離心式消防泵內(nèi)流特性

王玥，蘆鑫，王凱，劉厚林，談明高

(1. 西北工業(yè)大學(xué)動力與能源學(xué)院，陜西 西安 710072； 2. 中國航發(fā)西安動力控制科技有限公司，陜西 西安 710077； 3. 西安航天動力研究所，陜西 西安710100； 4. 江蘇大學(xué)國家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

消防泵是消防給水系統(tǒng)中最重要的核心設(shè)備之一，其性能的好壞直接影響滅火能力，各國均對消防泵的設(shè)計(jì)提出了明確要求.根據(jù)《消防泵(GB 6245—2006)》和“Standard for the Installation of Stationary Pumps for Fire Protection (NFPA 20—2019)”的要求，消防泵的設(shè)計(jì)必須遵循以下規(guī)定：① 流量曲線平坦，光滑無拐點(diǎn)；② 消防泵關(guān)死點(diǎn)工況的實(shí)際揚(yáng)程不得大于額定工況的1.4倍；③ 在1.5Qd工況下的實(shí)際揚(yáng)程不低于額定工況的65%；④ 在1.5Qd工況下長時(shí)間運(yùn)行不能發(fā)生空化；⑤ 為了管網(wǎng)的安全可靠，消防泵的振動強(qiáng)度也應(yīng)受到約束.因此，消防泵的設(shè)計(jì)是在考慮關(guān)死點(diǎn)工況、1.0Qd工況和1.5Qd工況揚(yáng)程的同時(shí)還要兼顧效率、振動及汽蝕3個(gè)重要指標(biāo)，這對消防泵的水力設(shè)計(jì)提出了極高的要求.

消防泵發(fā)展前期，消防泵的形式尚未固定，多是配合穩(wěn)壓泵一起使用.黃國元等[1]對穩(wěn)壓泵與主泵間的匹配性進(jìn)行研究，認(rèn)為消防主泵的流量和揚(yáng)程在計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮穩(wěn)壓泵的實(shí)際情況.陳鐵軍等[2]認(rèn)為采用S型葉片可以在保障消防泵揚(yáng)程需求的同時(shí)降低水力損失.范宗霖[3]采用揚(yáng)程曲線平坦的切線泵作為消防泵進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)切線泵一定程度上簡化了消防泵結(jié)構(gòu)，但其易過載和特殊的水力性能特性限制了切線泵的運(yùn)行范圍.

隨著消防設(shè)備的發(fā)展，離心泵逐漸被應(yīng)用于消防泵上.施衛(wèi)東等[4]在一臺低比轉(zhuǎn)數(shù)離心式消防泵的基礎(chǔ)上通過添加短葉片和增大喉部面積對消防泵進(jìn)行改進(jìn)，結(jié)果表明，添加短葉片可以有效降低消防泵內(nèi)部流動的軸向旋渦，而增大喉部面積則可以使揚(yáng)程更加平坦.黃志輝等[5]選取葉輪的5個(gè)參數(shù)作為優(yōu)化變量，對大流量消防泵進(jìn)行正交試驗(yàn)研究，結(jié)果表明大流量消防泵的效率與葉片數(shù)及包角呈正相關(guān)，而與進(jìn)口直徑呈負(fù)相關(guān).劉建瑞等[6]對一臺多級消防泵進(jìn)行數(shù)值模擬，表明蝸殼隔舌造成的水力損失較大，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)特別關(guān)注.

