誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)離心泵空化性能的影響

程效銳，涂藝萱，滕飛，劉賀

(1. 蘭州理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050； 2. 甘肅省流體機(jī)械及系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730050)

空化是由于常溫液體內(nèi)局部壓力降低而造成的汽化和氣泡潰滅現(xiàn)象[1-2].在實(shí)際的工程應(yīng)用中，空化不僅對(duì)定常態(tài)的流體流動(dòng)狀態(tài)產(chǎn)生影響，還會(huì)影響流體流動(dòng)的非定常特性和動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性[3].離心泵內(nèi)部的空化形式主要有葉面空化、空泡空化、輪緣旋渦空化和回流空化等.因此，為了提高泵的空化性能，可以通過(guò)改變?nèi)~輪葉片進(jìn)口結(jié)構(gòu)、改變?nèi)肟诹鞯澜Y(jié)構(gòu)或加裝輔助裝置[4].目前普遍采用的方法是在離心輪前增加誘導(dǎo)輪，以保證泵機(jī)組具有相對(duì)優(yōu)越的空化性能.

誘導(dǎo)輪屬于葉片負(fù)荷較低的軸流式葉輪，具有軸流式葉輪的幾何特性和空化特性，其葉片安裝角小、葉片數(shù)少、葉柵稠密度大，不僅自身空化性能良好，可以在一定空化條件下運(yùn)行，并且產(chǎn)生的揚(yáng)程增加了離心泵葉輪進(jìn)口的流體能量，有效地改善了離心泵空化性能，保證離心輪能夠無(wú)空化運(yùn)行[5].潘中永等[6]根據(jù)Brumfield準(zhǔn)則得出了誘導(dǎo)輪流量系數(shù)和揚(yáng)程的計(jì)算公式，并建立了誘導(dǎo)輪幾何參數(shù)的確定方法.邰曉亮等[7]基于二元流動(dòng)理論對(duì)LNG低溫潛液泵誘導(dǎo)輪進(jìn)行水力設(shè)計(jì)，得出了加裝誘導(dǎo)輪可以有效避免首級(jí)葉輪內(nèi)發(fā)生空化可能性的結(jié)論.宋沛原等[8]針對(duì)輪轂型線形狀對(duì)誘導(dǎo)輪空化性能和揚(yáng)程的影響，闡述了誘導(dǎo)輪入口的流動(dòng)狀態(tài)決定了誘導(dǎo)輪的空化性能，但其出口對(duì)空化性能影響不大.KANG等[9]發(fā)現(xiàn)了較小的誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口角可以在大流量工況下避免空化的不穩(wěn)定性.石麗建等[10]采用順序二次規(guī)劃法優(yōu)化軸流式葉輪，通過(guò)改變各斷面葉柵稠密度和翼型安放角以實(shí)現(xiàn)對(duì)葉輪輪轂比的變化，得出了輪轂比對(duì)軸流泵空化性能的影響較為顯著的結(jié)論.張毅等[11]研究分析2組不同輪轂比的軸流泵模型在不同流量工況下的內(nèi)、外特性，發(fā)現(xiàn)在設(shè)計(jì)工況下增大輪轂比會(huì)減小葉片表面的水力摩擦損失；為了獲得更高效率的水力模型，可以適當(dāng)減小輪轂比.

在前人的研究工作中，針對(duì)誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比研究得較少.文中以某一型號(hào)LNG電動(dòng)超低溫潛液泵為模型泵，通過(guò)對(duì)比不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的離心泵空化發(fā)展過(guò)程、空化特性曲線、空泡變化規(guī)律及誘導(dǎo)輪葉片吸力面的靜壓分布，分析誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)空化特性的影響規(guī)律，以期為誘導(dǎo)輪的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考.

1 計(jì)算模型和網(wǎng)格劃分

1.1 物理模型

計(jì)算模型選用LNG電動(dòng)超低溫潛液泵，設(shè)計(jì)參數(shù)：流量Q=550 m3/h，揚(yáng)程H=180 m，轉(zhuǎn)速n=3 600 r/min.根據(jù)設(shè)計(jì)要求，誘導(dǎo)輪采用圓錐形變螺距結(jié)構(gòu)，主要幾何參數(shù)：葉片厚度δ=3 mm，葉片進(jìn)口后掠角Δφ=270°，翼型葉柵稠密度l/t=2，葉片數(shù)z=3.

誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比定義為

(1)

式中：λ為誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比；dh1為誘導(dǎo)輪的進(jìn)口輪轂直徑；Dy為誘導(dǎo)輪輪緣直徑.

圖1為誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比示意圖，通過(guò)改變誘導(dǎo)輪的進(jìn)口輪轂直徑dh1，實(shí)現(xiàn)誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比參數(shù)變化.在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了5組進(jìn)口輪轂比λ分別為0.260，0.274，0.289，0.303和0.318的誘導(dǎo)輪，且保證誘導(dǎo)輪出口輪轂直徑dh2不變，對(duì)這5組方案進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.

圖1 誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比示意圖

1.2 網(wǎng)格劃分

由于非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)不規(guī)則區(qū)域具有特別的適應(yīng)性，能夠彌補(bǔ)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格不能解決任意形狀網(wǎng)格剖分的欠缺，因此對(duì)誘導(dǎo)輪采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格劃分.計(jì)算流體域整分為進(jìn)口段、誘導(dǎo)輪、葉輪、徑向?qū)~、軸向?qū)~和出口段6部分，對(duì)其分別采用不同的網(wǎng)格尺寸劃分，具體如圖2所示.

圖2 計(jì)算域

全流體域的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢查見(jiàn)表1.由表1可以看出，隨著總網(wǎng)格數(shù)N增加，揚(yáng)程逐漸趨于平穩(wěn)，因而最終取整個(gè)計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)為4 167 283.針對(duì)不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的離心泵，網(wǎng)格數(shù)保持相當(dāng)，其余進(jìn)口段、葉輪、徑向?qū)~、軸向?qū)~和出口段5部分的網(wǎng)格數(shù)和網(wǎng)格質(zhì)量均保持不變.并且，為了保證數(shù)值模擬精度，對(duì)誘導(dǎo)輪區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，如圖3所示.

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢查

圖3 誘導(dǎo)輪網(wǎng)格

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 湍流模型與空化模型

2.1.1 湍流模型

采用的湍流模型是RNGk-ε模型，它是由瞬時(shí)的N-S方程使用重整化群[11-12]推導(dǎo)而得出的，其對(duì)ε輸運(yùn)方程進(jìn)行了修正，改善了較為復(fù)雜的湍流流動(dòng)的預(yù)報(bào)精度，考慮了湍流的各向異性效應(yīng)和旋渦特性，ε方程、k方程[13]為

(2)

(3)

μeff=μ+μt，

(4)

(5)

(6)

式中：常數(shù)為C1ε=1.42，C2ε=1.68，Cμ=1.42，η0=4.38，β=0.012.

2.1.2 空化模型

空化發(fā)生的過(guò)程是氣液兩相的.建立在Rayleigh-Plesset方程基礎(chǔ)之上的空化模型，描述了空化核在低壓區(qū)成長(zhǎng)為可見(jiàn)尺寸,并在高壓區(qū)破裂的過(guò)程，定義了球形空泡半徑R和空泡外遠(yuǎn)離空泡處壓力p之間的關(guān)系[3].在數(shù)值計(jì)算的過(guò)程中，商用軟件內(nèi)的空化模型實(shí)際忽略了表面張力、黏性和二階時(shí)間導(dǎo)數(shù)，即

(7)

式中：ρL為液體的密度；pv為液體在某一溫度下的氣化壓力.

其中，假定了空泡數(shù)量密度n均勻且為常數(shù)，由于蒸氣體積為(4/3)nπR3,所以含氣率的演化為直進(jìn)式.

2.2 邊界條件

采用商用軟件ANSYS CFX 15.0對(duì)全流體域進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，計(jì)算模型邊界條件是進(jìn)口設(shè)置為總壓進(jìn)口，出口設(shè)置為質(zhì)量流量出口，系統(tǒng)參考?jí)毫υO(shè)置為0 Pa，空化臨界壓力設(shè)置為常溫下(25℃)水的氣化壓力3 574 Pa.壁面邊界條件設(shè)置在固壁處，為無(wú)滑移邊界條件；近壁處設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)Scalable函數(shù).采用清水計(jì)算所得收斂的定常結(jié)果作為空化計(jì)算的初始值，并通過(guò)降低進(jìn)口總壓使泵內(nèi)發(fā)生空化.在出口壓力趨于平穩(wěn)且收斂殘差值小于10-4時(shí)，判定求解已收斂.通過(guò)比對(duì)不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的空化程度及內(nèi)部流場(chǎng)的流動(dòng)狀態(tài)，分析其對(duì)離心泵空化性能的影響規(guī)律.

