立式自吸泵環(huán)形噴射孔比面積對(duì)其性能的影響

程效銳，熊博*，劉明建王娟娟

(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)

自吸泵因其“一次引流，終生自吸”的特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于市政排澇、農(nóng)田節(jié)水灌溉、工業(yè)石油化工等領(lǐng)域.由于易空化的原因，自吸泵的水力性能受到制約，空化引起振動(dòng)與噪聲，嚴(yán)重時(shí)影響泵的穩(wěn)定運(yùn)行.受汽蝕余量限制，自吸泵更高的自吸高度無法實(shí)現(xiàn)[1]，因此，提高自吸泵抗空化性能，同時(shí)提高其允許吸程，對(duì)拓展自吸泵應(yīng)用具有重要意義.

目前，許多學(xué)者對(duì)離心泵空化進(jìn)行了深入研究.袁丹青等[2]基于k-ε湍流模型對(duì)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的多噴嘴射流泵展開研究，結(jié)果表明，噴嘴個(gè)數(shù)和喉嘴距對(duì)射流泵的空化性能有明顯影響.徐上峰[3]提出在離心泵吸入口增加文丘里射流器以增大離心泵吸入口壓力，可有效改善泵的抗空化性能.JIANG等[4]研究發(fā)現(xiàn)誘導(dǎo)輪配合環(huán)形射流可有效改善高速泵的抗空化性能.WANG等[5-6]通過在水翼上開通孔，利用水翼壓力面與吸力面之間的壓差使高壓流沿孔流入低壓區(qū)以提高壓力，從而達(dá)到抑制空化的目的.ZHANG等[7]在靠近葉片前緣吸入側(cè)的葉輪護(hù)罩上開槽，引葉輪前腔中的高壓流體給葉片進(jìn)口，發(fā)現(xiàn)槽射流可有效改善泵抗空化性能.CHENG等[8]在平衡孔周向位置對(duì)半開式葉輪離心泵空化影響的研究中發(fā)現(xiàn)，平衡孔引流可增加葉輪進(jìn)口壓力，改善泵的抗空化性能，并可有效減小軸向力.趙偉國等[9]提出在葉片上設(shè)置縫隙來控制空化，葉輪中經(jīng)縫隙流向葉片背面的高壓流體提高了葉片背面的壓力，有效抑制了空化.WANG等[10]通過在葉輪前蓋板上開孔將前泵腔高壓流體引入葉片背面的汽蝕區(qū)，提升了壓力，從而抑制了空化.趙萬勇等[11]研究表明，泵初生空化余量隨流量的增大先緩慢降低后逐漸增大.CUI等[12]對(duì)射流裝置進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)引回量為6%流量時(shí)對(duì)抗空化性能的改善最好.

綜上所述，針對(duì)射流增壓改善普通離心泵空化性能的研究較多，而對(duì)射流增壓應(yīng)用于外混式無密封自吸泵改善其空化性能的研究較少，且不夠深入，文中以350WFB-1200-50型立式自吸泵為研究對(duì)象，采用數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)相結(jié)合的方法研究環(huán)形噴射孔比面積的變化對(duì)立式自吸泵性能的影響規(guī)律，為解決自吸泵汽蝕問題提供一定參考.

1 研究對(duì)象及方案

1.1 研究對(duì)象

350WFB-1200-50型立式自吸泵的設(shè)計(jì)性能參數(shù)分別為流量Qd=1 200 m3/h，揚(yáng)程H=50 m，轉(zhuǎn)速n=1 450 r/min，必需空化余量NPSHR=3.6 m，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示.

圖1 立式自吸泵結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of vertical self-priming pump

通過三維造型軟件Pro/E對(duì)立式自吸泵進(jìn)行全流域建模，如圖2所示.自吸泵由進(jìn)口段、前口環(huán)間隙、葉輪、矩形壓水室、后口環(huán)間隙、氣液分離室、密封腔、副葉輪、副葉輪出口間隙和出口段等組成.

