鄭 源 陳宇杰 張 睿 葛新峰 林國朋 孫奧冉

(1．河海大學(xué)水資源高效利用與工程安全國家工程研究中心，南京210098;

2．河海大學(xué)水利水電學(xué)院，南京210098;3．河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院，南京210098)

軸流泵失速工況下非定常流動特性研究

鄭 源1陳宇杰2張 睿2葛新峰3林國朋2孫奧冉2

(1．河海大學(xué)水資源高效利用與工程安全國家工程研究中心，南京210098;

2．河海大學(xué)水利水電學(xué)院，南京210098;3．河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院，南京210098)

為了研究軸流泵在失速工況下的流動特性，對某原型立式軸流泵進(jìn)行非定常數(shù)值計(jì)算，對比分析了設(shè)計(jì)工況以及失速工況下泵內(nèi)部典型流動結(jié)構(gòu)與壓力脈動特性，揭示了失速工況下低頻壓力脈動的產(chǎn)生機(jī)理，利用真機(jī)壓力脈動測試驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算方法的可靠性。研究表明:失速工況下葉片背面的前緣靠近輪緣一側(cè)以及尾緣靠近輪轂一側(cè)存在回流區(qū);設(shè)計(jì)工況下葉輪進(jìn)口處以及導(dǎo)葉體中段壓力脈動主頻為葉片通過頻率，葉輪出口部位由于受到動靜干涉作用，主頻為導(dǎo)葉通過頻率，導(dǎo)葉體出口部位由于遠(yuǎn)離旋轉(zhuǎn)葉輪，葉頻主導(dǎo)作用減弱;深度失速工況下泵內(nèi)部壓力脈動系數(shù)幅值顯著增加，其中導(dǎo)葉體出口處G6點(diǎn)在深度失速工況下壓力脈動系數(shù)幅值為設(shè)計(jì)工況的16倍;深度失速工況下葉輪出口處監(jiān)測點(diǎn)P6、導(dǎo)葉體中段監(jiān)測點(diǎn)G2以及導(dǎo)葉體出口監(jiān)測點(diǎn)G6出現(xiàn)頻率為0.83 Hz的低頻壓力脈動;失速工況下導(dǎo)葉體內(nèi)渦核心區(qū)域與導(dǎo)葉流線圖中存在的漩渦的發(fā)展、演化規(guī)律基本一致，兩者的頻率均為0.86 Hz，與低頻壓力脈動的頻率(0.83 Hz)較為接近，因此可以證明低頻壓力脈動由導(dǎo)葉內(nèi)漩渦誘導(dǎo)所致。

軸流泵;失速工況;內(nèi)部流動;壓力脈動;數(shù)值計(jì)算

引言

軸流泵具有過流量大、揚(yáng)程低的特點(diǎn)［1－3］，基于此，軸流泵被廣泛應(yīng)用于低揚(yáng)程泵站，對提高防御自然災(zāi)害的能力、促進(jìn)我國社會經(jīng)濟(jì)的可持續(xù)發(fā)展發(fā)揮了重要作用［4］。

軸流泵在小流量工況運(yùn)行時容易發(fā)生旋轉(zhuǎn)失速，在失速工況內(nèi)運(yùn)行時泵內(nèi)部流動紊亂，效率急劇下降且流量-揚(yáng)程曲線存在“馬鞍區(qū)”，嚴(yán)重影響機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行［5－8］。國內(nèi)外學(xué)者針對旋轉(zhuǎn)失速工況下泵內(nèi)部流動特性做了大量的研究［9－13］。這些研究主要集中在內(nèi)部流動結(jié)構(gòu)，鮮有涉及壓力脈動特性的研究。

