環(huán)形噴嘴寬度對高速誘導(dǎo)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(tǒng)重點實驗室，蘭州 730050

高速離心泵廣泛應(yīng)用于航空航天，石油化工和化學工業(yè)等領(lǐng)域，其在運行過程中很容易發(fā)生空化現(xiàn)象［1］，空化會導(dǎo)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(shè)計者常常通過增設(shè)前置誘導(dǎo)輪來防止其發(fā)生空化，但誘導(dǎo)輪內(nèi)的空化現(xiàn)象仍然會造成葉片表面損傷、噪聲增大和空腔不穩(wěn)定性等嚴重后果，嚴重威脅泵的結(jié)構(gòu)完整性和性能［2-4］。因此，國內(nèi)外學者對誘導(dǎo)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(dǎo)輪空化不穩(wěn)定性的檢測方法，研究發(fā)現(xiàn)該方法可以利用像素灰度值識別各類空化不穩(wěn)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(dǎo)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(fā)現(xiàn)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(fā)現(xiàn)誘導(dǎo)輪的葉片前緣形狀、葉片數(shù)、葉頂間隙、輪轂形狀等參數(shù)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(dǎo)輪空化特性的影響，研究發(fā)現(xiàn)不同入流條件對誘導(dǎo)輪水力性能影響不大，但均勻入流的空化性能優(yōu)于非均勻入流。Fu 等［9］采用試驗和數(shù)值計算結(jié)合研究了有無誘導(dǎo)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(fā)動機渦輪泵為研究對象，通過試驗測試發(fā)現(xiàn)誘導(dǎo)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(fā)的試驗裝置研究了渦輪泵的誘導(dǎo)輪空化特性與熱效應(yīng)的關(guān)系。郭曉梅等［12］以高速誘導(dǎo)輪離心泵為研究對象，對前置不同形式誘導(dǎo)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(yù)測模型和一維分析模型對低溫泵空化性能和不穩(wěn)定性進行了研究。程效銳等［14］提出了用環(huán)形槽來改善誘導(dǎo)輪空化性能，研究發(fā)現(xiàn)當環(huán)形槽處于誘導(dǎo)輪上游時能吸收葉尖泄漏渦抑制空化發(fā)生。Jiang 等［15］對有無環(huán)形射流誘導(dǎo)輪的高速離心泵空化性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)加環(huán)形射流裝置和誘導(dǎo)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(fā)現(xiàn)高壓射流能改善其空化性能，但是會導(dǎo)致?lián)P程略有下降。王文廷等［17］針對某高速誘導(dǎo)輪提出了縫隙誘導(dǎo)輪，研究發(fā)現(xiàn)縫隙誘導(dǎo)輪能提升泵在小流量工況下的空化性能從而使泵穩(wěn)定工作的工況范圍變寬?？祦喿康龋?8］研究了液體火箭發(fā)動機誘導(dǎo)輪非定常空化特征以及壓力脈動特征，發(fā)現(xiàn)空泡集中在葉片前緣和葉片進口輪緣處且形態(tài)隨時間不斷變化，回流渦空化旋轉(zhuǎn)方向與誘導(dǎo)輪旋轉(zhuǎn)方向一致。楊寶鋒等［19］以液體火箭發(fā)動機推進劑泵為研究對象，研究了誘導(dǎo)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(fā)現(xiàn)，國內(nèi)外學者通過數(shù)值計算和試驗的手段，研究了大量誘導(dǎo)輪自身空化的演變規(guī)律以及誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)和幾何參數(shù)對其空化特性的影響，但對借助高壓射流裝置來改善誘導(dǎo)輪空化性能的研究較少，且暫未發(fā)現(xiàn)通過口環(huán)引流裝置來改善誘導(dǎo)輪空化特性的相關(guān)研究。鑒于此，本文旨在設(shè)計1 種口環(huán)引流裝置，通過借用口環(huán)間隙，引射葉輪出口高壓流體到高速誘導(dǎo)輪進口區(qū)域，提高高速誘導(dǎo)輪進口區(qū)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(dǎo)輪葉頂間隙回流泄漏流，從而達到改善高速誘導(dǎo)輪空化性能的目的。此裝置有望為提高高速誘導(dǎo)輪的空化特性提供一定參考和思路。