圖2 立式自吸泵全流道三維模型Fig.2 3D model of flow of vertical self-priming pump

環(huán)形引流噴射是基于引流噴射原理，利用射流紊動(dòng)擴(kuò)散作用來傳遞能量和質(zhì)量.它由引流孔、引流腔和噴射孔組成，具有結(jié)構(gòu)簡單、無轉(zhuǎn)動(dòng)部件從而不直接消耗機(jī)械能的優(yōu)點(diǎn).裝置將壓水室出口處的高壓流體引射到葉輪入口，增大葉輪入口處的靜壓能，達(dá)到改善離心泵空化性能的效果.

1.2 研究方案

文中設(shè)計(jì)4種方案研究環(huán)形引流噴射引流孔直徑對(duì)立式自吸泵空化性能的影響規(guī)律.為使研究結(jié)果更具有普適性，引入引流孔總面積與噴射孔總面積的比值k(比面積)定義引流孔直徑.參考工程實(shí)際，設(shè)定噴射孔直徑為14 mm，周向均勻布置13個(gè)，考慮到射流對(duì)葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)的影響，其軸向距葉輪進(jìn)口30 mm.考慮引入高壓流體對(duì)壓水室的影響，在壓水室出口分布圓直徑800 mm處布置1個(gè)引流孔.不同方案下比面積k與引流孔直徑D的對(duì)應(yīng)關(guān)系見表1.

表1 不同方案下引流孔幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of drainage hole under different schemes

2 數(shù)值計(jì)算

2.1 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

由于立式自吸泵水體模型及空化模擬邊界條件相當(dāng)復(fù)雜，采用Gambit軟件對(duì)模型進(jìn)行適應(yīng)性較好的混合網(wǎng)格劃分.為保證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)自吸泵葉輪前后口環(huán)間隙進(jìn)行多層網(wǎng)格加密處理，對(duì)于葉輪、副葉輪進(jìn)口邊位置以及蝸殼隔舌采用面網(wǎng)格進(jìn)行加密處理.

考慮網(wǎng)格密度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，在額定工況下，以泵揚(yáng)程為判據(jù)，采用662萬、732萬、790萬和856萬4種網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，對(duì)應(yīng)的揚(yáng)程分別為53.65，53.18，53.00，52.91 m.隨著網(wǎng)格數(shù)的增大，揚(yáng)程呈下降趨勢(shì)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到790萬后趨于穩(wěn)定.兼顧計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性和計(jì)算資源的有效利用，最終確定計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)為790萬.

2.2 湍流模型

RNGk-ε湍流模型考慮了湍流的各向異性及旋流流動(dòng)情況，在空化數(shù)值計(jì)算中有著較好的表現(xiàn)[13]，其具體表達(dá)式為

(1)

(2)

μeff=μ+μt，

(3)

(4)

上述式中：Pk為湍動(dòng)能k的生成項(xiàng)；μt為湍流黏度；Cμ=0.084 5，αk=αε=1.39，C1ε=1.42，C2ε=1.68.

2.3 空化模型

空化模型選用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件CFX中默認(rèn)的Zwart空化模型[14]，其表達(dá)式為

(5)

式中：RB為空泡半徑；T為表面張力系數(shù)；pv為空泡表面壓力；p為液體靜壓力.

忽略二階項(xiàng)和表面張力項(xiàng)，式(5)可簡化為

(6)

假設(shè)在一個(gè)控制體中所有的蒸汽泡具有相同的尺寸，Zwart空化模型采用單位體積空泡數(shù)n0以及單個(gè)空泡質(zhì)量傳輸率求得總相間質(zhì)量傳輸率R，即

(7)

其中，單位體積空泡數(shù)n0的表達(dá)式取決于相變的方向，對(duì)于空泡的生長(汽化)，n0表達(dá)式為

(8)

對(duì)于空泡的潰滅、凝結(jié)過程，n0表達(dá)式為

(9)

綜合以上各式，可得空化模型為

(10)

式中：ρv為空泡密度；αv為蒸汽體積分?jǐn)?shù)；αruc為氣核體積分?jǐn)?shù)，αruc=5.0×10-4；Fvap和Fcond分別為汽化和凝結(jié)過程中的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，F(xiàn)vap=50，F(xiàn)cond=0.01.