除對消防泵的內(nèi)流特性研究外，對消防泵的抗空化性能研究也很重要.趙萬勇等[7]基于k-ε湍流模型和Zwart空化模型對一臺單級單吸離心泵的空化性能進(jìn)行預(yù)測，認(rèn)為合理布置泵的位置可以延長泵的使用壽命.楊秀鑫等[8]采用加大流量法并引入無過載理論對某一臺消防泵進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，結(jié)果表明優(yōu)化后的泵揚(yáng)程、效率及抗空化等性能都有顯著提高.ATHAVALE等[9]對3種泵分別進(jìn)行空化數(shù)值計(jì)算，發(fā)現(xiàn)空化均最先發(fā)生在葉片進(jìn)口邊的背面；MATEV等[10]對翼型表面空化流動進(jìn)行數(shù)值計(jì)算和PIV試驗(yàn)測量，結(jié)果表明數(shù)值計(jì)算和PIV測量結(jié)果較為吻合.LIU等[11]為提高離心泵內(nèi)空化預(yù)測精度，分析了空化模型中成核點(diǎn)半徑、蒸發(fā)和冷凝系數(shù)3個(gè)因數(shù)對空化預(yù)測的影響.

以上研究只是關(guān)注離心式消防泵的設(shè)計(jì)參數(shù)對水力性能或抗空化性能的影響規(guī)律，而并未揭示不同工況下泵的壓力脈動、軸向力、徑向力、抗空化性能等的變化規(guī)律.為了獲得高性能的消防泵，文中對一臺低比轉(zhuǎn)數(shù)ns=24.7的離心式消防泵進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，以揭示其內(nèi)部流動規(guī)律，為消防泵的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供一定參考.

1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

1.1 計(jì)算模型

選取某一臺比轉(zhuǎn)數(shù)ns=24.7的離心式消防泵為研究對象，該泵主要設(shè)計(jì)性能參數(shù)分別為設(shè)計(jì)流量Qd=12.5 m3/h，設(shè)計(jì)揚(yáng)程Hd=74 m，額定轉(zhuǎn)速n=2 950 r/min，關(guān)死點(diǎn)揚(yáng)程H0≤88.8 m(1.2Hd)，1.5Qd工況揚(yáng)程H1.5≥48.1 m(0.65Hd).泵葉輪進(jìn)口直徑D1=68 mm，出口直徑D2=228 mm，出口寬度b2=7 mm，蝸殼喉部面積為1 025 mm2.

采用ANSYS CFX對消防泵內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，計(jì)算域共包括進(jìn)口延伸段、葉輪、蝸殼、前泵腔、后泵腔及出口延伸6部分.采用三維造型軟件Pro/E 5.0進(jìn)行建模，計(jì)算域水體和葉輪零件如圖1所示.

圖1 消防泵模型Fig.1 3D model of centrifugal fire pump

1.2 網(wǎng)格劃分及其無關(guān)性檢驗(yàn)

應(yīng)用ICEM對計(jì)算域進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，保證交界面上的網(wǎng)格數(shù)保持在同一量級.文中共劃分6種不同網(wǎng)格數(shù)的方案，對6種方案在相同條件下分別進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，結(jié)果如圖2所示，圖中N為網(wǎng)格數(shù).

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.2 Grid independence verification

由圖2可以看出：網(wǎng)格數(shù)對計(jì)算結(jié)果有一定影響，隨著網(wǎng)格數(shù)的增大，計(jì)算揚(yáng)程逐漸開始下降，下降趨勢由急變緩；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)增大至方案5時(shí)，預(yù)測揚(yáng)程變化幅度在±0.1%內(nèi)，說明方案5的網(wǎng)格數(shù)已經(jīng)能夠消除其對計(jì)算結(jié)果的影響，因此，文中選擇方案5進(jìn)行后續(xù)計(jì)算.

2 數(shù)值計(jì)算

選取3個(gè)常規(guī)工況點(diǎn)0.8Qd，1.0Qd，1.2Qd及2個(gè)特殊工況點(diǎn)0和1.5Qd進(jìn)行計(jì)算，消防泵中間截面的選取及流道劃分如圖3所示.

圖3 基準(zhǔn)面及流道劃分Fig.3 Datum plane and flow passage diagram

2.1 湍流模型選取

為了選擇適用的湍流模型，在相同條件下選用SSTk-ω模型、標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、RNGk-ε模型、k-ω模型分別對消防泵進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，如表1所示.

