葉輪形式對旋噴泵水力特性的影響

摘要： 為了研究葉輪形式對旋噴泵性能的影響，以XP300-3型旋噴泵為研究對象，基于RNG k-ε模型對閉式、半開式、全開式3種形式葉輪進行定常與非定常數(shù)值模擬，研究分析不同葉輪形式對旋噴泵內(nèi)、外特性以及動力學(xué)性能的影響.研究結(jié)果表明：閉式葉輪的揚程比其余2種葉輪高約11%，而全開式與半開式葉輪的揚程相近；從內(nèi)部流場壓力分布看，閉式葉輪高壓區(qū)相比其余2種葉輪更廣，其靜壓占比也更高；從內(nèi)部流體湍動能分布來看，半開式與全開式葉輪在集流管壁面附近區(qū)域湍動能要明顯高于閉式葉輪；而通過非定常計算觀察3種葉輪發(fā)現(xiàn)，半開式葉輪運行穩(wěn)定性較差，閉式與全開式葉輪均具有較好的運行穩(wěn)定性.研究結(jié)果可為旋噴泵葉輪設(shè)計及水力優(yōu)化提供一定參考.

關(guān)鍵詞： 旋噴泵；葉輪；數(shù)值模擬；流場分析；結(jié)構(gòu)優(yōu)化

中圖分類號： S277.9；TH38 文獻標(biāo)志碼： A 文章編號： 1674-8530（2025）04-0325-08

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.23.0231

趙萬勇，胡嘉俊，王東偉，等.葉輪形式對旋噴泵水力特性的影響［J］. 排灌機械工程學(xué)報，2025，43（4）：325-332.

ZHAO Wanyong，HU Jiajun，WANG Dongwei，et al. Influence of impeller type on hydraulic characteristics of roto-jet pump［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering （JDIME）， 2025， 43（4）： 325-332. （in Chinese）

Influence of impeller type on hydraulic characteristics of roto-jet pump

ZHAO Wanyong1，2， HU Jiajun1*， WANG Dongwei1，2， LIU Lai1

（1． School of Energy and Power Engineering， Lanzhou University of Technology， Lanzhou， Gansu 730050， China; 2. Key Laboratory of Fluid Machinery and Systems of Gansu Province， Lanzhou， Gansu 730050， China）

Abstract： Aiming at the problem of the influence of impeller type on the performance of roto-jet pump， XP300-3 roto-jet pump was taken as the research object， and based on the RNG k-ε model， steady and unsteady numerical simulations of three types of impellers， namely closed， semi-open and fully open， were carried out. The influence of different impeller types on the internal and hydraulic characteristics and dynamic performance of the roto-jet pump was studied and analyzed. The results show that the head of the closed impeller is 11% higher than that of the other two impellers， while the head of the fully open impeller and semi-open impeller are similar. From the pressure distribution of the internal flow field， the pressure gradient of the closed impeller is significantly higher than that of the other two impellers， and the high-pressure area is wider. From the distribution of turbulent kinetic energy of internal fluid， the turbulent kinetic energy near the pitot tube wall of the semi-open impeller and fully open impeller is obviously higher than that of the closed impeller. Through the unsteady calculations and observations of the axial force of the three impellers， it is found that the axial force of the semi-open impeller has poor operating stability， while the closed and fully open impellers have good operating stability. The research results can provide a certain reference for impeller design and hydraulic optimization of roto-jet pumps.

Key words： roto-jet pump;impeller;numerical simulation;flow field analysis;structural optimization

旋噴泵是一種小流量、高揚程的低比轉(zhuǎn)數(shù)泵［1］.由于其特殊的過流部件結(jié)構(gòu)，效率遠高于一般同比轉(zhuǎn)數(shù)離心泵［2-4］.同時，與低比轉(zhuǎn)數(shù)高效泵以及多級泵相比，旋噴泵結(jié)構(gòu)簡單、密封可靠、維修費用低、運行費用低、壽命長，并且效率高、性能適應(yīng)力強，可以在揚程曲線下的任何工況運行，故在小流量高揚程泵領(lǐng)域具有明顯的性能優(yōu)勢［5-6］.旋噴泵在航空航天、造紙、炭黑、石油、化工、化肥、冶金、制藥等諸多領(lǐng)域都得到了廣泛的應(yīng)用［7-8］.

