秦 武，陳芳芳， 羅瑞祥， 李志鵬

(1.長(zhǎng)沙佳能通用泵業(yè)有限公司，長(zhǎng)沙 410323；2.長(zhǎng)沙理工大學(xué)，長(zhǎng)沙 410114)

0 引 言

目前為止，研究人員對(duì)離心泵壓水室的研究，集中在單級(jí)單吸或單級(jí)雙吸離心泵螺旋形壓水室徑向力方面，得到的共性結(jié)果為對(duì)比單蝸殼壓水室，雙蝸殼壓水室結(jié)構(gòu)泵對(duì)減小和平衡葉輪徑向力方面具有優(yōu)勢(shì)。江偉[1]通過定常和非定常的數(shù)值分析的方法研究了壓水室結(jié)構(gòu)對(duì)離心泵徑向力的影響，所得結(jié)論為導(dǎo)葉式壓水室離心泵徑向力變化呈現(xiàn)無規(guī)律性，蝸殼型離心泵產(chǎn)生的徑向力呈橢圓分布的變化；嚴(yán)敬[2]介紹了國(guó)外一種離心泵雙蝸殼的設(shè)計(jì)方法，以試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)給出葉輪徑向力計(jì)算統(tǒng)計(jì)公式，通過比較不同結(jié)構(gòu)的壓水室對(duì)葉輪徑向力平衡效果及水力特性，得出單蝸殼在大、小流量區(qū)域葉輪徑向力平衡特性較雙蝸殼差，雙蝸殼泵效率較單蝸殼低1%～1.5%，高效區(qū)增大；劉宜[3]等用CFD軟件通過改變蝸殼基圓直徑研究了不同徑向間隙對(duì)徑向力的影響；劉建瑞[4]和肖若富[5]等人對(duì)擴(kuò)散段為直錐形的雙吸式雙蝸殼泵隔板進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，確定了最小葉輪徑向力隔板方案。

為了滿足遠(yuǎn)距離輸水、大型市政水利工程等程項(xiàng)目中對(duì)大流量、中高揚(yáng)程的水泵越來越多的市場(chǎng)需求，課題組成功開發(fā)出雙進(jìn)口并聯(lián)自平衡臥式多級(jí)離心泵產(chǎn)品。為了同時(shí)滿足并聯(lián)多級(jí)離心泵結(jié)構(gòu)上的穿杠及內(nèi)部流動(dòng)性能要求，將出水段設(shè)計(jì)成單出口雙蝸殼壓水室，其擴(kuò)散段設(shè)計(jì)為彎脖型。

并聯(lián)自平衡多級(jí)泵末級(jí)由雙吸葉輪及雙蝸殼壓水室組成。為了研究?jī)?nèi)部流動(dòng)特性以提高設(shè)計(jì)性能，在確定葉輪模型的前提下，本文通過設(shè)計(jì)3種壓水室方案與葉輪進(jìn)行匹配。采用FLUENT軟件對(duì)末級(jí)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算及分析，將所得最佳設(shè)計(jì)方案制作樣機(jī)后，進(jìn)行性能試驗(yàn)對(duì)揚(yáng)程、效率進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 模型泵設(shè)計(jì)參數(shù)及壓水室設(shè)計(jì)方案

所研究的雙進(jìn)口并聯(lián)自平衡型多級(jí)離心泵整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，可根據(jù)揚(yáng)程需求增加泵的級(jí)數(shù)。該泵末級(jí)葉輪比轉(zhuǎn)速為112.06，設(shè)計(jì)流量為1 440 m3/h，單級(jí)揚(yáng)程為60 m，轉(zhuǎn)速為1 480 r/min。

1-吸水室；2-首級(jí)葉輪；3-出水雙吸葉輪；4-壓水室；5-拉桿圖1 并聯(lián)多級(jí)離心泵結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure of parallel multistage pump

由于此并聯(lián)多級(jí)泵設(shè)計(jì)點(diǎn)流量較大，將壓水室設(shè)計(jì)為雙蝸殼，蝸形體采用結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、水力性能好的梯形斷面。根據(jù)不同的速度系數(shù)及隔板長(zhǎng)度設(shè)計(jì)了3種壓水室方案，蝸室平面圖如圖2所示，各方案設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

圖2 雙蝸殼蝸室平面圖Fig.2 Volute plane of double volute

名稱符號(hào)數(shù) 值方案一方案二方案三速度系數(shù)(第Ⅷ斷面)kⅧ0．380．380．44基圓直徑/mmD3470470470隔舌安放角/(°)φ0252525蝸室進(jìn)口寬度/mmb3106106106出口直徑/mmDd350350350擴(kuò)散段長(zhǎng)度/mmL650650680隔板尾端位置第IX斷面出口附近出口附近

2 并聯(lián)自平衡多級(jí)泵末級(jí)數(shù)值計(jì)算

2.1 控制方程

對(duì)于此多級(jí)泵末級(jí)內(nèi)部流動(dòng)，采用黏度和密度均為不隨時(shí)間變化的Navier-Stockes方程，流體流動(dòng)控制方程通用公式為：

φ)-div(Γgradφ)+S

(1)