軸流泵在失速工況運(yùn)行時，泵內(nèi)部會因二次流、葉輪進(jìn)口撞擊入流以及漩渦等引起低頻壓力脈動［14－15］。鄭源等［16］對某型號模型泵的進(jìn)、出口處壓力脈動進(jìn)行了試驗(yàn)，得出隨著揚(yáng)程的增加，泵內(nèi)部會產(chǎn)生低于葉頻的頻率;張德勝等［17］基于模型試驗(yàn)方法對軸流泵葉輪以及導(dǎo)葉部位壓力脈動進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)在小流量工況時泵內(nèi)部出現(xiàn)小幅低頻壓力脈動，并將原因歸結(jié)為導(dǎo)葉體內(nèi)部的撞擊與回流;湯方平等［18］基于CFD技術(shù)對軸流泵內(nèi)部壓力脈動進(jìn)行數(shù)值預(yù)測，結(jié)果表明葉片通過頻率在泵內(nèi)部壓力脈動起主導(dǎo)作用;馮衛(wèi)民等［19］發(fā)現(xiàn)前置導(dǎo)葉可以改善泵內(nèi)部流態(tài)，從而減小低頻壓力脈動幅值;楊帆等［20］基于非定常數(shù)值計(jì)算對某貫流泵壓力脈動進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)輪進(jìn)口處的壓力脈動隨著流量的減小而增大。上述對于軸流泵壓力脈動的研究主要集中在設(shè)計(jì)工況附近，對于失速工況下壓力脈動特性尤其是產(chǎn)生機(jī)理的研究則相對較少。

本文基于CFD技術(shù)以及真機(jī)壓力脈動試驗(yàn)，對軸流泵在設(shè)計(jì)工況以及失速工況下內(nèi)部流動進(jìn)行研究，分析泵內(nèi)部典型流動結(jié)構(gòu)以及壓力脈動特性，揭示失速工況下泵內(nèi)部低頻壓力脈動產(chǎn)生的機(jī)理，以期為大型泵站機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行提供理論支撐。

1 研究對象

本文以江蘇省鹽城市通榆河水利樞紐大套泵站立式軸流泵為研究對象，其主要設(shè)計(jì)參數(shù)如下:設(shè)計(jì)流量Qd=10.2m3/s，設(shè)計(jì)揚(yáng)程H=4.4m，轉(zhuǎn)速n= 300 r/min，葉片數(shù)為3，導(dǎo)葉數(shù)為5，葉輪直徑D= 1 540mm，輪轂比d/D=0.47，比轉(zhuǎn)數(shù)ns=1 150，軸頻為5 Hz，葉片通過頻率為15 Hz，導(dǎo)葉通過頻率為25 Hz。

采用三維軟件Pro/E對軸流泵進(jìn)行建模，如圖1所示。建模時將葉片輪緣與葉輪外殼間隙的距離設(shè)置為零。計(jì)算域主要包含進(jìn)水直管、進(jìn)水錐管、葉輪、導(dǎo)葉體、出水管。為了保證計(jì)算的有效性，對于泵段的進(jìn)、出水管均進(jìn)行了適當(dāng)延長。

圖1 泵段三維模型以及監(jiān)測點(diǎn)設(shè)置Fig．1 Three-dimensionalmodel of pump and location ofmonitoring points

為了更好地獲取泵內(nèi)各處壓力脈動信息，在葉輪的進(jìn)、出口部位以及導(dǎo)葉段共4個截面上均勻設(shè)置了若干監(jiān)測點(diǎn)，如圖1所示。葉輪進(jìn)口處由輪轂至輪緣處分別為P1～P4;葉輪出口處由輪轂至輪緣分別為P5～P8;導(dǎo)葉體中段由輪轂至輪緣分別為G1～G4;導(dǎo)葉體出口處由輪轂至輪緣分別為G5～G8;當(dāng)各個監(jiān)測點(diǎn)的壓力呈現(xiàn)出周期性變化時，開始輸出各監(jiān)測點(diǎn)的壓力脈動時域信息。