旋噴泵最早誕生于20世紀(jì)20年代，然而由于技術(shù)工藝等原因，并未被采用，直到20世紀(jì)六七十年代由于理論與制造技術(shù)的突破旋噴泵才再次被人們關(guān)注和研究.其中，集流管為旋噴泵研究的主要方向.楊軍虎等［9］通過理論計算總結(jié)歸納了集流管各參數(shù)的計算公式.王曉東［10］通過數(shù)值計算模擬研究發(fā)現(xiàn)集流管擴散角一般需要小于5°，同時集流管進口形狀的改變會對旋噴泵流場有較大影響.KOMAKI等［11］研究了3種集流管擴散段橫截面積對旋噴泵性能的影響，發(fā)現(xiàn)集流管橫截面積越大旋噴泵揚程越大.黃祺等［12］研究發(fā)現(xiàn)集流管外形為翼形的旋噴泵揚程效率最高，外形為圓形的最低.曾譽等［13］研究發(fā)現(xiàn)適當(dāng)增加集流管入口半徑及入口偏轉(zhuǎn)角度能夠提升旋噴泵的揚程和效率.

與此同時，人們還對同樣會影響旋噴泵性能的旋腔外形與參數(shù)進行了研究.在內(nèi)部流場方面，楊軍虎等［14］通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)旋腔內(nèi)流體角速度為旋殼旋轉(zhuǎn)角速度的0.95倍.在外形方面，劉宜等［15］研究發(fā)現(xiàn)了旋腔壁面增加凸棱和適當(dāng)減小旋腔的軸向?qū)挾榷寄芨纳菩龂姳玫膿P程和效率.在數(shù)值模擬方面，黃祺等［16］、HUANG等［17］為解決旋腔壓力計算不夠準(zhǔn)確的問題，基于旋殼圓筒效應(yīng)建立了旋噴泵內(nèi)部壓力數(shù)學(xué)模型，并研究了旋殼差速效應(yīng)對旋噴泵性能的影響.

相比之下，目前有關(guān)葉輪的研究僅局限于葉輪的復(fù)合型葉片、直葉片與S形葉片之間的差異［18-19］，而關(guān)于葉輪其他因素對旋噴泵性能影響的研究很少.因此文中以XP300 -3型旋噴泵為研究對象，采用數(shù)值模擬方法，研究閉式、半開式、全開式3種葉輪形式對旋噴泵內(nèi)外特性的影響，進而尋找提高旋噴泵能量利用率的最優(yōu)葉輪.

1 水力模型

文中以蘭州理工大學(xué)流體機械中心試驗用旋噴泵為研究對象建立旋噴泵模型，該旋噴泵工作介質(zhì)為清水，額定流量Qd=6.3 m3/h，額定揚程Hd=81.00 m，額定轉(zhuǎn)速n=2 900 r/min，額定效率η0=20.00%，必需汽蝕余量NPSHr=1.8 m.葉輪半徑r2=121 mm，葉片數(shù)z=5，葉片出口寬度b2=4 mm，葉片出口角β2= 26°，轉(zhuǎn)子腔內(nèi)半徑r3=149 mm，集流管為進口直徑d=15 mm的圓形截面，其結(jié)構(gòu)簡圖如圖1所示.

采用三維建模軟件Pro/E按照試驗泵幾何參數(shù)對全流場計算域進行建模，計算域包括進口延伸段水體、葉輪水體、旋腔水體、集流管水體以及出口延伸段水體，如圖2所示.在此基礎(chǔ)上，保持葉輪幾何參數(shù)不變的同時，將閉式葉輪更改為半開式葉輪及全開式葉輪，其葉輪差異如圖3所示.

2 計算方案與試驗驗證

2.1 數(shù)值計算方法

Reynolds平均Navier-Stokes方程是流體運動的基本控制方程，其連續(xù)性方程為

ρt+（ρui）xi=0，（1）

動量方程為

（ρui）t+（ρuiuj）xi=－pxi+xj（μ+μt）uixj+ujxi－23ukxkδij，（2）

式中：ρ為密度；t為時間；u為速度；μ為層流黏性系數(shù)；μt為湍流黏性系數(shù)；p為壓力：δij為克羅內(nèi)克常數(shù)，下標(biāo)i，j為啞指標(biāo)，即重復(fù)指標(biāo)，i，j=1，2，3;xi，xj為坐標(biāo)方向.