表1 湍流模型適用性分析Tab.1 Applicability analysis of turbulence model

由表1可以看出，采用不同湍流模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，均存在不同程度的誤差，其中SSTk-ω模型計(jì)算得到的揚(yáng)程及效率整體偏高，其他3種湍流模型之間的差值相對較小，RNGk-ε湍流模型計(jì)算得到的揚(yáng)程誤差為1.69%，效率誤差為0.89%，為4種湍流模型中誤差最小.因此，最終采用RNGk-ε湍流模型進(jìn)行計(jì)算.

2.2 邊界條件設(shè)置

葉輪區(qū)域設(shè)置為旋轉(zhuǎn)域，采用相對坐標(biāo)系，坐標(biāo)系轉(zhuǎn)速與葉輪轉(zhuǎn)速保持一致，均為n=2 950 r/min.其他區(qū)域設(shè)置為靜止域，采用靜止坐標(biāo)系.各計(jì)算域相接處設(shè)置數(shù)據(jù)交界面，其中葉輪區(qū)域(旋轉(zhuǎn)域)與靜止區(qū)域采用“Frozen Rotor”交界面，靜止域與靜止域間的交界面采用一般連接.各計(jì)算域壁面均設(shè)為“No Slip Wall”.前后口環(huán)處粗糙度精度設(shè)為3.2級，即32 μm，葉片表面及蝸殼粗糙度精度設(shè)為6.4級，其余均設(shè)置為12.5級.

進(jìn)口設(shè)為總壓進(jìn)口邊界條件，p=1.01×105Pa；出口設(shè)為質(zhì)量流量出口，qm=(Q/Qd)×12.5 kg/s；關(guān)死點(diǎn)時(shí)出口質(zhì)量流量qm=0.035 kg/s.

2.3 非定常數(shù)值計(jì)算方法

非定常數(shù)值計(jì)算以定常計(jì)算結(jié)果為初始條件，求解時(shí)間控制項(xiàng)設(shè)為t=3.389×10-4s，收斂判斷殘余類型設(shè)為“RMS”，收斂精度設(shè)為1.0×10-4.計(jì)算總時(shí)長tt=0.203 39 s，計(jì)算時(shí)間步長ts=1.129 94×10-4s，即葉輪每旋轉(zhuǎn)2°對流場進(jìn)行1次求解，共進(jìn)行1 800次求解.

2.4 空化數(shù)值計(jì)算方法

空化計(jì)算的介質(zhì)設(shè)為清水，溫度25 ℃，飽和蒸汽壓力為3 574 Pa，泵進(jìn)口液體體積分?jǐn)?shù)設(shè)為1，氣體體積分?jǐn)?shù)設(shè)為0，即單相進(jìn)口.計(jì)算以單相定常計(jì)算結(jié)果為初始流場，采用完全空化模型進(jìn)行計(jì)算，通過降低泵進(jìn)口壓力實(shí)現(xiàn)泵內(nèi)空化發(fā)生.

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 外特性分析

在額定轉(zhuǎn)速下，離心式消防泵外特性計(jì)算曲線如圖4所示.可以看出：額定工況下泵的揚(yáng)程為76.38 m，效率為37.79%；關(guān)死點(diǎn)工況時(shí)泵的揚(yáng)程為74.78 m；1.5Qd工況時(shí)揚(yáng)程為75.04 m，消防泵揚(yáng)程特性曲線整體上較為平坦，滿足NFPA 20—2019及GB 6245—2006中消防泵關(guān)死點(diǎn)揚(yáng)程不得大于額定點(diǎn)揚(yáng)程的1.40倍且1.5Qd工況下不低于0.65倍的要求.