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

采用ICEM CFD軟件對計(jì)算域進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，如圖2所示。對葉輪以及導(dǎo)葉等扭曲度較大的部位進(jìn)行局部加密以提高計(jì)算精度。網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證如表1所示，當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)大于2.21×106后，水泵的揚(yáng)程隨著網(wǎng)格數(shù)的增加波動較小，綜合計(jì)算機(jī)性能以及計(jì)算精度考量，采用方案3進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并且將邊界層厚度無量綱系數(shù) yplus控制在300以內(nèi)。

圖2 計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig．2 Mesh of computational domain

表1 網(wǎng)格無關(guān)性分析Tab．1 Mesh independence analysis

2.2 邊界條件設(shè)置

定常計(jì)算時將動靜交界面設(shè)置為凍結(jié)轉(zhuǎn)子類型(Frozen rotor interface)，非定常計(jì)算時設(shè)置為瞬態(tài)凍結(jié)轉(zhuǎn)子類型(Transient rotor/stator interface)。湍流模型選用SST k-ω湍流模型，該湍流模型融合了k-ω模型和k-ε模型的優(yōu)點(diǎn)，在近壁面調(diào)用k-ω模型，利用其較好的魯棒性捕捉粘性底層的流動，在核心區(qū)域調(diào)用k-ε模型，提高計(jì)算效率［21］。采用自動壁面函數(shù)，將固壁面設(shè)置為無滑移壁面，根據(jù)實(shí)際加工精度將壁面粗糙度設(shè)置為0.05 mm。數(shù)值計(jì)算精度設(shè)置為10－5。進(jìn)口邊界條件為質(zhì)量流量，出口邊界為自由出流。非定常數(shù)值計(jì)算以收斂的定常數(shù)值計(jì)算結(jié)果為初始條件，時間步長設(shè)為1.667×10－3s，即葉輪轉(zhuǎn)過3°所需要的時間。

2.3 可靠性驗(yàn)證

(1)外特性驗(yàn)證

由數(shù)值計(jì)算結(jié)果可知設(shè)計(jì)工況對應(yīng)的揚(yáng)程為4.69m，與泵段設(shè)計(jì)揚(yáng)程4.4m較為接近，說明本文所采用的數(shù)值計(jì)算方法可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測軸流泵外特性。

(2)壓力脈動驗(yàn)證

綜合考慮自然環(huán)境以及工作環(huán)境的因素，壓力脈動測試選機(jī)組過流量為13 m3/s，機(jī)組轉(zhuǎn)速為300 r/min時進(jìn)行。壓力的測量由壓力傳感器完成，采用昆山雙橋傳感器測控技術(shù)有限公司提供的CYG1102型壓力傳感器，輸出信號為4～20mA，測試電壓為24V，量程為－50～50 kPa?？紤]到機(jī)組不能隨意開孔，結(jié)合泵裝置自身結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，最終決定在導(dǎo)葉體中段開孔并安裝測壓管來測量壓力脈動。測試過程中保證壓力傳感器的感應(yīng)部位末端與管路的內(nèi)壁平齊。傳感器以及測試系統(tǒng)布置如圖3所示。

圖3 壓力脈動試驗(yàn)裝置Fig．3 Test devices of pressure pulsation

壓力脈動測試的采樣間隔為0.001 s，采樣頻率為1 000 Hz，為了保證測量的準(zhǔn)確性，待機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行后開始采集數(shù)據(jù)，連續(xù)采集了10 s的壓力脈動數(shù)據(jù)，取一個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。為了準(zhǔn)確地表征機(jī)組內(nèi)部壓力脈動特性，參照文獻(xiàn)［21］中的方法，定義無量綱壓力脈動系數(shù)Cp，公式為