采用RNG k-ε模型作為湍流模型，RNG k-ε模型比標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型更好地處理了大曲率、強旋轉(zhuǎn)及高應(yīng)變率流動，其方程為

（ρk）t+（ρkui）xi=xjαkμeffkxj+

Gk+Gb－ρε－Ym+Sk，（3）

（ρε）t+（ρεui）xi=xjαεμeffεxj+C1εεk（Gk+C3εGb）－C2ερε2k－Rε+Sε，（4）

式中：Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項；Gb為由于浮力引起的湍動能k的產(chǎn)生項；C1ε，C2ε和C3ε分別為經(jīng)驗常數(shù)；Sk和Sε分別為用戶自定義源項；αk，αε為有效Prandtl數(shù)的例數(shù)；μeff為流體黏度；Ym為可壓湍流中過渡的擴散產(chǎn)生的波動.

2.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗證

采用網(wǎng)格劃分軟件ICEM對計算域進行了網(wǎng)格劃分，對進口及出口延伸段采用六面體網(wǎng)格劃分，其余水體采用四面體網(wǎng)格進行劃分，整體網(wǎng)格如圖4所示.同時為消除由于網(wǎng)格因素導(dǎo)致的計算誤差，對其進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，得到表1，表中N為網(wǎng)格數(shù)，H為揚程，η為效率.

從圖4和表1可知，方案3相比方案2網(wǎng)格數(shù)提升了14.3%，相對誤差從5.6%降至3.1%，而方案4網(wǎng)格數(shù)比方案3提升了11.7%，相對誤差卻為3.0%，僅減少了0.1%，考慮到計算效率，最終確定網(wǎng)格數(shù)為4 362 524.

2.3 邊界條件的設(shè)置

采用Fluent軟件進行數(shù)值計算，其邊界條件設(shè)置如下：介質(zhì)選擇water-liquid即清水，進口邊界條件設(shè)置為velocity-inlet，速度設(shè)為0.824 m/s，出口邊界條件設(shè)為outflow，葉輪與旋殼均為旋轉(zhuǎn)部件，故設(shè)為移動壁面，其余均為靜止壁面，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，其余均保持默認.對于非定常計算，選取旋噴泵葉輪旋轉(zhuǎn)3°的時間作為其時間步長，即Δt=0.000 17 s，設(shè)置每一時間步的迭代上限為120步，迭代精度設(shè)置為10-5.

2.4 試驗驗證

為驗證數(shù)值模擬的正確性，采用如圖5所示旋噴泵性能試驗臺及測試系統(tǒng)，主要由試驗旋噴泵、電動機、NJ1型轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速傳感器（精度±0.2%）、AXY-110/C型壓力傳感器（精度±0.5%）、LWGY-32型渦輪流量計（精度±0.5%）、管路、閥門以及控制設(shè)備組成.

試驗采用變頻器使旋噴泵轉(zhuǎn)速穩(wěn)定為額定轉(zhuǎn)速2 900 r/min，測量了流量為0.6Qd，0.8Qd，1.0Qd，1.2Qd，1.4Qd時泵的揚程、效率等性能參數(shù)，試驗結(jié)果與水力模型數(shù)值模擬計算得出的揚程以及效率曲線如圖6所示.

數(shù)值模擬計算并未考慮由摩擦等造成的機械損失，因此計算結(jié)果略高于試驗結(jié)果.在設(shè)計流量下，數(shù)值模擬計算得出的揚程值為83.53 m，與試驗的偏差值為0.8%；效率值為19.16%，與試驗的偏差值為1.8%.在流量為0.6Qd時，揚程偏差最大，為4.6%，效率偏差也最大，為4.5%.以上偏差值均小于5.0%，對比結(jié)果表明，文中采用數(shù)值計算的方法對旋噴泵進行研究是較為準(zhǔn)確的.