等式左邊為瞬態(tài)項(xiàng)和對(duì)流項(xiàng)，等式右邊為擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)。

2.2 湍流模型

采用RNGk-ε湍流模型，對(duì)應(yīng)的湍動(dòng)能k和湍流耗散率ε方程為：

(3)

2.3 流道建模及網(wǎng)格劃分

進(jìn)行數(shù)值計(jì)算多級(jí)泵末級(jí)包含的計(jì)算區(qū)域物理模型為出水雙吸葉輪及壓水室流道。利用三維軟件對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行如圖3所示的實(shí)體建模，為減少邊界條件對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響對(duì)進(jìn)出口進(jìn)行適當(dāng)延伸。由于葉輪及壓水室結(jié)構(gòu)復(fù)雜，采用計(jì)算結(jié)果較好的四面體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)于進(jìn)出口延伸段進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。通過對(duì)網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行分析，額定工況下泵的揚(yáng)程等水力性能參數(shù)變化幅度穩(wěn)定在0.1%內(nèi)時(shí)3種方案對(duì)應(yīng)的計(jì)算模型網(wǎng)格數(shù)分別為2 865 239、2 807 421、2 934 186。

圖3 末級(jí)流道模型Fig.3 Model of the last stage flow channel

2.4 數(shù)值計(jì)算方法及邊界條件

利用Fluent軟件對(duì)計(jì)算模型采用RNGk-ε模型進(jìn)行三維流場(chǎng)定常模擬，各計(jì)算常量使用默認(rèn)值。按軟件提供的多重參考坐標(biāo)系將葉輪區(qū)域設(shè)為旋轉(zhuǎn)區(qū)域，雙蝸殼區(qū)域?yàn)殪o止區(qū)域。對(duì)基本方程的離散采用二階迎風(fēng)差分格式，以減小截?cái)嗾`差，壓力和速度采用SIMPELC算法進(jìn)行耦合。

對(duì)于不可壓縮流動(dòng)，模型進(jìn)口設(shè)為速度進(jìn)口，速度大小由流量和進(jìn)口面積確定。出口設(shè)為充分發(fā)展的自由出流。壁面條件為無滑移壁面邊界，固壁附近流動(dòng)由標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)確定。延伸段與葉輪進(jìn)口、壓水室出口，以及葉輪出口和壓水室進(jìn)口的交界面設(shè)為INTERFACE面進(jìn)行數(shù)據(jù)交換。

2.5 模擬結(jié)果分析

圖4為3種方案并聯(lián)多級(jí)泵末級(jí)設(shè)計(jì)工況下數(shù)值模擬速度跡線圖，圖5為對(duì)應(yīng)葉輪和蝸殼中截面靜壓分布圖。

額定工況下流體在葉輪內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)比較好，在葉輪出口與蝸殼隔舌、隔板頭部交界處由于動(dòng)靜干涉流動(dòng)波動(dòng)大。流體進(jìn)入蝸殼后在第X斷面處過流面積突然變大，使流動(dòng)出現(xiàn)漩渦。對(duì)比三個(gè)方案的流動(dòng)跡線，方案一由于隔板延伸位置位于第Ⅸ斷面處，隔板兩側(cè)流體在此匯合，隨著過流面積突然增大，缺少隔板的引導(dǎo)分流作用，第X斷面到出口流動(dòng)出現(xiàn)強(qiáng)漩渦且流動(dòng)雜亂。方案三采用較大的速度系數(shù)，同一斷面處速度比方案二大，因此漩渦較方案二明顯。

圖4 額定工況速度跡線Fig.4 Pathlines colored by velocity magnitude in rated flow

圖5 額定工況靜壓分布云圖Fig.5 Contours of static pressure (Pa) in rated flow

所示葉輪和蝸殼中截面壓力分布圖上，流體在葉輪內(nèi)流動(dòng)壓力葉輪內(nèi)壓力不斷增加且具有規(guī)律的壓力梯度分布，在葉片出口和蝸殼的交界處壓力出現(xiàn)波動(dòng)，受到隔舌及隔板頭部的干涉局部壓力增加。進(jìn)入蝸殼后隨著斷面面積變化，流體動(dòng)能不斷轉(zhuǎn)化為壓能，靜壓不斷增加。

綜合速度跡線圖和靜壓分布圖分析，方案一中隔板尾端位置處于第IX斷面處，其后擴(kuò)散段內(nèi)兩邊蝸殼流體在此混合，從第IX斷面到出口部分流動(dòng)紊亂，產(chǎn)生較大漩渦；方案三中設(shè)計(jì)采用的大的速度系數(shù)，因此從隔舌開始到出口面積變化幅度較方案一方案二大；以上兩方面原因?qū)е铝鲃?dòng)損失增加，水力效率降低，此外隔板的存在增加了因摩擦引起的水力損失，在一定程度上使效率下降。

3 水力性能計(jì)算及試驗(yàn)驗(yàn)證

FLUENT軟件提供的后處理功能可對(duì)水力性能進(jìn)行預(yù)測(cè)，額定工況下三種方案多級(jí)泵末級(jí)揚(yáng)程及效率計(jì)算結(jié)果為表2。