式中 pi——第i秒所測得的絕對壓力

pave——絕對壓力的時均值

對真機(jī)壓力脈動測試時域結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果作對比，如圖4所示?？梢园l(fā)現(xiàn)數(shù)值計(jì)算與真機(jī)測試的壓力脈動系數(shù)變化趨勢基本一致，在一個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)均出現(xiàn)了3個波峰與波谷，說明本文數(shù)值計(jì)算的可靠性較高。數(shù)值計(jì)算的壓力脈動系數(shù)小于真機(jī)測試，分析原因如下:數(shù)值計(jì)算在給定邊界條件時偏理想化，例如數(shù)值計(jì)算在泵段進(jìn)口給定均勻流進(jìn)口，而實(shí)際運(yùn)行過程中進(jìn)口存在畸變流場，同時數(shù)值計(jì)算沒有考慮到機(jī)組在實(shí)際運(yùn)行時的振動特性，因此，邊界條件的理想化設(shè)置可能導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算下的壓力脈動系數(shù)小于真機(jī)測試。

圖4 壓力脈動真機(jī)測試與數(shù)值計(jì)算對比Fig．4 Comparison of pressure pulsation between test and numerical calculation

3 失速工況流動特性

3.1 外特性預(yù)測

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果繪制了軸流泵的外特性曲線，如圖5(圖中η表示效率，H表示揚(yáng)程，Q表示流量，Qd表示設(shè)計(jì)流量)所示。由效率-流量曲線可知，軸流泵在設(shè)計(jì)工況點(diǎn)附近效率較高，泵段最高效率為81.3%，在小流量區(qū)域效率下降較快。由揚(yáng)程-流量曲線可知，在大于0.6倍設(shè)計(jì)流量的工況下，水泵的揚(yáng)程-流量曲線呈現(xiàn)負(fù)曲率特性，然而在0.35Qd～0.5Qd之間，水泵的揚(yáng)程-流量曲線出現(xiàn)明顯的正曲率特性，即“馬鞍區(qū)”特性，在該區(qū)域內(nèi)水泵效率急劇下降，運(yùn)行時會發(fā)生旋轉(zhuǎn)失速，將0.5Qd工況點(diǎn)定義為臨界失速工況點(diǎn)，將0.35Qd工況點(diǎn)定義為深度失速工況點(diǎn)。

圖5 外特性曲線Fig．5 External characteristic curves

3.2 葉片背面極限流線圖

圖6為臨界失速工況下葉片背面極限流線圖，由圖6可以看出，在葉片背面的前緣靠近輪緣部位有明顯的回流區(qū)域;在葉片背面尾緣處靠近輪轂一側(cè)，存在輕微回流。將數(shù)值計(jì)算的極限流線圖與GOLTZ等［22］通過實(shí)驗(yàn)所獲得的對應(yīng)工況下葉片表面的油流圖(圖7)進(jìn)行對比，可以發(fā)現(xiàn)數(shù)值計(jì)算可以捕捉到與實(shí)驗(yàn)觀測較為一致的典型流動結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步證明了本章所采用的數(shù)值計(jì)算方法的可靠性。

圖6 臨界失速工況下葉片背面極限流線圖Fig．6 Surface streamline of blade suction surface under critical rotating stall condition

圖7 軸流泵臨界失速工況下葉片背面油流圖Fig．7 Oil visualization streamlines of blade suction surface under critical rotating stall condition

圖8為深度失速工況下葉片背面極限流線圖，由圖8可知，與臨界失速工況類似，葉片前緣的回流區(qū)仍然存在，并且逐步發(fā)展至靠近輪轂一側(cè);葉片尾緣靠近輪轂部位的回流區(qū)較臨界失速工況相比有所擴(kuò)大。

圖8 深度失速工況下葉片背面極限流線圖Fig．8 Surface streamline of blade suction surface under deep rotating stall condition

3.3 壓力脈動特性

(1)設(shè)計(jì)工況

圖9～12分別為設(shè)計(jì)工況下葉輪進(jìn)、出口，導(dǎo)葉體中段以及導(dǎo)葉體出口4個截面上監(jiān)測點(diǎn)的壓力脈動時域以及頻域特性圖。