3 結(jié)果分析

3.1 外特性試驗(yàn)對(duì)比

以誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比λ=0.289作為模型泵，對(duì)其進(jìn)行數(shù)值計(jì)算和外特性試驗(yàn).圖4為不同流量工況下?lián)P程、效率的模擬值與試驗(yàn)值的外特性對(duì)比曲線.

圖4 無(wú)空化條件下模型泵的外特性曲線

Fig.4 Non-cavitation performance curves for model pump

由圖4可以看出，數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)量的揚(yáng)程、效率變化趨勢(shì)一致.揚(yáng)程計(jì)算值與試驗(yàn)值的最大相對(duì)誤差為1.69%，效率計(jì)算值與試驗(yàn)值的最大誤差為1.84%，即揚(yáng)程和效率的計(jì)算值與試驗(yàn)值相對(duì)誤差均小于2%，因此該數(shù)值計(jì)算具有一定精度，可適用于研究工作.為了更準(zhǔn)確地分析離心泵的空化性能，在數(shù)值模擬過(guò)程中，常采用空化數(shù)σ描述空化發(fā)生的可能性，其形式為

(8)

式中：p0為基準(zhǔn)靜壓力，采用泵進(jìn)口壓力，Pa；u0為基準(zhǔn)速度，采用葉輪葉片進(jìn)口邊與前蓋板交點(diǎn)處的圓周速度，m/s；pv為流體的飽和蒸氣壓，取pv=3 574 Pa.

(9)

式中：D為葉輪葉片進(jìn)口邊與前蓋板交點(diǎn)處的直徑，mm；n為軸轉(zhuǎn)速，r/min.

圖5為模型泵在設(shè)計(jì)工況(Q=550 m3/h，n=3 600 r/min)下進(jìn)行空化試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算后所得空化特性曲線.離心泵的空化試驗(yàn)過(guò)程是在一定流量輸送液體的條件下，通過(guò)改變離心泵的吸入裝置條件，使泵的進(jìn)口壓力順次降低，獲得不同進(jìn)口壓力下的揚(yáng)程和空化數(shù)σ，即可做出設(shè)計(jì)工況下的H=f(σ)曲線.當(dāng)揚(yáng)程下降3%時(shí)，所對(duì)應(yīng)的空化數(shù)即為臨界空化數(shù)σcr.

圖5 模型泵數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.5 Comparison between prediction and experiment for model pump

由圖5空化特性曲線可以看出，空化數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，空化數(shù)大于0.130時(shí)揚(yáng)程保持穩(wěn)定，數(shù)值計(jì)算在空化數(shù)為0.112時(shí)已達(dá)到臨界空化狀態(tài)，而試驗(yàn)值在空化數(shù)為0.115時(shí)揚(yáng)程斷裂，兩者之間的相對(duì)誤差不超過(guò)2.6%.綜合水力性能與空化性能的對(duì)比結(jié)果，數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)量的相對(duì)誤差在允許范圍之內(nèi)，因此數(shù)值計(jì)算可準(zhǔn)確模擬離心泵水力性能.

3.2 誘導(dǎo)輪和葉輪葉柵切片上的空化演變過(guò)程

隨著空化數(shù)降低，誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)空化不斷發(fā)展，空泡體積占主流的比重不斷增加．

為了更直觀地分析誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)的空化發(fā)展過(guò)程，在CFD-Post Turbo中提取了距離誘導(dǎo)輪和葉輪外緣0.1L處(L為從輪轂到外緣的距離)的葉柵，以誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比λ=0.289作為模型泵，獲得誘導(dǎo)輪和葉輪葉柵上的空化發(fā)展過(guò)程，如圖6所示，圖中φ為空泡體積分?jǐn)?shù).