2.4 邊界條件

設(shè)置進(jìn)口為總壓進(jìn)口，出口為質(zhì)量流量出口，壁面選擇固壁處無滑移.動(dòng)靜部件間設(shè)置動(dòng)靜交界面(frozen-rotor interface)，網(wǎng)格連接采用GGI方式.流體介質(zhì)為25 ℃清水，飽和蒸汽壓力為3 169 Pa，系統(tǒng)參考?jí)毫υO(shè)為0.將非空化定常計(jì)算結(jié)果作為空化計(jì)算的初始值，并逐步降低計(jì)算模型進(jìn)口總壓使泵內(nèi)發(fā)生空化，通過觀測(cè)出口壓力趨于平穩(wěn)或收斂殘差值小于1.0×10-5時(shí)，判定求解收斂.

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)裝置

圖3為自吸泵試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)示意圖.試驗(yàn)時(shí)通過壓力傳感器和電磁流量計(jì)得到模型泵的揚(yáng)程和流量，通過采集模型泵電動(dòng)機(jī)的電流，再根據(jù)交流電動(dòng)機(jī)功率換算關(guān)系得到泵的軸功率.進(jìn)口段電動(dòng)空氣控制閥采用DKF-60.

圖3 自吸泵試驗(yàn)裝置示意圖Fig.3 Diagram of self-priming pump test device

3.2 對(duì)比分析

為驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算方法的可靠性，選擇原模型泵樣機(jī)進(jìn)行外特性試驗(yàn)和空化試驗(yàn)，并與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，如圖4所示.可以看出，整體上，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)值趨勢(shì)一致，誤差在允許的5%內(nèi)，這表明文中所采用的數(shù)值計(jì)算方法是可靠的.

圖4 模型泵計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.4 Comparsion between calculated value and test value of model pump

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 立式自吸泵能量特性及內(nèi)流場(chǎng)分析

為分析環(huán)形噴射孔比面積k對(duì)自吸泵水力性能的影響，對(duì)泵的性能參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析.表2為4種方案在額定工況下的引回流量，表中q為引回流量，q/Qd為引回流量與自吸泵額定流量的比值.可以看出，在噴射孔結(jié)構(gòu)不變的情況下，隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，引回流量也隨之增大.

表2 額定工況下不同比面積的引回流量Tab.2 Return flow of different specific area under rated condition

圖5為額定工況下不同環(huán)形噴射孔比面積立式自吸泵的外特性曲線，可以看出，在噴射孔結(jié)構(gòu)不變的情況下，隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，揚(yáng)程和效率呈下降趨勢(shì).這是因?yàn)殡S著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，引回的高壓流體增多，自吸泵的容積損失增大.引回的高壓射流對(duì)自吸泵葉輪進(jìn)口的主流產(chǎn)生的擾動(dòng)也會(huì)加大，并且流體從矩形壓水室出口泄漏時(shí)對(duì)矩形壓水室出口流態(tài)的擾動(dòng)也會(huì)隨之加大，水力損失增大.

圖5 額定工況下立式自吸泵外特性曲線Fig.5 Hydraulic characteristic curves of vertical self-priming pump under rated condition

為深入了解環(huán)形噴射孔比面積k對(duì)自吸泵水力性能的影響規(guī)律，對(duì)自吸泵的內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比分析.圖6為額定工況下立式自吸泵軸面壓力分布，可以看出：隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，引流腔內(nèi)的壓力呈現(xiàn)線性升高的趨勢(shì)，增壓效果明顯；通過噴射孔對(duì)進(jìn)口的壓力也有一定的增大作用，使進(jìn)口的高壓區(qū)域有所增大，但增壓效果并不明顯，進(jìn)口壓力呈現(xiàn)拋物線升高趨勢(shì)，存在極值點(diǎn)，其中k=0.25方案的增壓效果最好.由此可見，環(huán)形噴射裝置的壓力損失隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大而增大，壓力傳遞效率低.