圖9 葉輪進(jìn)口壓力脈動Fig．9 Pressure pulsation in impeller inlet

圖9表明，設(shè)計(jì)工況下葉輪進(jìn)口處壓力脈動呈現(xiàn)出規(guī)律的周期性波動，每個周期內(nèi)有3個波峰與波谷。壓力脈動幅值沿著輪轂到輪緣逐步遞增。壓力脈動主頻為3倍的轉(zhuǎn)頻，即為葉片通過頻率。這說明葉輪進(jìn)口前壓力脈動主要受到轉(zhuǎn)動葉輪的影響。

圖10中設(shè)計(jì)工況下葉輪出口處壓力脈動周期性也很明顯，每個周期內(nèi)有5個波峰與波谷。壓力脈動幅值沿著輪轂到輪緣逐步遞增。與葉輪進(jìn)口有所區(qū)別，葉輪出口壓力脈動主頻為5倍的轉(zhuǎn)頻，即為導(dǎo)葉通過頻率，這是因?yàn)槿~輪出口部位的監(jiān)測點(diǎn)位于旋轉(zhuǎn)葉輪與靜止導(dǎo)葉體的交界面，由葉輪出流的水體在此處同時受到5片導(dǎo)葉的反作用力，流體被切割成5份流入導(dǎo)葉體中，該交界面出流質(zhì)點(diǎn)受到明顯的動靜干涉作用。說明葉輪出口部位壓力脈動主要受到導(dǎo)葉的影響。

圖10 葉輪出口壓力脈動Fig．10 Pressure pulsation in impeller outlet

圖11表明，設(shè)計(jì)工況下導(dǎo)葉中段壓力脈動幅值與葉輪部位相比明顯減小，說明導(dǎo)葉可以起到抑制壓力脈動幅值的作用。導(dǎo)葉中段位壓力脈動幅值呈現(xiàn)出“兩頭小、中間大”的分布，即沿著半徑方向輪轂與輪緣處壓力脈動幅值較小，中間部位的壓力脈動幅值較大。導(dǎo)葉體中段部位壓力脈動主要受到葉通過頻率與導(dǎo)葉通過頻率的影響。

由圖12可知，設(shè)計(jì)工況下導(dǎo)葉體出口部位壓力脈動相比葉輪進(jìn)、出口以及導(dǎo)葉體中段，其幅值最小，再次說明導(dǎo)葉起到了抑制壓力脈動幅值的作用。葉輪通過頻率的主導(dǎo)作用較導(dǎo)葉體中段也有所減弱，同時軸頻所對應(yīng)的幅值有所增大。

圖11 導(dǎo)葉體中段壓力脈動Fig．11 Pressure pulsation in middle of guide vane

圖12 導(dǎo)葉體出口壓力脈動Fig．12 Pressure pulsation in guide vane outlet

(2)失速工況

圖13是葉輪進(jìn)口監(jiān)測點(diǎn)P2、葉輪出口監(jiān)測點(diǎn)P6、導(dǎo)葉體中段監(jiān)測點(diǎn)G2以及導(dǎo)葉體出口監(jiān)測點(diǎn)G6在設(shè)計(jì)工況與深度失速工況下壓力脈動頻譜特性圖。

由圖13可知，葉輪進(jìn)口監(jiān)測點(diǎn)P2在深度失速工況下壓力脈動系數(shù)幅值約為設(shè)計(jì)工況下的1.2倍，不過在這2種工況下P2的頻譜特性并未表現(xiàn)出顯著差異，主頻和次主頻均保持為葉頻通過頻率和導(dǎo)葉通過頻率不變。

圖13 深度失速工況下壓力脈動頻譜Fig．13 Frequency domain characteristics of differentmonitoring points under deep rotating stall condition