圖6 模型泵的誘導(dǎo)輪和葉輪葉柵上空化演變過(guò)程

Fig.6 Cavitation evolution process in inducer and impeller of model pump

空化發(fā)展過(guò)程可以分為無(wú)空化、初生空化、空化發(fā)展、完全空化4個(gè)過(guò)程.由圖6空泡體積分布云圖可以看出，在進(jìn)口總壓為0. 2 MPa，即σ=0.342時(shí)，誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)均未出現(xiàn)空泡，為無(wú)空化時(shí)期.隨著進(jìn)口總壓逐漸降低，當(dāng)流場(chǎng)中的最低壓力達(dá)到液體飽和蒸氣壓時(shí)，在誘導(dǎo)輪進(jìn)口邊外緣發(fā)生空化，為初生空化時(shí)期；如圖6中σ=0.255所示，此時(shí)誘導(dǎo)輪葉片表面空化形式為葉面空穴空化，由于空泡體積過(guò)小并很快發(fā)生潰滅，未造成誘導(dǎo)輪流道堵塞，主流區(qū)的液體也不會(huì)因此受到干擾.當(dāng)空化數(shù)繼續(xù)降低，由圖5的空化特性曲線觀測(cè)發(fā)現(xiàn)離心泵的揚(yáng)程隨之降低.

當(dāng)揚(yáng)程下降3%，到達(dá)臨界空化數(shù)時(shí)，即σ=0.112，誘導(dǎo)輪內(nèi)的空泡體積增大，空化區(qū)擴(kuò)大并已延伸至葉片出口邊下游，這種超空化現(xiàn)象導(dǎo)致誘導(dǎo)輪出口揚(yáng)程已無(wú)法滿足離心葉輪進(jìn)口能量需求，對(duì)葉輪吸入性能也產(chǎn)生了影響，并且葉輪流道內(nèi)的空泡已發(fā)展到葉輪下游區(qū)域，在空化嚴(yán)重的葉輪流道內(nèi)，空泡體積占流道面積的2/3.在完全空化階段，即當(dāng)σ=0.108時(shí)，誘導(dǎo)輪出口邊的空穴進(jìn)一步伸長(zhǎng)，其閉合發(fā)生在距離誘導(dǎo)輪葉柵下游更遠(yuǎn)的位置，葉輪內(nèi)部的所有流道均已發(fā)生空化，此時(shí)離心泵揚(yáng)程陡降且已完全不能正常運(yùn)行，葉輪內(nèi)的流動(dòng)已成為伴隨大量不斷產(chǎn)生、潰滅空泡和空穴的流動(dòng).

為了分析誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)離心泵空化發(fā)展過(guò)程的影響規(guī)律，引入誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比分別為0.260和0.318的2組離心泵進(jìn)行比對(duì)，如圖7所示.

圖7 不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪和葉輪葉柵上空化演變過(guò)程

Fig.7 Cavitation evolution process in inducer and impeller with different inlet hub ratios

從圖6,7不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的空化發(fā)展過(guò)程可以看出，隨著空化數(shù)逐漸降低，不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)的空化發(fā)展過(guò)程基本一致，同一空化數(shù)下，3組不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)的空化程度也大致相同，但隨著進(jìn)口輪轂比增加，離心泵的臨界空化數(shù)逐漸升高.

表2為3組不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪葉片設(shè)計(jì)參數(shù)，表中vm，β′分別為進(jìn)口軸面速度、輪緣進(jìn)口相對(duì)液流角.由表可以看出，3組不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪葉片輪緣進(jìn)口處的圓周速度u相同，進(jìn)口液流角隨著軸面速度增大而逐漸上升，但輪緣進(jìn)出口葉片安放角相同，即β1=12°，β2=18°，這表明改變誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)輪緣進(jìn)出口葉片安放角無(wú)影響.

表2 誘導(dǎo)輪輪緣處葉片設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果

針對(duì)上述理論，得出不同進(jìn)口輪轂比誘導(dǎo)輪的輪緣進(jìn)口速度三角形，如圖8所示，其中β為誘導(dǎo)輪輪緣進(jìn)口葉片安放角；角標(biāo)1，2，3分別表示λ為0.260，0.289，0.318的速度三角形.

圖8 誘導(dǎo)輪輪緣進(jìn)口處的速度三角形

隨著誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比增大，輪緣進(jìn)口直徑處流體的相對(duì)液流角隨之增加，即β′1<β′2<β′3.在相同的葉片安放角下，3組模型均采用正沖角，但是相對(duì)液流角增長(zhǎng)致使葉片進(jìn)口處的液流沖角降低，液體在葉片進(jìn)口吸力面產(chǎn)生脫流，導(dǎo)致離心泵空化性能降低.同時(shí)，誘導(dǎo)輪葉片吸力面的輪緣處是葉道的低壓區(qū)，結(jié)合圖6,7可知，這與空泡首先出現(xiàn)在誘導(dǎo)輪吸力面輪緣處的結(jié)論相一致.