圖4 消防泵的外特性曲線Fig.4 Hydraulic characteristic curves of centrifugal fire pump

3.2 內(nèi)流特性分析

3.2.1 相對速度分布

圖5為不同流量工況下葉輪中間截面上的相對速度分布.由圖5a可以看出：關(guān)死點(diǎn)工況下，葉輪內(nèi)的相對速度較其他工況整體偏低；低速區(qū)由葉片工作面開始發(fā)展，占據(jù)了葉輪流道的主要區(qū)域，使流道的通流能力急劇下降；葉輪內(nèi)的中高速區(qū)域主要分布于葉片背面的近壁面及葉輪出口附近，分布面積相對較??；在各流道出口處，均出現(xiàn)一個(gè)較為獨(dú)立的低速區(qū)，該區(qū)域是由于葉輪出口處二次流產(chǎn)生的旋渦引起的.由此可以推斷，關(guān)死點(diǎn)工況下葉輪內(nèi)的流動相對復(fù)雜，流動分離及二次流現(xiàn)象嚴(yán)重是造成流動損失的主要原因.

由圖5b—5e可以看出：因?yàn)楦羯嗟挠绊?，流道A在各工況下均出現(xiàn)了局部高速分布的現(xiàn)象；在分離流動發(fā)生及附近區(qū)域內(nèi)，速度由于受到分離流動的影響均出現(xiàn)不同程度降低；葉輪進(jìn)口稍后位置處速度分布也受到流動分離的影響而整體降低，使葉輪進(jìn)口處的速度出現(xiàn)了獨(dú)立的中速區(qū)分布，造成負(fù)速度梯度；隨著流量的逐漸增大，葉輪內(nèi)的流動分離現(xiàn)象減弱，由其造成的低速區(qū)也逐漸向葉片表面收縮，受流動分離影響而產(chǎn)生的獨(dú)立中速區(qū)分布隨著低速區(qū)的收縮而逐漸向流道出口方向延伸發(fā)展；至大流量工況點(diǎn)時(shí)，葉輪進(jìn)口處的中速區(qū)逐漸與主流匯為一體，但仍然存在較小的逆速度梯度.

圖5 不同工況下消防泵葉輪中間截面相對速度分布Fig.5 Distribution of relative velocity in middle section of fire pump impeller under different working conditions

為了更好地分析葉片表面的流動分離現(xiàn)象，選取流動分離區(qū)較為規(guī)律的3個(gè)工況(1.0Qd, 1.2Qd, 1.5Qd)，以3 m/s為閾值，對葉輪內(nèi)的相對速度進(jìn)一步處理，如圖6所示.

圖6 不同工況下消防泵葉輪內(nèi)低速區(qū)分布Fig.6 Distribution of low-velocity zone in fire pump impeller under different working conditions

由圖6可以看出：由逆壓梯度產(chǎn)生的流動分離現(xiàn)象主要發(fā)生于葉片工作面上，且均于同一位置開始出現(xiàn)流動分離，并且流量越小分離區(qū)越大，分離區(qū)域內(nèi)部的速度分布越紊亂；在大流量工況下，分離區(qū)逐漸收縮并最終以“翼型”的形狀附著于葉片工作面上.

葉片表面出現(xiàn)的流動分離區(qū)域均主要包括3個(gè)部分，分別為主體部分、外層區(qū)域和渦核區(qū).主體部分貼近葉片表面的低速區(qū)，流動分離在此區(qū)域內(nèi)發(fā)生并影響外界.外層區(qū)域?yàn)槭艿搅鲃臃蛛x影響的附近區(qū)域，該區(qū)域包裹著分離發(fā)生區(qū)，且均表現(xiàn)出由葉片工作面向背面方向的正速度梯度.渦核區(qū)是流動分離的起始區(qū)域，在該區(qū)域內(nèi)，由逆壓梯度形成的失速區(qū)呈現(xiàn)扁平狀分布于“翼型”的尾部區(qū)域，并在渦核邊緣轉(zhuǎn)速的影響下，出現(xiàn)了以渦核為中心上下對稱的2塊中速區(qū).靠近葉片工作面的中速區(qū)相對獨(dú)立于分離區(qū)內(nèi)，而靠近葉片背面的中速區(qū)則與外層區(qū)域融合.渦核隨著流量的增大有繼續(xù)向葉片下游移動的趨勢.