圖6 額定工況下立式自吸泵軸面壓力分布Fig.6 Axial pressure nephograms of vertical self-priming pump under rated condition

圖7為額定工況下立式自吸泵軸面流線,可以看出：隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，即隨著引流孔直徑的增大，氣液分離室內(nèi)的旋渦數(shù)量增加，氣液分離室出口處的旋渦逐漸發(fā)展，逐步堵塞氣液分離室出口流道，致使氣液分離室內(nèi)流體無法順暢流到出口段；隨著引流孔直徑的增大，部分高壓流體通過引流孔引流時(shí)會(huì)對(duì)矩形壓水室出口逐步形成排擠，致使流出矩形壓水室出口的流體更傾向于通過連通孔流向氣液分離室，與流出氣液分離室的流體相混合，在氣液分離室及其出口造成更多的旋渦；在噴射孔結(jié)構(gòu)不變的情況下，隨著引流孔直徑的增大，引回流量隨之增多，引回的高壓射流對(duì)葉輪進(jìn)口流體的排擠就越明顯，造成的水力損失就越大.引流腔內(nèi)的流線變化表明，隨著引回流量的增大，引流腔內(nèi)的旋渦逐步向噴射孔側(cè)發(fā)展，將不利于引流腔到進(jìn)口段的壓力傳遞.

圖7 額定工況下立式自吸泵軸面流線Fig.7 Axial streamline diagrams of vertical self-priming pump under rated condition

圖8為額定工況下葉輪軸面速度分布，可以看出：隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，葉輪葉片進(jìn)口邊靠近前蓋板區(qū)域速度呈現(xiàn)不斷加大的趨勢(shì)，這是因?yàn)楦鶕?jù)質(zhì)量守恒定律，環(huán)形引流噴射引回的流量在不考慮損失的情況下會(huì)全部補(bǔ)給葉輪；隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，引回的流量隨之增大，葉輪結(jié)構(gòu)不變，即過流斷面面積不變，流量增加，則速度也隨之增加.液流流速的升高會(huì)導(dǎo)致壓力的降低，而壓力降低會(huì)使泵更容易發(fā)生空化.

圖8 額定工況下葉輪軸面速度分布云圖Fig.8 Axial velocity distribution nephograms of impeller under rated condition

為進(jìn)一步研究環(huán)形噴射孔比面積k的變化導(dǎo)致葉輪葉片進(jìn)口邊靠近前蓋板區(qū)域壓降的變化規(guī)律，引入泵的必需空化余量NPSHR表示因流速變化所引起的壓頭降低值.

泵的必需空化余量NPSHR為

(11)

式中：λ1為絕對(duì)流速變化及水力損失引起的壓降系數(shù)，一般情況下λ1=1～1.2；λ2為液體繞流葉片頭部引起的壓降系數(shù)，一般在無沖擊入流的情況下λ2=0.3～0.4；v0為葉輪進(jìn)口處的平均流速；w1為液流在葉片進(jìn)口邊前的相對(duì)速度.

由式(11)可知，隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，引回流量隨之增大，致使葉輪進(jìn)口處的平均流速和液流在葉片進(jìn)口邊前的相對(duì)速度增大，使泵的必需空化余量NPSHR隨之增大，而NPSHR的增大對(duì)泵的空化性能是不利的.因此，如果環(huán)形引流噴射對(duì)葉輪進(jìn)口的增壓效果大于引流使葉輪流量增加導(dǎo)致的NPSHR增大的效果，則泵空化性能改善；反之，泵的空化性能惡化.

4.2 環(huán)形引流噴射對(duì)立式自吸泵空化性能的影響

在空化流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算中，一般采用繪制泵的有效空化余量NPSHA和揚(yáng)程H的關(guān)系曲線來描述泵的空化發(fā)展過程，其中有效空化余量的計(jì)算公式為

(12)

式中：pin為基準(zhǔn)靜壓力，采用泵進(jìn)口壓力；pv，25為清水在25 ℃下的飽和蒸汽壓力，pv，25=3 169 Pa；ρ為25 ℃清水密度；g為重力加速度.

