程效銳, 劉明建, 楊登峰

(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. 蘭州理工大學(xué) 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)

自吸泵是利用氣液分離室和回流孔等特殊結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)自吸性能,在使用上具有一次灌水、終身引水的特點(diǎn),因此被廣泛應(yīng)用于化工制藥、市政排污、農(nóng)業(yè)灌溉和食品紡織等領(lǐng)域[1-2].目前,國內(nèi)自吸泵的使用依然存在自吸時(shí)間長、啟動(dòng)噪音大、氣液混合不充分等問題,自吸泵的研究主要集中在啟動(dòng)初期氣液兩相流工況下的模擬分析,以及改變自吸泵回流孔等結(jié)構(gòu)來提升自吸泵性能[3-5].

近年來,特別是鑒于原子能反應(yīng)堆安全問題,許多學(xué)者對(duì)氣液兩相入流條件下離心泵的特性進(jìn)行了深入研究[6].程效銳等[7-8]通過數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法,利用非定常計(jì)算對(duì)離心泵內(nèi)部流場進(jìn)行了分析研究.劉洪生等[9]利用非穩(wěn)態(tài)的數(shù)值計(jì)算方法模擬了自吸泵的自吸過程,發(fā)現(xiàn)葉輪與導(dǎo)葉的間隙對(duì)自吸時(shí)間影響呈負(fù)相關(guān).司喬瑞等[10]通過實(shí)驗(yàn)研究了氣液兩相入流條件下離心泵在不同含氣率下振動(dòng)和壓力脈動(dòng)特性.袁建平等[11]利用高速攝影和PIV超聲成像等技術(shù),對(duì)數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行修正來滿足研究需要.閆思娜等[12]研究了離心泵進(jìn)口含氣率對(duì)氣液兩相流條件下葉輪內(nèi)部氣體的分布規(guī)律.

針對(duì)自吸泵內(nèi)部結(jié)構(gòu)國、內(nèi)外學(xué)者研究表明，改變蝸殼隔舌間隙和氣液分離室結(jié)構(gòu)可以有效提升自吸泵效率,改變?nèi)~輪幾何參數(shù)可以有效提升葉輪的抗汽蝕性能[13].劉建瑞等[14]通過正交試驗(yàn)研究了葉輪幾何參數(shù)變化對(duì)自吸泵自吸性能的影響,結(jié)果表明選取合適的葉輪參數(shù)可以有效提升離心泵的自吸性能.劉宜等[15]通過數(shù)值計(jì)算方法研究了離心泵進(jìn)口幾何參數(shù)變化對(duì)離心泵空化特性的影響.趙萬勇等[16]研究了葉輪葉片進(jìn)口邊位置對(duì)離心泵性能的影響,結(jié)果表明葉片進(jìn)口邊位置前伸可以有效改善離心泵的空化特性.王洋等[17]對(duì)漩渦自吸泵非定常流動(dòng)進(jìn)行研究,得到不同工況下監(jiān)測點(diǎn)的壓力脈動(dòng)特性.崔玉松等[18]通過氣液分離室內(nèi)的流場分析對(duì)自吸泵性能進(jìn)行了預(yù)測.范宗霖等[19]對(duì)外混式自吸泵自吸時(shí)間和自吸高度進(jìn)行計(jì)算,并給出了不同自吸高度下自吸時(shí)間的計(jì)算公式.王春林等[20]利用Fluent對(duì)旋流自吸泵進(jìn)行了氣液兩相流動(dòng)數(shù)值計(jì)算,發(fā)現(xiàn)在進(jìn)口含氣率為15%時(shí)液體通過相互作用力帶動(dòng)氣體流動(dòng),并且液體的運(yùn)動(dòng)速度大于氣體的運(yùn)動(dòng)速度.

綜上所述,目前對(duì)氣液兩相流的研究方法和理論已經(jīng)日趨成熟,關(guān)于自吸泵葉輪進(jìn)口參數(shù)變化對(duì)自吸性能提升的研究具有重要的價(jià)值.因此,本文基于外混式無密封自吸泵,利用數(shù)值計(jì)算與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法,揭示了葉輪葉片進(jìn)口邊位置前掠對(duì)自吸泵自吸能力的影響規(guī)律,為自吸泵的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供了一定的理論依據(jù).

1 計(jì)算模型和數(shù)值方法

1.1 計(jì)算模型

本文研究對(duì)象是350WFB-1200-50型外混式立式無密封自吸泵,二維結(jié)構(gòu)如圖1所示,模型泵設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所列.該模型泵由進(jìn)口S型彎管、儲(chǔ)液室、葉輪、蝸殼、氣液分離室、密封腔和副葉輪7個(gè)部分組成,采用ProE軟件對(duì)模型泵進(jìn)行三維建模.