1 計算模型與網(wǎng)格劃分

1.1 計算模型

本文研究對象為前置誘導(dǎo)輪的高速離心泵，研究對象（前置誘導(dǎo)輪的高速離心泵）示意圖如圖1所示，其主要設(shè)計參數(shù)為：流量Qv=8.48 m3/h，揚程H=580 m，轉(zhuǎn)速n=31 590 r/min，比轉(zhuǎn)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(dǎo)輪主要幾何參數(shù)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(shù)Z=3。高速誘導(dǎo)輪軸面圖和平面投影見圖2。

圖2 誘導(dǎo)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(wǎng)格劃分

本研究計算域采用Gambit 軟件進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格采用適應(yīng)性較好的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，計算域包括誘導(dǎo)輪、誘導(dǎo)輪葉頂間隙、葉輪、前口環(huán)、壓水室等。針對不同水力部件采用不同網(wǎng)格尺度進行網(wǎng)格劃分，其中誘導(dǎo)輪葉頂間隙和前口環(huán)由于環(huán)面徑向（厚度）尺寸過小，采用分層網(wǎng)格劃分，通過控制間隙徑向（厚度）和周向網(wǎng)格節(jié)點數(shù)以達到數(shù)值計算精度的同時可以有效控制網(wǎng)格數(shù)量。為保證數(shù)值計算的精度，通過不斷調(diào)整主要水力部件網(wǎng)格尺度進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，發(fā)現(xiàn)泵的揚程和效率均隨網(wǎng)格數(shù)增加略有增加，當網(wǎng)格數(shù)達到一定數(shù)量時，揚程和效率逐步趨于穩(wěn)定，最終確定P2方案網(wǎng)格數(shù)進行本文后續(xù)數(shù)值計算。主要水力部件網(wǎng)格示意圖見圖3，網(wǎng)格無關(guān)性驗證主要方案及主要水力部件詳細網(wǎng)格數(shù)見表1。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證及主要水力部件詳細網(wǎng)格數(shù)Table 1 Grid independence verification and detailed grid number of main hydraulic components

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

2 方案設(shè)計

為研究口環(huán)引流裝置環(huán)形噴嘴寬度對高速誘導(dǎo)輪空化性能的影響，將環(huán)形噴嘴布置在誘導(dǎo)輪葉片進口邊輪緣處，保證環(huán)形噴嘴靠近誘導(dǎo)輪側(cè)與誘導(dǎo)輪前緣軸向距離為0 mm，其中噴嘴為環(huán)形，前口環(huán)間隙為0.15 mm，環(huán)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(huán)形噴嘴內(nèi)側(cè)距離為45 mm。在此基礎(chǔ)上定義環(huán)形噴嘴寬度為Bi，并設(shè)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(huán)引流裝置的原始方案，口環(huán)引流方案設(shè)計示意圖見圖4。

圖4 口環(huán)引流方案設(shè)計示意圖Fig.4 Schematic diagram of wear-ring drainage scheme design

為了便于給工程設(shè)計提供參考，本文引入寬徑比λ來表征口環(huán)引流裝置環(huán)形噴嘴寬度大小，不同方案對應(yīng)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(huán)形噴嘴寬度，mm；Dj為高速離心泵進口直徑，mm。

3 數(shù)值計算方法及邊界條件設(shè)置

3.1 控制方程

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

質(zhì)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(shù)；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(zhì)量輸運進行了修正，能夠更精準地模擬空泡的產(chǎn)生、發(fā)展和潰滅等一系列復(fù)雜過程［21］。

假定系統(tǒng)中所有空泡的大小都相同，蒸發(fā)質(zhì)量傳輸率表示為

式中：Re和Rc為2 種情況的蒸發(fā)質(zhì)量傳輸率；αv為氣相體積分數(shù)；ρv為氣相密度；ρ1為流體介質(zhì)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(shù)，取5×10-4；RB為空泡半徑，取1×10-6；Fvap為蒸發(fā)系數(shù)，取50；Fcond為凝結(jié)系數(shù)，取0.01；蒸發(fā)系數(shù)與凝結(jié)系數(shù)為2 個經(jīng)驗校正系數(shù)［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(huán)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(yīng)變及彎曲流線流動時產(chǎn)生的失真現(xiàn)象，從而使數(shù)值模擬計算的精度更高［23］。