葉輪出口監(jiān)測點(diǎn)P6深度失速工況下壓力脈動系數(shù)幅值約為設(shè)計(jì)工況下的2.7倍，與葉輪進(jìn)口處監(jiān)測點(diǎn)P2不同，P6在深度失速工況下表現(xiàn)出低頻壓力脈動，低頻的主要頻率為5 Hz(軸頻)以及0.83 Hz。

導(dǎo)葉體中段監(jiān)測點(diǎn)G2以及導(dǎo)葉體出口監(jiān)測點(diǎn)G6在深度失速工況下壓力脈動系數(shù)幅值顯著增大，此時2個監(jiān)測點(diǎn)的壓力脈動系數(shù)幅值分別為設(shè)計(jì)工況下的7.5倍以及16倍。同時可以發(fā)現(xiàn)G2以及G6在深度失速工況下表現(xiàn)出強(qiáng)烈的低頻特性，低頻的主要頻率為0.83 Hz，因此0.83 Hz為該軸流泵在深度失速工況下的特征頻率。

圖14 0.5倍葉高處泵內(nèi)部時均流線圖Fig．14 Distributions of time-average stream line in impeller and guide vane at0.5 times blade height

為探索低頻脈動信號的產(chǎn)生機(jī)理，提取0.5倍葉高處葉輪以及導(dǎo)葉的內(nèi)部時均流線圖，如圖14所示。由圖14a可知，設(shè)計(jì)工況下葉輪進(jìn)口為無撞擊入流，泵內(nèi)部流線光滑平順，無明顯二次流與漩渦。根據(jù)泵內(nèi)部速度三角形可知，流量由設(shè)計(jì)工況減小至深度失速工況時，軸面速度減小，而牽連速度保持不變，因此導(dǎo)致葉輪進(jìn)口沖角增大，此時流體無法滿足無撞擊入流［23］，致使泵內(nèi)部流態(tài)惡化;由圖14b可知，深度失速工況下葉輪內(nèi)部流體沖擊葉片背面，在葉片背面出現(xiàn)流動分離，此時葉輪出口的流體具有較大的速度環(huán)量，在導(dǎo)葉中部靠近出口處產(chǎn)生一個明顯漩渦，該漩渦不斷排擠導(dǎo)葉內(nèi)部其它區(qū)域的流體，致使導(dǎo)葉背面產(chǎn)生一股明顯的回流。這與文獻(xiàn)［24］所得出的結(jié)論一致:低頻壓力脈動可能是由后置導(dǎo)葉內(nèi)部渦結(jié)構(gòu)運(yùn)動引起。但文獻(xiàn)［24］沒有進(jìn)一步研究渦的流動、演化與低頻壓力脈動之間的關(guān)系。

本文基于Q準(zhǔn)則研究了深度失速工況導(dǎo)葉內(nèi)部渦結(jié)構(gòu)核心區(qū)域產(chǎn)生部位以及演化規(guī)律，Q準(zhǔn)則目前被廣泛應(yīng)用于表征漩渦的產(chǎn)生以及演化規(guī)律［25－26］。圖15(圖中t0～t4分別表示渦演化的不同時刻)是失速工況下閾值Qc=0.025時葉輪內(nèi)部渦核分布等值圖，由圖15可知，不同時刻導(dǎo)葉出口部位均存在明顯的扭轉(zhuǎn)狀旋渦，這是由于失速工況下，泵運(yùn)行工況嚴(yán)重偏離設(shè)計(jì)工況，此時導(dǎo)葉消除速度環(huán)量的能力較弱，導(dǎo)葉出口流體具有較大的圓周速度致使渦呈現(xiàn)扭轉(zhuǎn)形態(tài)。進(jìn)一步分析可知，導(dǎo)葉內(nèi)部渦核心區(qū)隨著時間的變化呈現(xiàn)出周期性演化，在初始時刻，渦核心區(qū)域主要位于導(dǎo)葉進(jìn)口處，在t= t1時刻向?qū)~中間部位發(fā)展，在t=t2時刻，渦核心區(qū)域發(fā)展至導(dǎo)葉出口處，并且其所占據(jù)區(qū)域逐漸擴(kuò)大，在t=t3時刻幾乎充滿整個流道，經(jīng)過一個周期的發(fā)展，在t=t4時刻導(dǎo)葉內(nèi)渦核又回歸至初始時刻狀態(tài)，因此導(dǎo)葉內(nèi)部渦核心區(qū)域演化周期T=t4－t0= 1.16 s，經(jīng)換算，該周期對應(yīng)的頻率為0.86 Hz，與失速工況下的特征頻率0.83 Hz較為接近，因此可以初步推斷導(dǎo)葉內(nèi)部渦核心區(qū)域的演化頻率對低頻脈動有直接影響。