表2 數(shù)值計(jì)算的揚(yáng)程、效率值Tab.2 Head & efficiency of numerical calculation

由表2可知，經(jīng)過數(shù)值計(jì)算后，方案二性能最優(yōu)。將方案二的葉輪、壓水室制成的多級(jí)泵整機(jī)按照《回轉(zhuǎn)動(dòng)力泵 水力性能驗(yàn)收試驗(yàn)1級(jí)和2級(jí)》進(jìn)行水力性能試驗(yàn)驗(yàn)證。圖6為樣機(jī)現(xiàn)場(chǎng)性能測(cè)試圖，末級(jí)兩個(gè)取壓監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別設(shè)在末級(jí)前中段和出水管路上。經(jīng)數(shù)值模擬和試驗(yàn)所得多級(jí)泵末級(jí)流量-揚(yáng)程、流量-效率對(duì)比曲線數(shù)據(jù)如表3，趨勢(shì)圖如圖7所示。

圖6 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)圖Fig.6 Performance test of parallel multistage pump

由多級(jí)泵末級(jí)流量-揚(yáng)程、流量效率對(duì)比曲線可知，定常模擬結(jié)果基本與實(shí)際試驗(yàn)值變化趨勢(shì)保持一致，揚(yáng)程計(jì)算誤差保持在2%以內(nèi)。在模擬計(jì)算中，未考慮葉輪圓盤摩擦損失、機(jī)械損失及密封間隙的泄露損失；多級(jí)離心泵的前級(jí)導(dǎo)葉對(duì)次級(jí)葉輪進(jìn)口有擾流，而且隨著流量的不同，造成的葉輪進(jìn)口預(yù)旋影響程度不同；且隨著流量的不斷加大，實(shí)際流動(dòng)中的口環(huán)間隙泄漏量增大，容積損失也增大，致使效率計(jì)算誤差較小流量點(diǎn)更大，但均在5%以內(nèi)。設(shè)計(jì)的葉輪及雙蝸殼壓水室經(jīng)過測(cè)試，末級(jí)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率為80.6%，性能良好滿足設(shè)計(jì)要求，且此泵高效區(qū)范圍為0.75～1.3倍額定流量處，高效工作性能區(qū)間寬。

表3 模擬計(jì)算與試驗(yàn)對(duì)比數(shù)據(jù)表Tab.3 The data between CFD and test

圖7 性能曲線對(duì)比圖Fig.7 Comparison charts of performance curve

4 結(jié) 語

本文針對(duì)新型的雙進(jìn)口并聯(lián)臥式多級(jí)離心泵的出水隔板延伸長(zhǎng)度以及第Ⅸ斷面設(shè)計(jì)對(duì)雙蝸殼流道的局部影響進(jìn)行了簡(jiǎn)化模擬，通過對(duì)比分析，從三個(gè)方案中選擇最優(yōu)的方案并進(jìn)行整機(jī)試驗(yàn)，并形成以下研究結(jié)論。

(1)隔舌、隔板位置以及過流斷面面積的大小將影響流體在流道內(nèi)的流動(dòng)和內(nèi)部流場(chǎng)分布，因此，設(shè)計(jì)時(shí)需考慮隔舌角度和過流斷面面積的選取，使壓水室具有較低的水力損失。

(2)數(shù)值模擬方法能較好地反映流道內(nèi)流體的流態(tài)和流場(chǎng)分布情況，采用數(shù)值模擬進(jìn)行性能預(yù)測(cè)對(duì)水泵的工程設(shè)計(jì)和優(yōu)化具有很好的指導(dǎo)作用。

□

[1] 江 偉，李國(guó)軍，張新盛.壓水室結(jié)構(gòu)對(duì)離心泵徑向力影響的數(shù)值分析[J]. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2013，31(2)：93-97.

[2] 嚴(yán) 敬，李國(guó)軍，張新盛.國(guó)外一種離心泵雙蝸殼設(shè)計(jì)方法的介紹和分析[J].排灌機(jī)械，2008，26(6)：46-49.

[3] 劉 宜，蔣 躍，張人會(huì)，等.不同徑向間隙對(duì)雙蝸殼泵徑向力影響的數(shù)值模擬[J].蘭州理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，39(3)：43-47.

[4] 劉建瑞，付登鵬，何小可. ES250-370型雙蝸殼雙吸泵隔板優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2014，45(5)：96-100,106.

[5] 肖若富，呂騰飛，王福軍.雙蝸殼式雙吸泵隔板對(duì)葉輪徑向力的影響[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2011，42(9)：85-88.

[6] 關(guān)醒凡．現(xiàn)代泵技術(shù)手冊(cè)[M]．北京．中國(guó)宇航出版社，2011．

[7] 王 洋，李敏敏，張文靜，等．離心泵壓水室形式對(duì)微型電泵性能影響的數(shù)值模擬[J]．中國(guó)農(nóng)村水利水電，2012,(4)：80-88．

[8] 劉 宜，楊亞威，蔡玲春，等．隔舌安放角對(duì)離心泵性能影響的分析[J]．西華大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2012，31(5)： 77-80．