3.4 邊界條件設(shè)置

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

4 數(shù)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(shù)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(zhuǎn)速；D1為葉輪葉片進口邊與前蓋板交點處的直徑。

為確保數(shù)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(shù)值計算結(jié)果進行對比分析。試驗臺系統(tǒng)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(wěn)定（2 h 內(nèi)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(jié)果和不同設(shè)計方案的揚程數(shù)值計算結(jié)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(jié)果和其數(shù)值計算結(jié)果以及不同口環(huán)引流方案的揚程數(shù)值計算結(jié)果變化趨勢一致，且原始方案數(shù)值計算結(jié)果略高于其試驗測試結(jié)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(huán)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(shè)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(jié)果和不同口環(huán)引流方案的效率數(shù)值計算結(jié)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(jié)果和其數(shù)值計算結(jié)果以及和不同口環(huán)引流方案的效率數(shù)值計算結(jié)果變化趨勢一致，且原始方案數(shù)值計算結(jié)果略高于其試驗測試結(jié)果，但原始方案的效率試驗測試結(jié)果與其數(shù)值計算結(jié)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(huán)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(shè)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(jié)果和數(shù)值計算結(jié)果曲線。由圖8 可知，數(shù)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(shù)值計算條件下的臨界空化數(shù)σN為0.034，試驗測試條件下的臨界空化數(shù)σE為0.035，兩者誤差不超過2.95%。

圖8 空化試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)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(shù)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(huán)引流方案在數(shù)值計算時的水力性能，可以得出結(jié)論：本研究中所采用的不同設(shè)計方案模型和數(shù)值計算方法等都足以支撐研究工作進一步開展。

5 數(shù)值計算結(jié)果及分析

5.1 環(huán)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?，F(xiàn)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(fā)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(xiàn)了揚程驟降現(xiàn)象。由圖9 可知，不同方案高速離心泵的揚程均隨空化數(shù)σ的減小先緩降然后驟降。在空化初生階段，由于口環(huán)引流促使高速誘導(dǎo)輪和葉輪在偏大流量工況下運行造成不同口環(huán)引流方案揚程均低于原始方案B0的揚程，且不同口環(huán)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(huán)引流方案對高速離心泵的揚程影響程度不同。在空化發(fā)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(huán)引流方案的揚程下降速率均比原始方案B0緩慢，可見口環(huán)引流裝置能有效改善高速誘導(dǎo)輪空化性能，但不同口環(huán)引流方案對高速誘導(dǎo)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(huán)引流方案環(huán)形噴嘴最佳寬度，在此介入臨界空化數(shù)作為選取準則，圖9 放大框中標出了不同方案臨界空化數(shù)的大小關(guān)系，表3 列出了不同方案臨界空化數(shù)具體數(shù)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(huán)引流方案的臨界空化數(shù)均小于原始方案B0的臨界空化數(shù)，其中方案B2=3 mm 的臨界空化數(shù)最小，相較于原始方案B0，降低了38.24%。以上分析說明口環(huán)引流裝置能有效改善高速誘導(dǎo)輪的空化性能，且方案B2=3 mm對高速誘導(dǎo)輪空化性能的改善效果最佳，即口環(huán)引流裝置的環(huán)形噴嘴存在最優(yōu)寬度。

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

5.2 環(huán)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(shù)分布的影響

為直觀觀察高速離心泵流道空化發(fā)展過程，在額定工況下分別做出空化數(shù)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(shù)分布圖，以表征不同方案在空化初生階段，空化發(fā)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(shù)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(shù)分布。從圖10 中可以看出，原始方案B0的空化區(qū)域首先在高速誘導(dǎo)輪葉片進口邊吸力面輪緣處出現(xiàn)，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(dǎo)輪的3 枚葉片上，且越靠近輪緣邊界處的汽相體積分數(shù)越大，這是由于高速誘導(dǎo)輪是軸流式機械，高速旋轉(zhuǎn)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(dǎo)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(dǎo)輪的高速旋轉(zhuǎn)，強誘導(dǎo)形成誘導(dǎo)渦導(dǎo)致原始方案B0的高速誘導(dǎo)輪上游流道內(nèi)也出現(xiàn)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(shù)分布圖可以看出，不同口環(huán)引流方案相比原始方案B0的高速誘導(dǎo)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(dǎo)輪上游流道空泡也大幅減少。由此可知，本研究的口環(huán)引流裝置能有效改善空化初生階段高速誘導(dǎo)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(fā)展階段