3 計算結(jié)果與分析

3.1 外特性曲線分析

不同葉輪形式旋噴泵在0.7Qd，0.8Qd，0.9Qd，1.0Qd，1.1Qd，1.2Qd，1.3Qd這7個流量工況下的揚程及效率曲線如圖7所示.可以看出，揚程均隨流量的增加而降低，這與后彎式葉輪的做功規(guī)律是相符合的.而閉式葉輪的揚程相比半開式、全開式葉輪較高，在額定工況Qd=6.3 m3/h處閉式葉輪的計算揚程為83.50 m，半開式葉輪的揚程為74.60 m，低于閉式葉輪11%，全開式葉輪的揚程為73.80 m，低于半開式葉輪1%.這是因為相比于閉式葉輪，半開式、全開式葉輪均存在流體從葉輪前后蓋板末端泄漏，并未全程接受到葉輪對其做功，能量存在虧損，最終導(dǎo)致了揚程損失.由此可以看出，在揚程、效率方面閉式葉輪是最優(yōu)的.

3.2 葉輪截面速度壓力流場分布

為直觀對比不同葉輪形式下旋腔內(nèi)部流場分布，選取了3個特征截面用于輔助后續(xù)分析，其中截面Z1，Z2均垂直于泵軸中心線，截面Z1穿過葉輪出口中心，截面Z2穿過集流管出口中心，截面Z3則是穿過泵軸中心線，與集流管進口平面平行，如圖8所示.

選取截面Z1作出3種形式的旋噴泵靜壓分布云圖如圖9所示，圖中ps為靜壓.從云圖中可以清晰看出，不同旋噴泵的內(nèi)部流體靜壓分布趨勢均較為相近，葉輪處的壓力數(shù)值都沿徑向逐漸增加，且葉輪進口都存在明顯的低壓區(qū).由于閉式葉輪相比另外2種葉輪對流體做了更大的功，因此其壓力梯度更大，高壓區(qū)域也更廣，葉輪出口至旋腔壁面區(qū)域都處于高于700 kPa的高壓范圍，相比之下另外2種葉輪僅有旋腔壁面附近壓力數(shù)值高于600 kPa.

在相同截面作出不同旋噴泵葉輪截面靜壓與總壓比值云圖如圖10所示，圖中pt為總壓.由于總壓等于流體靜壓與動壓數(shù)值之和，而動壓數(shù)值越大表明此處流體的能量損失越大，因此靜壓與總壓比值表明了流體的能量利用率，其數(shù)值越高表明能量損失越少.從圖中可以看出，3種葉輪的能量利用率均在葉輪入口區(qū)域最低，其數(shù)值低于0.50，之后能量利用率沿徑向逐漸升高，且葉輪工作面的利用率低于背面的.閉式葉輪的流道由于前后蓋板的存在未能與旋腔接觸而出現(xiàn)規(guī)律的分層現(xiàn)象，而其余2種葉輪由于其葉輪流域與旋腔流域發(fā)生了混合，導(dǎo)致該區(qū)域能量利用率分布規(guī)律較為紊亂.因此閉式葉輪流體的能量利用率高于其余2種葉輪，其靜壓與總壓比值大多高于0.60.而其余2種葉輪的靜壓與總壓比值多低于0.56.由此可以看出，閉式葉輪的旋腔區(qū)域能量利用率要遠高于半開式與全開式葉輪.

3.3 集流管截面流體壓力分析

集流管的存在對旋腔內(nèi)液體流動具有較大影響，因此選取截面Z2作出不同旋噴泵集流管截面靜壓云圖如圖11所示.從圖中可以看出，集流管截面的靜壓分布趨勢與葉輪截面靜壓分布趨勢相似，且閉式葉輪壓力梯度同樣要高于半開式與全開式葉輪，其高壓區(qū)同樣更廣.同時，由于速度在集流管第1個拐角處發(fā)生了轉(zhuǎn)變，部分動壓轉(zhuǎn)變?yōu)殪o壓導(dǎo)致局部靜壓值出現(xiàn)了急劇上升現(xiàn)象.之后集流管擴散段開始發(fā)揮擴壓作用，進一步將液體動能轉(zhuǎn)化為壓力能，靜壓因此進一步上升.

在相同截面Z2作靜壓與總壓比值云圖如圖12所示.從圖中可以看出，該旋腔區(qū)域流體僅受到旋腔壁面對其產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)效應(yīng)作用，因此該區(qū)域靜壓占比并無大幅度變化.而在集流管區(qū)域，3種葉輪的靜壓占比趨勢相同，同樣在第1個轉(zhuǎn)角處靜壓大幅度轉(zhuǎn)化為動壓，在集流管擴散段將動壓重新轉(zhuǎn)化為靜壓，這表明3種葉輪的靜壓占比變化差異主要集中在葉輪部分，葉輪的改變并不會對集流管區(qū)域回收流體能量產(chǎn)生較大的差異化影響.