由式(12)可知，降低泵進(jìn)口壓力，泵的有效空化余量NPSHA減小，空化發(fā)展逐漸嚴(yán)重.因此采用逐漸降低泵進(jìn)口壓力的方法來減小泵的有效空化余量，從而使泵內(nèi)空化逐漸發(fā)展.監(jiān)測(cè)不同有效空化余量下的揚(yáng)程變化趨勢(shì)，定義揚(yáng)程下降3%時(shí)對(duì)應(yīng)的有效空化余量為臨界空化余量NPSHC.圖9為泵空化特性曲線.

圖9 立式自吸泵空化特性曲線Fig.9 Cavitation characteristic curves of vertical self-priming pump

由圖9可以看出：空化特性曲線可分為揚(yáng)程平穩(wěn)的無空化階段、揚(yáng)程在一定范圍內(nèi)保持穩(wěn)定的空化初生階段、揚(yáng)程下降3%的臨界空化階段以及揚(yáng)程陡降的完全空化階段；隨著有效空化余量的減小，原方案最先進(jìn)入臨界空化階段，接著依次為k=1.50方案、k=0.10方案、k=1.00方案、k=0.25方案，其對(duì)應(yīng)的臨界汽蝕余量分別為4.50，3.83，3.78，3.72，3.46 m.

由此可見，隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，立式自吸泵的必需空化余量NPSHR的變化規(guī)律較為復(fù)雜.泵的空化性能呈現(xiàn)先變好后變差的趨勢(shì)，其中k=0.25方案下泵的空化性能最好.

為深入分析不同環(huán)形噴射孔比面積k對(duì)立式自吸泵汽蝕性能的影響，定常計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)入口壓力為NPSHA=3.6 m的等效壓力時(shí)，不同比面積k的立式自吸泵皆已發(fā)生空化，因此，選取NPSHA=3.6 m下不同比面積k的立式自吸泵葉輪中截面的氣泡體積分布進(jìn)行分析，如圖10所示.

圖10 不同比面積下葉輪中截面的氣泡體積分布云圖Fig.10 Bubble volume distribution nephograms of cross section of impeller under different specific area

由圖10可以看出：由于壓水室隔舌的干涉作用，葉輪流道內(nèi)氣泡分布呈現(xiàn)一個(gè)葉片流道氣泡云明顯而其他葉片流道氣泡云不明顯的不對(duì)稱分布趨勢(shì)；隨著比面積k的增大，葉輪流道內(nèi)產(chǎn)生氣泡的區(qū)域變小，同一半徑處的氣泡體積分?jǐn)?shù)呈先變小后變大的趨勢(shì)；k=0.25方案下的氣泡體積分?jǐn)?shù)最小，這說明比面積k并不是越大越好，引回的高壓流體過多，反而會(huì)使立式自吸泵的空化性能惡化，導(dǎo)致泵性能下降.

5 結(jié) 論

1) 環(huán)形引流噴射可有效改善立式自吸泵的汽蝕性能，隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，立式自吸泵的空化性能呈先變好后變差的趨勢(shì)，k=0.25方案下的葉輪中截面葉輪流道內(nèi)氣泡體積分?jǐn)?shù)最小且空泡區(qū)域最小，立式自吸泵的空化性能最好.

2) 環(huán)形引流噴射對(duì)立式自吸泵水力性能的影響較大，隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，泵的水力性能呈下降趨勢(shì).引流增壓導(dǎo)致泵水力性能下降，但為改善泵的空化性能，需犧牲部分水力性能.

3) 在噴射孔結(jié)構(gòu)不變的情況下，隨著環(huán)形噴射孔比面積k的增大，引流腔內(nèi)壓力增大明顯，通過噴射孔對(duì)葉輪進(jìn)口增壓并不顯著，這說明環(huán)形引流噴射結(jié)構(gòu)的壓力損失大，對(duì)葉輪進(jìn)口的壓力傳遞效率低.