3.2.2 流線分布

圖7為不同工況下離心式消防泵葉輪內(nèi)的流線分布.整體上，葉輪內(nèi)的流線分布在各個(gè)工況下較為相似，僅紊亂程度有所不同，具體表現(xiàn)為流量越小，所對應(yīng)工況下流線的紊亂程度越高.

圖7 不同工況下消防泵流線分布Fig.7 Distribution of velocity streamlines under different working conditions

在關(guān)死點(diǎn)工況下，葉輪內(nèi)的流場分布紊亂程度較高，失速渦面積較大.由于受到隔舌流動的影響，流道A內(nèi)出現(xiàn)了較大的失速渦，渦流嚴(yán)重影響了該流道的通流能力.流道F的主要通流面積僅占整個(gè)流道的1/4，通流能力較弱.流道B，C，D，E內(nèi)前段通流能力相對較通暢，但在葉輪出口前均出現(xiàn)了較大面積的渦流，尤其在葉片工作面出口處出現(xiàn)較大區(qū)域的徑向旋渦和具有強(qiáng)烈渦流的軸向旋渦，對葉輪出口處的流動造成劇烈影響.

對比0.8Qd～1.5Qd工況葉輪內(nèi)的流線分布可以看出，葉輪出口仍存在較為明顯的旋渦流動，但旋渦的旋度相對于關(guān)死點(diǎn)較低，并且未出現(xiàn)軸向旋渦.同時(shí)，葉輪進(jìn)口也仍然處于高速旋轉(zhuǎn)且較為紊亂的狀態(tài)，進(jìn)口預(yù)旋嚴(yán)重.除此之外，葉輪其他區(qū)域的流線分布則相對均勻，葉片表面的分離流動是唯一較大尺度的旋渦流動.

3.2.3 葉片展開面流線分布

為了更直觀地觀察葉輪流道內(nèi)的流線分布，對不同工況下消防泵的葉片展開進(jìn)行分析，如圖8—10所示.

圖8 0.1span截面葉片展開面速度流線圖Fig.8 Velocity streamlines in blades extended surface of 0.1span section

整體上，將葉片在不同高度span展開后，絕對速度由葉片進(jìn)口向葉片出口逐漸升高，在葉片出口處達(dá)到最大值，流線的紊亂程度隨著流量的增大而降低.

對關(guān)死點(diǎn)工況下的截面流線進(jìn)行分析可以看出，在葉片高度0.1span，0.5span及0.9span截面上，渦流最劇烈的地方均出現(xiàn)在展開圖的右側(cè)，即葉輪的出口處，這表明在關(guān)死點(diǎn)工況下的葉輪出口有著劇烈的旋渦流動.對比3個(gè)截面的流線，出口渦流在3個(gè)截面上分布幾乎保持不變，可以認(rèn)為渦流在軸向上占據(jù)了整個(gè)流道，嚴(yán)重降低了流道的通流能力，同時(shí)造成了大量的能量損失.對比關(guān)死點(diǎn)工況展開圖的左側(cè)，即葉片進(jìn)口邊，可以看出，在截面0.1span上，葉片進(jìn)口邊的來流沖角過大，來流首先在葉片背面發(fā)生沖擊和繞流后以較大角度再次沖擊工作面，造成嚴(yán)重的沖擊損失.而由截面0.5span及截面0.9span上的流線分布可以看出，截面0.5span上的分離渦較截面0.1span上更加向進(jìn)口區(qū)域延伸，使葉片進(jìn)口的來流更加紊亂.截面0.9span上的來流方向則較其他2個(gè)截面發(fā)生了大幅度偏移.流線與工作面之間形成大角度的夾角，對流動造成嚴(yán)重不良影響.