3.4 葉輪各軸向力隨時間變化

葉輪軸向力大小對旋噴泵使用壽命、運行安全及運行穩(wěn)定性方面具有重要影響，故對旋噴泵進行非定常計算以模擬實際運轉(zhuǎn)工況，并監(jiān)測其葉輪軸向力，選取旋噴泵運行穩(wěn)定后2個葉輪旋轉(zhuǎn)周期的葉輪軸向力時域圖，如圖13所示.

從圖可以看出，3種葉輪在1個周期內(nèi)都存在5個波峰波谷，與葉輪的5葉片數(shù)相對應(yīng).其中半開式葉輪的軸向力F在-9 770.000 N附近波動，其絕對值要遠高于閉式葉輪的4.780 N及全開式葉輪的絕對值123.300 N，其原因是與其他2種葉輪相比，半開式葉輪不存在相對稱的壁面與其后蓋板所受軸向力平衡，最終導(dǎo)致其軸向力的上升.而全開式葉輪前后蓋板所受力互相平衡，因此其軸向力同樣處于較低數(shù)值.

將其時域特性進行快速傅里葉變換后得到其頻域圖如圖14所示，圖中A為振幅，f為頻率.從圖中同樣可以看出，半開式葉輪軸向力在1倍葉頻（241.67 Hz）處幅值明顯高于另外2種葉輪，證實了半開式葉輪的軸向力數(shù)值與波動都要高于閉式與全開式葉輪.而全開式與閉式葉輪在最大的單倍葉片處軸向力幅值均低于1.000 N，證明閉式葉輪與全開式葉輪在運轉(zhuǎn)時均具有較好的穩(wěn)定性.

3.5 葉輪出口處壓力脈動

選取圖8中葉片出口處的P1點設(shè)置為監(jiān)測點監(jiān)測此處壓力pP1變化，對于中心對稱部件來說，其出口各處壓力脈動均相近，因此P1點便可完整表現(xiàn)出不同形式葉輪出口處壓力脈動變化.其壓力在旋噴泵運行穩(wěn)定后2個葉輪旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)的時域特性如圖15所示.

在閉式葉輪時域圖中，壓力在2個周期內(nèi)出現(xiàn)了10個波峰，相近波峰出現(xiàn)的時間間隔為0.004 138 s，正是相近2個葉片先后掃過該監(jiān)測點所耗時間.而從閉式葉輪逐漸轉(zhuǎn)換為全開式葉輪的過程中，壓力卻逐漸在2片葉片先后掃過的時間之間出現(xiàn)了驟降，這種驟降在這段時間的中間段達到最大值.產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是失去了前后蓋板對流體的約束后流體產(chǎn)生了泄漏.這也導(dǎo)致了半開式與全開式葉輪出口處壓力低于閉式葉輪約30%.

將時域特性經(jīng)快速傅里葉變換后得到的葉片出口處壓力脈動頻域特性如圖16所示.從圖中可知該點壓力脈動主頻仍為葉頻，其中閉式葉輪振動主要集中在單倍葉頻處，而半開式、全開式葉輪雖然在單倍葉頻處幅值A(chǔ)p最大，但是在3倍、4倍葉頻處也存在較大的幅值，這種現(xiàn)象是由每2個葉片之間出現(xiàn)的壓力驟降導(dǎo)致的.然而由于這種壓力驟降使得半開式與全開式的壓力脈動劇烈程度得到了緩解，在1倍葉頻處閉式葉輪幅值為27 471 Pa，半開式葉輪幅值為17 034 Pa，低于閉式葉輪38%，全開式葉輪幅值為14 302 Pa，低于閉式葉輪48%.在2倍葉頻處閉式葉輪幅值為15 203 Pa，半開式葉輪幅值為10 111 Pa，低于閉式葉輪33%；全開式葉輪幅值為6 097 Pa，低于閉式葉輪60%.在3倍葉頻處閉式葉輪幅值為12 971 Pa，半開式葉輪幅值為14 705 Pa，僅高于閉式葉輪13%；全開式為10 591 Pa，低于閉式葉輪18%.由此可以看出，半開式葉輪與全開式葉輪在葉片出口處壓力脈動劇烈程度均遠低于閉式葉輪，其中全開式葉輪的壓力脈動幅度最低，低于閉式葉輪約40%，這種壓力脈動會作用于旋腔周邊壁面，使半開式與全開式葉輪的旋腔周邊壁面穩(wěn)定性高于閉式葉輪.

