方案B1=1 mm，方案B2=3 mm 的S2～S5截面外緣渦黏度明顯降低，且低渦黏度區域面積明顯增大，其中方案B2=3 mm 的渦黏度分布相對最佳。由此可知，在本研究中當口環引流裝置的環形噴嘴寬度為3 mm 時，能有效阻止葉頂間隙回流渦的擴散，從而有效減小高速誘導輪上游湍流強度，抑制周向漩渦向上游流道擴散發展。

圖18 空化發展階段（σ=0.030）高速誘導輪的Sv視圖和Si截面分布圖Fig.18 Cavitation development stage （σ = 0.030） high-speed inducer Sv view and Si section eddy viscosity distribution diagram

6 結 論

本文針對高速誘導輪的空化不穩定性設計了1 種口環引流裝置，通過數值計算與試驗驗證相結合的方法，研究了不同方案對高速離心泵外特性和其流道空泡體積的影響以及不同方案對高速誘導輪能量傳遞和其流場分布的影響，并分析了口環引流裝置對高速誘導輪空化的抑制機理。最終得出以下結論：

1） 高速誘導輪發生空化時，空泡最先出現在高速誘導輪葉片進口吸力面輪緣處，隨著空化數的減小，在高速誘導輪輪轂前端也生成了大量沿中心流道向上游繼續擴散的圓錐狀空泡，隨著空化數的進一步減小最后充滿上游流道呈柱狀分布，口環引流裝置可以有效改善高速誘導輪的空化性能，其中對高速誘導輪在初生空化階段和空化發展階段的空化性能改善效果更加明顯。

2） 口環引流裝的環形噴嘴寬度大小對高速誘導輪空化性能影響很大，在本研究的環形噴嘴不同寬度方案中，當寬徑比λ為0.074（即環形噴嘴寬度為3 mm）時，引入的高壓流體能夠最大程度地促進高速誘導輪流道能量傳遞，有效阻止葉頂間隙回流渦的擴散，從而有效減小高速誘導輪上游湍流強度，抑制周向漩渦向上游流道擴散發展，從而對高速誘導輪空化性能改善效果最佳，臨界空化數較原始方案減小了38.24%，即在改善高速誘導輪空化性能時，引流裝置的環形噴嘴存在最優寬度值。

3） 口環引流裝置會使高速離心泵揚程和效率略有降低，這是由于引流促使高速誘導輪偏向于大流量工況下工作并且引流存在沿程損失、局部損失以及引流對主流的沖擊損失等，會造成引流條件下揚程和效率略有降低。建議在應用口環引流裝置時依據口環引流量的多少對誘導輪和葉輪等過流部件采用加大流量設計法進行水力設計，以使其在改善高速誘導輪空化性能的同時能夠滿足高速離心泵的揚程等水力性能。