3.3 誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)空化性能的影響

為了使誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)空化性能影響規(guī)律分析得更為清晰，在3組誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比為0.260，0.289和0.318的基礎(chǔ)上，再添加2組誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比分別為0.274和0.303的模型進(jìn)行對(duì)比分析.圖9為5組不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的離心泵空化特性曲線.

圖9 空化特性曲線

由圖9可知，通過(guò)改變離心泵進(jìn)口總壓，所得5組不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的空化特性曲線變化趨勢(shì)基本一致.隨著空化數(shù)降低，揚(yáng)程在一定范圍內(nèi)保持穩(wěn)定；當(dāng)空化數(shù)繼續(xù)降低至臨界空化數(shù)時(shí)，離心泵揚(yáng)程開(kāi)始緩慢下降；當(dāng)空化數(shù)低于臨界空化數(shù)時(shí)，離心泵揚(yáng)程陡降且泵內(nèi)已完全空化，泵性能嚴(yán)重下降.

圖10為不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的離心泵所對(duì)應(yīng)的臨界空化數(shù).

圖10 不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的離心泵臨界空化數(shù)

Fig.10 Critical cavitation numbers in pumps with different inducer inlet hub ratios

從圖10中可以看出，誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比分別為0.260，0.274，0.289，0.303和0.318的離心泵所對(duì)應(yīng)的臨界空化數(shù)分別為0.110，0.112，0.112，0.115和0.117；誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比每增大5%，臨界空化數(shù)的相對(duì)變化值約為2%.由此可知，隨著誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比增大，臨界空化數(shù)逐漸增大，泵的空化性能逐步下降，在λ=0.318時(shí)，臨界空化數(shù)最大，空化性能最差.因此，在設(shè)計(jì)工況下，可以通過(guò)適當(dāng)減小誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比，以提高泵的空化性能.

圖11為σ=0.116且空泡體積分?jǐn)?shù)αv=10%時(shí)，不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)的空泡等值面圖，上圖為誘導(dǎo)輪內(nèi)αv等值面圖，下圖為葉輪葉片表面αv等值面圖.由圖可知，在σ=0.116時(shí)，λ=0.260和λ=0.274的離心泵中，誘導(dǎo)輪內(nèi)部存在片狀空泡，但在葉輪葉片上并未出現(xiàn)大量空泡.當(dāng)λ=0.289時(shí)，誘導(dǎo)輪吸力面上的空泡已發(fā)展至出口處，此時(shí)葉輪進(jìn)口邊出現(xiàn)少量空泡，但離心泵的揚(yáng)程值并未出現(xiàn)明顯變化，這說(shuō)明誘導(dǎo)輪可以在一定程度的空化狀態(tài)下運(yùn)行.隨著誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比增大，誘導(dǎo)輪內(nèi)部空泡區(qū)域隨之?dāng)U大，空化程度逐漸加劇.在λ=0.303時(shí)，誘導(dǎo)輪內(nèi)部流道充滿空泡，吸力面空化區(qū)域的厚度增大且沿誘導(dǎo)輪出口方向逐步向輪轂延伸，葉輪葉片背面也出現(xiàn)不穩(wěn)定的空泡，但葉片上的空泡分布不均勻，這是因?yàn)檎T導(dǎo)輪葉片和葉輪葉片的耦合作用(葉輪葉片為7片，誘導(dǎo)輪葉片為3片，并非呈偶數(shù)倍)而產(chǎn)生的不均勻液流所造成.當(dāng)λ=0.318時(shí)，誘導(dǎo)輪內(nèi)部空穴伸長(zhǎng)且完全堵塞流道，誘導(dǎo)輪葉片上的附著空穴成為空泡底層，部分空泡脫離主要空泡區(qū)，在誘導(dǎo)輪出口處形成空泡尾跡，這說(shuō)明了在離心泵穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)的過(guò)程中，等環(huán)量設(shè)計(jì)的誘導(dǎo)輪在出口處具有相對(duì)穩(wěn)定的速度環(huán)量，由于渦量的保持性，極易在誘導(dǎo)輪出口形成尾流剪切空化.此時(shí)，誘導(dǎo)輪葉片的內(nèi)部流動(dòng)從部分分離繞流已過(guò)渡為完全分離繞流，即空泡和主流區(qū)已完全分離.葉輪葉片吸力面產(chǎn)生大量空泡，并且在葉片尾部的高湍動(dòng)區(qū)域出現(xiàn)游離空泡，此時(shí)離心泵工況斷裂，性能嚴(yán)重劣化.