4 結(jié) 論

1） 葉輪形式對旋噴泵的外特性影響顯著，其中閉式葉輪的揚程、效率等方面都要優(yōu)于半開式和全開式葉輪，在額定工況處，閉式葉輪揚程比其余2種葉輪高約11%，全開式葉輪揚程與半開式葉輪揚程相近，半開式葉輪較之高1%.

2） 閉式葉輪在旋腔區(qū)域存在最廣的高壓區(qū)，其靜壓占比同樣高于其余2種葉輪，表明閉式葉輪在旋腔域能量利用率高于另外2種葉輪.

3） 半開式與全開式葉輪在去除的前后蓋板區(qū)域都存在流體泄漏，這些流體會加劇集流管壁面附近流體的紊亂程度，從而造成較大的能量損失.

4） 從非定常計算中發(fā)現(xiàn)，半開式葉輪存在較大的軸向力與振動，表明其運行穩(wěn)定性低于其余2種葉輪，而全開式葉輪在葉輪出口處壓力脈動幅度低于閉式葉輪約40%，這種脈動將同樣作用于旋腔周邊壁面，因此全開式葉輪在旋腔周邊壁面穩(wěn)定性優(yōu)于閉式葉輪.

參考文獻（References）

［1］ OSBORN S. The roto-jet pump： 25 years new［J］." World pumps， 1996， 363： 32-36.

［2］ 楊凱越. 旋噴泵集流管水力特性及其設(shè)計方法的研究［D］.甘肅：蘭州理工大學(xué)，2019.

［3］ 許陳棟，倪君輝，余敏，等.誘導(dǎo)輪葉片參數(shù)對大流量離心泵汽蝕性能的影響［J］.機電工程，2023，40（4）：592-599.

XU Chendong， NI Junhui， YU Min， et al. Influence of inducer blade parameters on cavitation performance of high flow centrifugal pump［J］.Journal of mechanical amp; electrical engineering， 2023，40（4）：592-599. （in Chinese）

［4］ 甘光華，胡亞輝，張現(xiàn)，等.非光滑表面葉片對離心泵水力性能的影響研究［J］.機電工程，2023，40（5）：781-787.

GAN Guanghua， HU Yahui， ZHANG Xian， et al. Study on influence of non-smooth surface blade on hydraulic performance of centrifugal pump［J］.Journal of mechanical amp; electrical engineering， 2023，40（5）：781-787. （in Chinese）

［5］ 魏宗勝.皮托管泵在小流量超高揚程領(lǐng)域的應(yīng)用及前景［J］.化工設(shè)備與管道，2009，46（3）：24-28.

WEI Zongsheng. Application of pitot" pump in low flow and ultra-high head situation ［J］. Process equipment amp; piping， 2009，46（3）：24-28.（in Chinese）

［6］ 劉桂年，李金波，蒲旭亮，等.低比轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)噴射泵的原理與特點［J］.化工機械，2013，40（6）：838-840.

LIU Guinian， LI Jinbo， PU Xuliang，" et al. Principles and characteristics of low specific speed roto-jet pump ［J］. Chemical engineering amp; machinery， 2013，40（6）：838-840. （in Chinese）

［7］ LEI B， WANG J F， WU Y T， et al. Experimental study and theoretical analysis of a roto-jet pump in small scale organic Rankine cycles［J］. Energy conversion and ma-nagement，2016， 111：198-204.

［8］ 盧靜.旋噴泵轉(zhuǎn)子腔及集流管內(nèi)流動模擬與分析［D］.鎮(zhèn)江：江蘇大學(xué)，2017.