圖1 立式自吸泵二維結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Two-dimensional structure diagram of vertical self-priming pump

表1 自吸泵設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Self-priming pump design parameters

自吸泵葉輪木模圖前掠切割如圖2所示,葉輪葉片軸面投影如圖3所示.在保證葉輪其他幾何參數(shù)不變的情況下,對(duì)木模圖中葉輪葉片進(jìn)行前掠切割,分別向出口方向延伸5°、10°、15°和20°,不同葉輪進(jìn)口邊位置對(duì)應(yīng)圖3中入口邊、a、b、c和d,得到5種不同葉輪模型方案,葉輪三維結(jié)構(gòu)如圖4所示.在進(jìn)行數(shù)值計(jì)算時(shí)，保證切割后不同模型方案葉輪進(jìn)口邊厚度和圓角不變,通過定常數(shù)值計(jì)算和非定常數(shù)值計(jì)算并結(jié)合實(shí)驗(yàn),研究葉輪葉片進(jìn)口邊前掠對(duì)自吸泵自吸能力的影響規(guī)律.

圖2 葉輪木模圖進(jìn)口邊前掠切割圖Fig.2 The front-swept cutting diagram of the inlet side of the impeller wood model diagram

圖3 葉片進(jìn)口邊位置軸面投影圖Fig.3 Axial projection of blade inlet position

圖4 葉輪進(jìn)口邊三維結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Three-dimensional structure diagram of the impeller inlet

1.2 網(wǎng)格劃分和網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格對(duì)全流域模型進(jìn)行劃分,各過流部件網(wǎng)格尺寸和數(shù)量如表2所列,立式無密封自吸泵主要過流部件計(jì)算域網(wǎng)格如圖5所示.

圖5 自吸泵主要過流部件網(wǎng)格示意圖Fig.5 Schematic diagram of the main flow components of the self-priming pump

表2 各過流部件網(wǎng)格尺寸和數(shù)量Tab.2 Mesh size and quantity of each flow-through component

為保證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,對(duì)自吸泵內(nèi)間隙進(jìn)行多層網(wǎng)格加密處理,對(duì)葉輪進(jìn)口邊位置進(jìn)行網(wǎng)格加密處理.

為降低網(wǎng)格數(shù)量對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的影響,對(duì)自吸泵全流域網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,自吸泵額定工況下不同網(wǎng)格數(shù)量定常數(shù)值計(jì)算結(jié)果如圖6所示.隨著數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量的增加,自吸泵總揚(yáng)程不斷增加并趨于穩(wěn)定,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到609萬時(shí),網(wǎng)格數(shù)量增加對(duì)自吸泵揚(yáng)程影響不足0.9%,說明此時(shí)網(wǎng)格數(shù)量已經(jīng)能滿足數(shù)值計(jì)算的要求.綜合分析考慮計(jì)算機(jī)性能和計(jì)算時(shí)間,最終選擇計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)量為609萬,針對(duì)不同模型方案,其網(wǎng)格數(shù)量基本保持一致.

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證曲線Fig.6 Grid independence verification curve

2 兩相流控制方程和湍流模型

2.1 兩相流控制方程

VOF模型的基本方程由連續(xù)性方程、物性方程、混合流體的雷諾時(shí)均Navier-Stokes方程、湍動(dòng)能方程(k方程)和湍動(dòng)能率耗散方程(ε方程)等5類方程組成[21].根據(jù)不可壓縮流體物性方程等可以得到各相體積組成的輸運(yùn)方程為

(1)

式中：R為凈相變率；ui為混合流體速度,m/s；設(shè)第q相的體積分?jǐn)?shù)為φq,自吸泵中存在著氣液兩相,因此,q=1、2；t為時(shí)間,s；xi(i=1,2,3)為直角坐標(biāo)系中3個(gè)方向.

混合流體的雷諾平均Navier-stokes方程為

式中：ui、uj為混合流體速度,m/s；g為重力加速度,9.8 m/s2；μ為混合流體黏性系數(shù),Pa·s；μ1、μ2分別為第1項(xiàng)和第2項(xiàng)黏度,Pa·s；μt為湍動(dòng)能黏度系數(shù),Pa·s；ρ為混合流體密度,kg/m3；φ1、φ2分別為各項(xiàng)黏度系數(shù)；xj(j=1,2,3)為直角坐標(biāo)系中3個(gè)方向.