圖11 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）空泡體積與軸截面氣相體積分數(shù)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(dǎo)輪葉片進口邊吸力面上的三角狀空泡體積繼續(xù)變大，在高速誘導(dǎo)輪輪轂前端也生成了大量沿中心流道向上游繼續(xù)擴散的圓錐狀空泡，且高速誘導(dǎo)輪輪轂前端汽相體積分數(shù)較大，此現(xiàn)象主要是由于高速誘導(dǎo)輪的高速旋轉(zhuǎn)使其輪轂前端產(chǎn)生大量誘導(dǎo)渦發(fā)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(dǎo)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(dǎo)輪葉片表面幾乎無空泡產(chǎn)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(shù)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(shù)也均不同程度降低。綜上分析可知，口環(huán)引流裝置能有效改善空化發(fā)展階段高速誘導(dǎo)輪的空化性能，但不同口環(huán)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(dǎo)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(shù)均最大程度減少。由此可知，本研究中方案B2=3 mm 對空化發(fā)展階段高速誘導(dǎo)輪的空化性能的改善效果最佳。

圖11 空化發(fā)展階段（σ=0.030）空泡體積與軸截面氣相體積分數(shù)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(shù)分布。當空化數(shù)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(dǎo)輪流道以及其上游流道內(nèi)生成大量空泡，誘導(dǎo)輪上游流道約2/3 以上的體積被空泡占據(jù)，且軸截面氣相體積分數(shù)很大，這是由于高速誘導(dǎo)輪的誘導(dǎo)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(dǎo)致高速誘導(dǎo)輪流道嚴重堵塞從而使高速誘導(dǎo)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(shù)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(qū)域出現(xiàn)了些許空泡，這種現(xiàn)象主要是由于口環(huán)引流促使高速誘導(dǎo)輪在偏大流量下運行導(dǎo)致高速誘導(dǎo)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(qū)域空泡較少，但方案B4=7 mm 中軸截面氣相體積分數(shù)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(shù)分布相對較好。由此可知，本研究的口環(huán)引流裝置能有效改善完全空化階段高速誘導(dǎo)輪的空化性能，但口環(huán)引流裝置會使高速誘導(dǎo)輪在偏大流量工況下運行，使其揚程下降從而導(dǎo)致下游葉輪容易發(fā)生空化現(xiàn)象。后續(xù)工程應(yīng)用口環(huán)引流裝置時可以通過對高速誘導(dǎo)輪進行加大流量設(shè)計以防止其在完全空化階段下游葉輪發(fā)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(shù)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(huán)形噴嘴寬度對高速誘導(dǎo)輪能量傳遞的影響

當空化數(shù)σ=0.030 時恰好處于空化發(fā)展的中樞環(huán)節(jié)，此空化數(shù)下不同方案的高速誘導(dǎo)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(dǎo)輪流道及表面靜壓分布規(guī)律

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

圖13 高速誘導(dǎo)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(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)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(qū)，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(dǎo)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(qū)之前均出現(xiàn)了不同程度的下降，這主要是由于環(huán)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?nèi)?，加之環(huán)形噴嘴寬度較大時，引入的高壓液流存在嚴重的回流現(xiàn)象以及引流對主流的沖擊等導(dǎo)致高速誘導(dǎo)輪進口端和其上游流道形成大量渦結(jié)構(gòu)，從而導(dǎo)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(qū)之前出現(xiàn)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(qū)向中段曲線迅速上升區(qū)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(huán)引流裝置能有效提高空化發(fā)展階段高速誘導(dǎo)輪進口區(qū)域壓力，但口環(huán)引流裝置的環(huán)形噴嘴寬度不同增壓效果不同，當環(huán)形噴嘴寬度為3 mm 時增壓效果最佳。