［9］ 楊軍虎，齊學(xué)義，馬希金． 旋噴泵的效率分析及集流管的水力設(shè)計［J］． 甘肅工業(yè)大學(xué)學(xué)報，1995，21（2）： 33－36．

YANG Junhu，QI Xueyi，MA Xijin． Efficiency analysis of the roto-jet pump and hydraulic design of the pickup tube ［J］． Journal of Gansu University of Technology，1995，21（2）：33－36．（in Chinese）

［10］ 王曉東. 旋噴泵集流管設(shè)計及其與轉(zhuǎn)子腔內(nèi)部流動模擬［D］.北京：清華大學(xué)，2002.

［11］ KOMAKI K， KANEMOTO T， SAGARA K. Performan-ces and rotating flows of rotary jet pump［J］.Open journal of fluid dynamics，2012，2（4）：375-379.

［12］ 黃祺，劉在倫，李琪飛，等.集流管結(jié)構(gòu)對旋噴泵外特性及尾流影響［J］.哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報，2021，42（3）：368-375.

HUANG Qi， LIU Zailun， LI Qifei， et al. Influence of collecting pipe structure on external characteristics and wake flow of roto-jet pump［J］." Journal of Harbin Engineering University，2021，42（3）：368-375. （in Chinese）

［13］ 曾譽，胡軍科，劉陳江.旋噴泵集流管入口段優(yōu)化及數(shù)值模擬［J］.制造業(yè)自動化，2022，44（6）：96-99.

ZENG Yu， HU Junke， LIU Chenjiang. Optimization and numerical simulation of inlet section of collecting pipe of roto-jet pump ［J］. Manufacturing automation， 2022，44（6）：96-99. （in Chinese）

［14］ 楊軍虎，張紅霞，張光一，等.旋轉(zhuǎn)噴射泵轉(zhuǎn)子腔內(nèi)液體的流動規(guī)律［J］.蘭州理工大學(xué)學(xué)報，2009，35（2）：55-57.

YANG Junhu， ZHANG Hongxia， ZHANG Guangyi， et al. Fluid flow pattern in rotor cavity of roto-jet pumps ［J］. Journal of Lanzhou University of Technology， 2009， 35（2）：55-57. （in Chinese）

［15］ 劉宜，陳文鵬，梁潤東，等.旋噴泵轉(zhuǎn)子腔的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及數(shù)值模擬計算［J］.排灌機械工程學(xué)報，2015，33（1）：26-30.

LIU Yi， CHEN Wenpeng， LIANG Rundong， et al. Structure optimization and flow numerical simulation in rotor cavity of roto-jet pump ［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering， 2015， 33（1）：26-30. （in Chinese）

［16］ 黃祺，劉在倫，權(quán)輝，等.基于旋殼圓筒效應(yīng)的旋噴泵內(nèi)部壓力計算模型［J］.農(nóng)業(yè)機械學(xué)報，2020，51（9）：127-134.

HUANG Qi， LIU Zailun， QUAN Hui， et al. Internal pressure calculation model of roto-jet pump based on cylinder effect of rotating shell［J］." Transactions of the CSAM，2020，51（9）：127-134. （in Chinese）

［17］ HUANG Q， LIU Z L， WANG X B， et al. Coupling mechanism of rotating casing effect and impeller structure of roto-jet pump ［J］. Shock and vibration， 2020，2020：8868188.

［18］ HUANG S， SU X， YANG F， et al. Numerical simula-tion of 3D unsteady flow in roto-jet pump by dynamic mesh technique［J］.Progress in computational fluid dynamics， 2015，15（4）：265-267.

［19］ 王金旋. 旋噴泵旋腔內(nèi)流場特性及葉輪與集流管匹配關(guān)系的研究［D］. 蘭州：蘭州理工大學(xué)，2021.

（責(zé)任編輯 朱漪云）

收稿日期： 2023-11-16； 修回日期： 2024-01-17； 網(wǎng)絡(luò)出版時間： 2025-04-01

網(wǎng)絡(luò)出版地址： https：//link.cnki.net/urlid/32.1814.TH.20250401.1109.010

基金項目： 國家自然科學(xué)基金資助項目（52009051）

第一作者簡介： 趙萬勇（1962—），男，甘肅武威人，教授（zhaowy@lut.edu.cn），主要從事 CFD 仿真技術(shù)及應(yīng)用研究.

通信作者簡介： 胡嘉?。?999—），男，江西吉安人，碩士研究生（271031105@qq.com），主要從事CFD仿真技術(shù)及應(yīng)用研究.