對0.8Qd～1.5Qd工況下的葉片展開面流線進(jìn)行分析可以看出，不同葉高的葉片展開面流線隨流量的增大變化較為明顯，各工況下的旋渦分布主要體現(xiàn)在葉片工作面的分離流動，且由0.1span上升至0.9span，各流道內(nèi)由分離流動造成的渦流面積逐漸減小，個(gè)別流道內(nèi)的渦流在截面0.9span上的分布幾乎消失.由此可以判斷，流道內(nèi)發(fā)生的分離流動在軸向上更加靠近葉輪前蓋板，并且其軸向尺寸并未占據(jù)整個(gè)流道.

對比各個(gè)工況下葉片進(jìn)口來流可以看出，在截面0.1span上，進(jìn)口來流在0.8Qd～1.2Qd工況下均與葉片進(jìn)口邊存在沖角，但沖角角度較小，并未造成過大水力損失.隨著流量增大至1.5Qd，葉輪進(jìn)口排擠加劇，來流方向改變，沖角急劇增大，造成較大的沖擊.但在截面0.5span上，葉片進(jìn)口稍后位置的旋渦流動逐漸消失，流道內(nèi)的流動也趨于均勻.同時(shí)，截面0.9span上也出現(xiàn)了由于流量增大而使進(jìn)口來流逐漸趨于正常的現(xiàn)象.

圖9 0.5span截面葉片展開面速度流線圖Fig.9 Velocity streamlines in blades extended surface of 0.5span section

圖10 0.9span截面葉片展開面速度流線圖Fig.10 Velocity streamlines in blades extended surface of 0.9span section

3.2.4 渦核分布

文中采用Q-Criterion渦核判定法，并結(jié)合湍動能色系對泵內(nèi)的渦流分布進(jìn)行分析,如圖11所示，可以看出，湍動能越大的區(qū)域越接近渦核核心位置.

圖11 不同工況下消防泵內(nèi)渦核分布Fig.11 Vortex core distribution in fire pump under different working conditions

對消防泵的渦核分布進(jìn)行分析可以看出，消防泵主要流域內(nèi)的渦核分布均集中于蝸殼流道內(nèi).這是因?yàn)槲仛?nèi)有著雙向旋渦結(jié)構(gòu)，渦流強(qiáng)度較大而導(dǎo)致.同樣在蝸殼隔舌區(qū)域，由于隔舌處發(fā)生的分離流動和沖擊損失較為明顯，隔舌區(qū)域在各工況下同樣分布有較明顯的渦核.對比不同工況下葉輪內(nèi)的渦核分布可以看出，在關(guān)死點(diǎn)工況下，葉輪內(nèi)的渦核主要集中在葉輪進(jìn)出口位置，尤其在葉輪出口處出現(xiàn)了面積較大且具有極高湍動能的渦核分布.結(jié)合對流線分布的分析可知，關(guān)死點(diǎn)工況下葉輪出口處高湍動能的渦核來源于一組強(qiáng)烈的軸向旋渦，而與其相連接并且湍動能相對較低的渦核則來源于該處的徑向旋渦.除此之外，葉輪出口的其他區(qū)域也分布著較高湍動能的渦核，這一現(xiàn)象與關(guān)死點(diǎn)工況下葉輪出口二次流現(xiàn)象嚴(yán)重發(fā)展有關(guān).