圖15 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)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(dǎo)輪輪轂前端和葉片進口吸力面上存在較為明顯的低壓區(qū)，且吸力面上的低壓區(qū)呈周向?qū)ΨQ分布，恰好分布在高速誘導(dǎo)輪3 枚葉片上。相比于原始方案B0，不同口環(huán)引流方案的高速誘導(dǎo)輪輪轂前端和葉片進口吸力面上的低壓區(qū)均有不同程度的減小，尤其方案B2=3 mm 中的高速誘導(dǎo)輪上游和葉片進口吸力面上的低壓區(qū)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(dǎo)輪葉片進口吸力面靠近輪緣處壓力明顯提升，此區(qū)域正好是高速誘導(dǎo)輪最先發(fā)生空化的區(qū)域，由此可見口環(huán)引流裝置能成功引射葉輪出口側(cè)高壓流體進而提高高速誘導(dǎo)輪進口區(qū)域壓力，且隨著環(huán)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(huán)形噴嘴寬度方案。

圖15 空化發(fā)展階段（σ = 0.030）高速誘導(dǎo)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(dǎo)輪表面湍動能分布規(guī)律

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

圖16 空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)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(huán)形噴嘴寬度對高速誘導(dǎo)輪流場分布的影響

規(guī)定液流流動方向為正方向，從進口方向看，將高速誘導(dǎo)輪葉片進口吸力面視圖定義為Sv視圖，接著自高速誘導(dǎo)輪葉片進口輪緣處向上游2 mm 取S1截面，繼續(xù)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(dǎo)輪的強誘導(dǎo)作用導(dǎo)致其上游產(chǎn)生很長的旋轉(zhuǎn)渦，該渦結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且互相交錯從而使得高速誘導(dǎo)輪進口區(qū)域和上游流道流動結(jié)構(gòu)紊亂，下文將通過不同方案高速誘導(dǎo)輪周向漩渦的分布來研究口環(huán)引流裝置環(huán)形噴嘴寬度對高速誘導(dǎo)輪進口區(qū)域和上游流道流動結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。

圖18 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪的Sv視圖和S1～S5截面渦黏度分布圖。渦黏度高低反應(yīng)了液流做湍流運動時所產(chǎn)生應(yīng)力的大小，渦黏度越高則對應(yīng)流場湍流強度越大，液流流動結(jié)構(gòu)越紊亂。從圖18 可以看出，原始方案B0由于高速誘導(dǎo)輪葉頂間隙回流渦等因素的影響導(dǎo)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(huán)引流方案的Sv視圖高渦黏度區(qū)域分布更大，且在S1截面也出現(xiàn)了部分渦黏度較高區(qū)域，這是由于口環(huán)引流裝置的環(huán)形噴嘴正好周向設(shè)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(qū)域湍流強度過高，產(chǎn)生漩渦，從而使得此區(qū)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(qū)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(huán)引流裝置的環(huán)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(dǎo)輪上游湍流強度，抑制周向漩渦向上游流道擴散發(fā)展。

圖18 空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)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(jié) 論

本文針對高速誘導(dǎo)輪的空化不穩(wěn)定性設(shè)計了1 種口環(huán)引流裝置，通過數(shù)值計算與試驗驗證相結(jié)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(dǎo)輪能量傳遞和其流場分布的影響，并分析了口環(huán)引流裝置對高速誘導(dǎo)輪空化的抑制機理。最終得出以下結(jié)論：

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

2） 口環(huán)引流裝的環(huán)形噴嘴寬度大小對高速誘導(dǎo)輪空化性能影響很大，在本研究的環(huán)形噴嘴不同寬度方案中，當寬徑比λ為0.074（即環(huán)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(dǎo)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(dǎo)輪上游湍流強度，抑制周向漩渦向上游流道擴散發(fā)展，從而對高速誘導(dǎo)輪空化性能改善效果最佳，臨界空化數(shù)較原始方案減小了38.24%，即在改善高速誘導(dǎo)輪空化性能時，引流裝置的環(huán)形噴嘴存在最優(yōu)寬度值。

3） 口環(huán)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(dǎo)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?lián)P程和效率略有降低。建議在應(yīng)用口環(huán)引流裝置時依據(jù)口環(huán)引流量的多少對誘導(dǎo)輪和葉輪等過流部件采用加大流量設(shè)計法進行水力設(shè)計，以使其在改善高速誘導(dǎo)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。