2.2 湍流模型

選用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型,對(duì)每相解k-ε方程,分別描述氣液兩相湍流,標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程可表示為

式中：Gk為湍動(dòng)能的產(chǎn)生項(xiàng)；Sk為湍動(dòng)能源項(xiàng)；Sε為湍動(dòng)能耗散率源項(xiàng)；Gb為由浮力引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng),即湍流耗散率；YM為可壓湍流中脈動(dòng)擴(kuò)張的產(chǎn)生項(xiàng);對(duì)于不可壓縮流體Gb=0,YM=0；模型常量分別為C1ε=1.44,C2ε=1.92,C3ε=0.09,cμ=0.09,σk=1.0，σε=1.39.

2.3 邊界條件設(shè)置

采用Fluent對(duì)自吸泵全流場進(jìn)行定常和非定常數(shù)值計(jì)算迭代求解,計(jì)算域中葉輪和密封葉輪為旋轉(zhuǎn)部件,其余部分為靜止部件.定常數(shù)值計(jì)算初始狀態(tài)進(jìn)口截面條件設(shè)為速度進(jìn)口,介質(zhì)為常溫25 ℃清水,出口邊界條件設(shè)為自由出流,自吸泵內(nèi)過流部件表面粗糙度Ra=0.025 μm,設(shè)收斂精度為10—5.根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算湍動(dòng)能和湍流耗散率,壁面均采用無滑移條件,在保證湍流模型對(duì)近壁面網(wǎng)格要求的前提下,葉輪作為主要的旋轉(zhuǎn)部件,近壁區(qū)網(wǎng)格y+值控制在240以內(nèi)[22],并采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理近壁面問題.為保證數(shù)據(jù)的一致性,各流體域動(dòng)靜耦合面均采用Interor面.

為了探究自吸泵在自吸階段不同時(shí)刻泵體內(nèi)氣液分布變化規(guī)律,對(duì)自吸泵全流域進(jìn)行非定常數(shù)值計(jì)算,并且需要在一定時(shí)間間隔t內(nèi)對(duì)自吸泵內(nèi)部流場數(shù)據(jù)和監(jiān)測點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行保存.考慮到自吸泵額定轉(zhuǎn)速為n=1 450 r/min,確定葉輪旋轉(zhuǎn)3°為1個(gè)計(jì)算時(shí)間步長,每120步葉輪旋轉(zhuǎn)1周,每個(gè)時(shí)間步長在計(jì)算時(shí)迭代20次得到計(jì)算結(jié)果.因此,可以確定計(jì)算時(shí)間步長Δt=3.448×10—4s,每周計(jì)算2 400步,葉輪旋轉(zhuǎn)1周所用時(shí)間為0.041 3 s.非定常數(shù)值計(jì)算采用VOF多相流模型,自吸泵進(jìn)口邊界條件設(shè)為速度進(jìn)口,出口邊界條件設(shè)為自由出流,并且在進(jìn)口S型彎管段上部設(shè)置體積V=0.11 m3的空氣柱,液體與氣體交界面的相互作用力為0.07.與定常數(shù)值計(jì)算進(jìn)行對(duì)比，并將結(jié)果作為判定非定常數(shù)值計(jì)算是否收斂的依據(jù).通過對(duì)自吸泵出口監(jiān)測點(diǎn)數(shù)據(jù)分析得到不同時(shí)刻氣體含量,再對(duì)時(shí)間進(jìn)行積分得到排出氣體的體積.

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證和水平因素分析

3.1 外特性實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)裝置現(xiàn)場如圖7所示,工作臺(tái)示意圖如圖8所示.實(shí)驗(yàn)采用開放式實(shí)驗(yàn)臺(tái)對(duì)樣機(jī)進(jìn)行測試,通過計(jì)算機(jī)采集系統(tǒng)測量自吸泵出口含氣率,根據(jù)采集電機(jī)工作電流得到樣機(jī)軸功率.在自吸泵S型彎管進(jìn)口處安裝DKF-60電動(dòng)空氣控制閥,自吸泵啟動(dòng)時(shí)電控閥關(guān)閉，S型彎管上的進(jìn)氣口形成真空狀態(tài)完成自吸過程.停泵時(shí)，重力作用導(dǎo)致進(jìn)口段液體回落到儲(chǔ)液池之中,此時(shí)電控閥開啟使得進(jìn)口段與外界連通,確保自吸泵內(nèi)液體不隨進(jìn)口管路回落到儲(chǔ)液池，從而達(dá)到消除虹吸的現(xiàn)象,保證自吸泵二次自吸時(shí)正常工作.