對0.8Qd～1.5Qd工況下葉輪進(jìn)口處的渦核分布進(jìn)行分析可以看出，各工況下葉輪進(jìn)口處均存在著內(nèi)外2圈環(huán)形渦核，內(nèi)圈渦核以輪轂為環(huán)面高速旋轉(zhuǎn)，外圈渦核以前蓋板內(nèi)壁面為環(huán)面旋轉(zhuǎn)，可以認(rèn)為流體在進(jìn)入流道前已經(jīng)受到葉片旋轉(zhuǎn)的影響，具有較高的旋轉(zhuǎn)速度并和蓋板及輪轂發(fā)生摩擦和沖擊，造成能量損失.對比0.8Qd～1.5Qd工況下葉輪流道內(nèi)的渦核分布可以看出，葉輪流道內(nèi)的渦核分布主要集中于葉片背面，但渦核是由葉片工作面上分離渦邊緣旋轉(zhuǎn)造成的.隨著流量的逐漸增大，葉輪流道內(nèi)由軸向旋渦引起的渦核明顯增多，并且渦核的結(jié)構(gòu)也更加趨于穩(wěn)定.至1.5Qd工況時(shí)，各葉輪流道的渦核分布基本保持固定且對稱.

3.2.5 壓力脈動特性分析

為進(jìn)一步分析消防泵內(nèi)流特性，在蝸殼隔舌位置設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)，觀察隔舌位置的壓力脈動.定義量綱一化壓力脈動系數(shù)Cp為

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圖12為經(jīng)快速傅里葉變換得到的離心式消防泵隔舌處壓力脈動的頻域分布，可以看出：不同工況下隔舌處的壓力脈動頻域主頻均為295 Hz，即葉頻fb，諧頻均為2fb，3fb及nfb；除主頻外，頻譜上還出現(xiàn)了低頻段分布，尤其在關(guān)死點(diǎn)工況下，低頻段的分布較為密集，且峰值相對較高；隨著流量增大，低頻段的峰值逐漸減小，至大流量點(diǎn)工況下，低頻基本消失，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因與隔舌處復(fù)雜流動有關(guān)，關(guān)死點(diǎn)工況下隔舌處分離流動及流動沖擊較為嚴(yán)重，導(dǎo)致隔舌處產(chǎn)生渦分布及其對應(yīng)的低頻脈動，而隨著流量逐漸增大，隔舌處的流動紊亂程度下降，低頻脈動也隨之減少.

圖12 隔舌處壓力脈動頻域分布Fig.12 Frequency domain diagram of pressure fluctua-tion at monitoring points of tongue separation

3.3 軸向力分布

圖13為消防泵軸向力分布.由圖13a可以看出：不同工況下消防泵的軸向力變化規(guī)律基本保持一致，均表現(xiàn)為沿均值在較小范圍內(nèi)上下波動；極小流量和極大流量工況下的軸向力波動相對較大，但在0.8Qd～1.2Qd工況下則表現(xiàn)出隨流量的增大而減弱.

圖13 軸向力分布Fig.13 Distribution of axial force

由圖13b可以看出：不同工況下消防泵的軸向力均值分別為1 429，1 790，1 818，1 832，2 132 N，平均值在整體上表現(xiàn)出隨流量的增大而逐漸增大的趨勢；在0.8Qd～1.2Qd工況時(shí)，相鄰工況下的軸向力變化較為微小，軸向力變化僅為20 N；隨著流量從1.2Qd增大至1.5Qd時(shí)，軸向力由1 832 N上升至2 132 N，上升幅度達(dá)13%.

3.4 徑向力分布

圖14為不同工況下消防泵徑向力分布.由圖14a和圖14b可以看出：葉輪受到的徑向力在1個(gè)周期內(nèi)共出現(xiàn)了6個(gè)波峰和6個(gè)波谷，與葉輪葉片數(shù)相對應(yīng)，表明葉輪與隔舌的動靜干涉是引起消防泵徑向力周期性變化的主要原因；除主峰之外，在0.8Qd～1.5Qd工況下的徑向力時(shí)域分布的波谷處出現(xiàn)了6個(gè)次峰，并且次峰的峰值隨著流量的增大而逐漸降低，這可能與流量越大流場越趨于穩(wěn)定有關(guān)；關(guān)死點(diǎn)工況下消防泵受到的徑向力最大，其幅值最大為63 N，遠(yuǎn)超其他工況點(diǎn)；關(guān)死點(diǎn)工況下徑向力幅值出現(xiàn)的相位角與其他工況沿葉輪旋轉(zhuǎn)方向相差35°，與其他工況次峰出現(xiàn)的相位角保持一致.相位角的變化及其幅值增加的原因可能是關(guān)死點(diǎn)狀態(tài)下消防泵葉輪內(nèi)的流場紊亂程度加深，葉輪出口出現(xiàn)了具有極高湍動能的徑向旋渦，這些復(fù)雜的流動使葉輪及蝸殼內(nèi)的穩(wěn)定流動結(jié)構(gòu)遭到破壞，從而使徑向力峰值出現(xiàn)的相位角產(chǎn)生變化.