圖15 導(dǎo)葉內(nèi)部渦核心區(qū)域演化圖Fig．15 Vortex core region development diagrams inside guide vane

為了進(jìn)一步分析導(dǎo)葉內(nèi)渦的運(yùn)動規(guī)律，提取了深度失速工況下，0.5倍葉高處導(dǎo)葉內(nèi)部不同時刻的流線圖，如圖16所示。由圖16可知，導(dǎo)葉內(nèi)部流線圖中存在一個明顯的漩渦，該漩渦運(yùn)動經(jīng)歷了4個典型的時刻，分別為在導(dǎo)葉進(jìn)口處產(chǎn)生，在導(dǎo)葉中部局部卷起，在導(dǎo)葉中部靠近出口處的進(jìn)一步卷起以及增大，伴隨著導(dǎo)葉內(nèi)部流體流出導(dǎo)葉并在起始位置重新產(chǎn)生渦。經(jīng)計(jì)算該渦的周期為1.16 s，則其對應(yīng)脫落頻率為0.86 Hz。綜合分析圖15中渦核心區(qū)域以及圖16的導(dǎo)葉內(nèi)部流線圖中存在的漩渦，可以發(fā)現(xiàn)兩者的發(fā)展、演化規(guī)律基本一致，且兩者的頻率(0.86 Hz)與低頻壓力脈動的頻率(0.83 Hz)較為接近，因此可以認(rèn)為深度失速工況下泵內(nèi)部產(chǎn)生的低頻壓力脈動由導(dǎo)葉內(nèi)渦誘導(dǎo)所致。由于該渦的核心區(qū)域位于導(dǎo)葉中部靠近出口處，并且伴隨著流體的運(yùn)動會向泵的出口方向傳播，因此導(dǎo)葉中段以及導(dǎo)葉出口2個監(jiān)測點(diǎn)的低頻幅值明顯高于葉輪進(jìn)、出口監(jiān)測點(diǎn)的低頻幅值，葉輪進(jìn)口監(jiān)測點(diǎn)由于遠(yuǎn)離渦的核心區(qū)域，該處在深度失速工況下幾乎不存在明顯的低頻幅值。

圖16 不同時刻導(dǎo)葉內(nèi)部流線圖Fig．16 Vortex form diagrams in guide vane at different times

4 結(jié)論

(1)臨界失速工況下葉片背面的前緣靠近輪緣一側(cè)存在回流區(qū)，葉片背面尾緣處靠近輪轂一側(cè)產(chǎn)生輕微回流現(xiàn)象;深度失速工況下葉片背面尾緣靠近輪轂部位的回流區(qū)較臨界失速工況相比有所擴(kuò)大。