圖11 σ=0.116時(shí)，不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪和葉輪空化等值面

3.4 誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)壓力分布的影響

圖12為σ=0.116時(shí)，5組不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪葉片吸力面的靜壓分布云圖.靜壓分布的規(guī)律反映了誘導(dǎo)輪空化性能的優(yōu)劣.同時(shí)，結(jié)合圖11分析發(fā)現(xiàn)，誘導(dǎo)輪內(nèi)靜壓分布規(guī)律與流道內(nèi)的空泡分布規(guī)律相吻合.如圖所示，由于進(jìn)口總壓不變，輪緣處的液流速度最大，造成此處動(dòng)壓較大且靜壓較小，因此進(jìn)口輪緣處的低壓區(qū)是最易發(fā)生空化的區(qū)域.顯然，在λ=0.318時(shí)低壓區(qū)面積最大，此時(shí)誘導(dǎo)輪已是完全空化狀態(tài).在未完全空化的誘導(dǎo)輪內(nèi)，靜壓分布從進(jìn)口到出口大致呈現(xiàn)先減小后增大的形式，葉片中部出現(xiàn)較大范圍的低壓區(qū)，進(jìn)口處的靜壓值從輪轂到輪緣逐漸減小，出口處的靜壓值反而隨之逐漸增大，吸力面的高壓區(qū)出現(xiàn)在誘導(dǎo)輪外緣靠近出口處.并且，不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪吸力面上的靜壓分布趨于一致，低壓區(qū)從進(jìn)口輪緣處向出口擴(kuò)張.在λ=0.260和0.274的誘導(dǎo)輪內(nèi)，靜壓分布梯度較大，外緣邊界小范圍區(qū)域的靜壓值較高，這是由于在較小進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪中，液流與葉片之間沖角較大，存在回流流動(dòng)，并且由于入口修圓的原因，主流與小部分的回流形成旋渦區(qū)，形成了小范圍的逆壓梯度.隨著進(jìn)口輪轂比增大，低壓區(qū)逐漸擴(kuò)大，誘導(dǎo)輪的空化性能降低.當(dāng)λ=0.318時(shí)，葉輪與流體的能量轉(zhuǎn)換效率最低，誘導(dǎo)輪的空化性能最差.

圖12 σ=0.116時(shí)，不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的靜壓分布

3.5 誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)離心泵外特性的影響

圖13為不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的離心泵外特性曲線.由圖可知，隨著誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比增大，離心泵的揚(yáng)程和效率變化趨勢(shì)一致.在λ=0.274時(shí)揚(yáng)程最小為185.5 m，效率最小為72.38%；λ=0.303時(shí)揚(yáng)程最大為186.0 m，效率最大為72.59%，離心泵揚(yáng)程、效率的相對(duì)變化值分別不超過(guò)0.27%和0.29%.因此，為了滿足離心泵的空化性能，改變誘導(dǎo)輪的進(jìn)口輪轂比對(duì)離心泵的揚(yáng)程和效率影響較小.

圖13 不同誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比的離心泵外特性曲線

Fig.13 Non-cavitation performance curves of pumps under different inducer inlet hub ratios

4 結(jié) 論

基于ANSYS 數(shù)值模擬軟件，研究誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比對(duì)空化性能的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論：

1) 不同進(jìn)口輪轂比的誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)空化發(fā)展過(guò)程基本一致，空泡首先產(chǎn)生在誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪緣處的低壓區(qū).

2) 隨著誘導(dǎo)輪進(jìn)口輪轂比增大，輪緣進(jìn)口處液流的軸面速度增大，致使葉片進(jìn)口液流沖角降低，液體在葉片吸力面進(jìn)口處產(chǎn)生脫流，離心泵空化性能降低，λ=0.260時(shí)，離心泵的空化性能最優(yōu).

3) 誘導(dǎo)輪葉片吸力面上的靜壓分布規(guī)律與流道內(nèi)的空泡分布規(guī)律相吻合，低壓分布區(qū)的面積隨著進(jìn)口輪轂比增大而逐漸擴(kuò)大.

4) 改變誘導(dǎo)輪的進(jìn)口輪轂比對(duì)離心泵的揚(yáng)程和效率影響較小.在一定的設(shè)計(jì)范圍內(nèi)，適當(dāng)減小誘導(dǎo)輪的進(jìn)口輪轂比，可以提高離心泵的空化性能.