由圖14c可以看出：徑向力均值整體隨流量的增大而減小，在1.0Qd工況時(shí)，葉輪所受徑向力平均為21.4 N；在1.5Qd工況時(shí)，徑向力僅為14.7 N，較1.0Qd工況時(shí)降低了32%.這是由于隨著流量的增大，消防泵的流場將更加均勻穩(wěn)定，徑向力均值也將進(jìn)一步降低.

圖14 徑向力分布Fig.14 Distribution of radial force

3.5 空化特性分析

在4個(gè)流量工況(1.0Qd，1.2Qd，1.4Qd和1.5Qd)下分別對消防泵的汽蝕性能進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，結(jié)果如圖15所示.

圖15 空化特性曲線Fig.15 Cavitation characteristic curves

由圖15可以看出，在1.0Qd工況下，隨著NPSH開始減小，消防泵的揚(yáng)程曲線基本保持不變；待NPSH降低至4.00 m時(shí)，揚(yáng)程曲線開始下降，并在NPSH降低至2.00 m時(shí)，揚(yáng)程降低至73.85 m，下降幅度約為實(shí)際揚(yáng)程的3%，此時(shí)消防泵在1.0Qd工況下的NPSHR=2.00 m.

相比1.0Qd工況，隨著流量增大，揚(yáng)程特性曲線受空化的影響更加明顯，揚(yáng)程曲線開始下降時(shí)的NPSH也逐漸增大，但下降速度相對減緩.1.2Qd，1.4Qd及1.5Qd工況的揚(yáng)程曲線分別自NPSHR=2.00，5.00，6.00 m時(shí)開始下降，并分別于NPSHR=2.10，2.25，2.45 m時(shí)降低幅度達(dá)到3%.

4 結(jié) 論

通過對某一離心式消防泵進(jìn)行非定常數(shù)值計(jì)算，分析了其外特性、內(nèi)流特性及空化特性，得到結(jié)論如下：

1) 在關(guān)死點(diǎn)工況下，離心式消防泵葉輪內(nèi)流場流線紊亂，在葉輪內(nèi)尤其葉輪出口位置產(chǎn)生大量失速渦，嚴(yán)重影響流道的通流能力，造成能量損失.而隨著流量增大，葉輪內(nèi)的流動分離現(xiàn)象減弱，流道內(nèi)的旋渦逐漸消失，流動趨于均勻，渦核分布基本保持固定且對稱.

2) 隨著流量增大，離心式消防泵軸向力逐漸增大，徑向力逐漸減小.在極小流量工況和極大流量工況下的軸向力波動相對較強(qiáng)，在0.8Qd～1.2Qd工況下則表現(xiàn)出隨流量的增大而減弱趨勢.在關(guān)死點(diǎn)工況下，徑向力幅值出現(xiàn)的相位角與其他工況沿葉輪旋轉(zhuǎn)方向相差35°，與其他工況次峰出現(xiàn)的相位角保持一致.

3) 相比1.0Qd工況，隨著流量的增大，離心式消防泵揚(yáng)程特性曲線受空化的影響越明顯，揚(yáng)程曲線開始下降時(shí)的NPSHR也逐漸增大，但下降速度相對較緩.