(2)設(shè)計(jì)工況下，葉輪進(jìn)、出口處壓力脈動系數(shù)幅值均沿著輪轂到輪緣的方向增加，而導(dǎo)葉體中段壓力脈動系數(shù)幅值則呈現(xiàn)“兩頭小，中間大”的分布;葉輪進(jìn)口處及導(dǎo)葉體中段的壓力脈動主頻為葉片通過頻率;葉輪出口部位由于受到動靜干涉作用，主頻為導(dǎo)葉通過頻率;導(dǎo)葉體出口部位由于遠(yuǎn)離葉輪，因此葉頻的主導(dǎo)作用減弱。

(3)深度失速工況下泵內(nèi)部各處壓力脈動系數(shù)幅值顯著增加，P2、P6、G2、G6在深度失速工況下壓力脈動系數(shù)幅值分別為設(shè)計(jì)工況下的1.2倍、2.7倍、7.5倍、16倍。

(4)深度失速工況下P6、G2、G6 3個監(jiān)測點(diǎn)處出現(xiàn)頻率為0.83 Hz的低頻壓力脈動，導(dǎo)葉體內(nèi)渦核心區(qū)域與導(dǎo)葉流線圖中漩渦的發(fā)展、演化規(guī)律基本一致，兩者的頻率均為0.86 Hz，與低頻壓力脈動頻率較為接近，因此可以證明低頻壓力脈動由導(dǎo)葉內(nèi)渦誘導(dǎo)所致;該渦存在于導(dǎo)葉中部靠近出口處，并且伴隨著流體的運(yùn)動會向泵的出口方向傳播，因此導(dǎo)葉中段以及導(dǎo)葉出口處的2個監(jiān)測點(diǎn)低頻幅值明顯高于葉輪進(jìn)、出口監(jiān)測點(diǎn)的低頻幅值。

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Analysis on Unsteady Stall Flow Characteristics of Axial-flow Pum p

ZHENG Yuan1CHEN Yujie2ZHANG Rui2GE Xinfeng3LIN Guopeng2SUN Aoran2
(1．National Engineering Research Center ofWater Resources Efficient Utilization and Engineering Safety，Hohai University，Nanjing 210098，China 2．College ofWater Conservancy and Hydropower，Hohai University，Nanjing 210098，China 3．College of Energy and Electric Engineering，Hohai University，Nanjing 210098，China)

In order to study the rotating stall characteristics of axial-flow pump，the unsteady internal flow field in a large axial-flow pump was numerically simulated．The Pro/E software was used to build the pump model，which mainly consisted of inlet pipe，impeller，guide vane and outlet pipe．The unsteady flow was numerically simulated based on RANS solver and SST k-ωturbulence model．The real pump pressure pulsation was tested by high frequency dynamic pressure sensor．The streamlines and pressure pulsation in pump at different flow rates were explored．The experimental pressure pulsation results and the numerical results were close to each other，which illuminated the reliability of the numerical calculation method．The results showed that there were two reversed flow field areas in the leading edge closely to shroud and trailing edge closely to hub of blade suction surface under rotating stall condition．The dominant frequency under designed condition in the impeller inlet and themiddle of guide vane was blade passing frequency．The dominant frequency under designed condition in the impeller outlet was guide passing frequency because of rotor-stator interaction．The pressure pulsation coefficient amplitude wasmarkedly increased under deep rotating stall condition．The pressure pulsation coefficient amplitude ofmonitoring point G6 at guide vane outlet under deep rotating stall condition was 16 times larger than that under designed condition．Low frequency pressure pulsation at 0.83 Hz disappeared under deep rotating stall condition which was caused by a vortex in guide vane．The research had reference value forthe safe and steady operation of pump unit in large pumping station．

axial-flow pump;rotating stall condition;internal flow;pressure pulsation;numerical calculation

TH311

A

1000-1298(2017)07-0127-09

2016-12-16

2017-02-10

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(51339005)、國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51579080)和安徽省自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目(1608085ME119)

鄭源(1964—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事流體機(jī)械及水利水電工程研究，E-mail:zhengyuan@hhu．edu．cn

10．6041/j．issn．1000-1298．2017．07．016