圖7 自吸泵實(shí)驗(yàn)裝置現(xiàn)場圖Fig.7 Site map of self-priming pump experimental device

圖8 自吸泵實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.8 Schematic diagram of the structure of the self-priming pump experimental device

3.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證對(duì)比分析

為驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,對(duì)自吸泵樣機(jī)原模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,結(jié)果如圖9所示.圖中，Qd為額定工況下自吸泵的流量,Q為不同工況下的流量,橫坐標(biāo)為不同工況流量與額定流量的比值.可以看出：不同流量工況下數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致;在0.2Qd、0.4Qd、0.6Qd小流量工況下數(shù)值計(jì)算值略高于實(shí)驗(yàn)值,這是由于在小流量工況下實(shí)驗(yàn)時(shí)進(jìn)口閥門損失較大,導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)值偏低;在1.2Qd和1.4Qd大流量工況下實(shí)驗(yàn)值略高于數(shù)值計(jì)算值,這是由于自吸泵在大流量工況下間隙泄漏減小,從而導(dǎo)致容積效率增高.綜合分析數(shù)值計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值的誤差在允許誤差5%之內(nèi),該實(shí)驗(yàn)結(jié)果說明了數(shù)值計(jì)算方法可以滿足本文的需要.

圖9 不同工況比值下計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值外特性曲線Fig.9 Characteristic curve of calculated value and experimental value under different working condition ratios

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

4.1 不同進(jìn)口邊位置外特性對(duì)比分析

額定工況下不同進(jìn)口邊模型方案外特性曲線如圖10所示.可以看出：對(duì)于不同模型方案在相同進(jìn)、出口邊界條件下,隨著前掠角度的增加定常數(shù)值計(jì)算的揚(yáng)程和效率均有所降低;在0～10°內(nèi)葉片進(jìn)口邊向出口前掠不會(huì)對(duì)揚(yáng)程造成太大的影響,但是當(dāng)進(jìn)口邊前掠超過15°時(shí)自吸泵揚(yáng)程會(huì)出現(xiàn)明顯的下降;隨著前掠角度增加自吸泵效率降低且基本呈線性變化,對(duì)比原模型方案當(dāng)前掠角度達(dá)到20°時(shí),自吸泵總效率下降3.9%.

圖10 額定工況下不同進(jìn)口邊模型外特性Fig.10 Outer model characteristics of different inlet edges under rated conditions

4.2 不同時(shí)刻自吸泵內(nèi)氣液兩相流結(jié)果

4.2.1自吸泵中間截面氣體體積分布

自吸泵模型進(jìn)口邊前掠0°時(shí)，樣機(jī)在自吸啟動(dòng)過程中氣體體積分布如圖11所示.可以看出：初始t=0時(shí),進(jìn)口S型彎管上部分為空氣段,自吸泵其余部分為清水；隨著自吸過程的進(jìn)行當(dāng)t=0.4 s時(shí),葉輪的旋轉(zhuǎn)作用使得空氣段沿管路開始進(jìn)入儲(chǔ)液腔進(jìn)行氣液混合,此時(shí)葉輪進(jìn)口邊位置出現(xiàn)氣液混合層;隨著葉輪對(duì)氣液兩相混合作用的進(jìn)行,當(dāng)t=0.8 s時(shí),由于葉輪誘導(dǎo)液體產(chǎn)生預(yù)旋作用,所以儲(chǔ)液腔內(nèi)氣液混合作用越來越充分,葉輪內(nèi)含氣率不斷增加;當(dāng)t=1.0、1.2、1.4 s時(shí)，液體不斷從儲(chǔ)液池由進(jìn)口S型管路進(jìn)入泵腔,氣體在自吸泵內(nèi)不斷發(fā)生混合和分離作用，不斷被排出泵體,并且在葉輪外緣處出現(xiàn)大量漩渦,氣液分離室進(jìn)口位置處出現(xiàn)明顯的回流現(xiàn)象[23-24];隨著時(shí)間的增加儲(chǔ)液腔內(nèi)氣體逐漸減少,氣液兩相混合液體因葉輪旋轉(zhuǎn)做功而被全部排出泵體,此時(shí)自吸泵完成自吸過程,樣機(jī)各參數(shù)趨于穩(wěn)定進(jìn)入正常工作狀態(tài).

圖11 自吸泵排氣過程中的氣相體積分布圖Fig.11 The gas phase volume distribution diagram during the exhaust process of the self-priming pump

4.2.2葉輪中間截面氣相分布變化

自吸泵葉輪中間截面的氣體體積分?jǐn)?shù)和流線分布如圖12所示.隨著自吸時(shí)間的增加,葉輪中間截面氣體體積分?jǐn)?shù)不斷改變,葉輪中間截面處在靠近蝸殼隔舌處，氣體體積分?jǐn)?shù)較高,這與經(jīng)典的理論分析相同.由圖12可以看出：從t=0.4 s到t=0.6 s葉輪進(jìn)行氣液混合作用時(shí),氣體首先由靠近隔舌位置進(jìn)入葉輪,然后隨著時(shí)間推移氣體不斷向葉輪其他截面擴(kuò)散；當(dāng)t=0.8 s時(shí)葉輪內(nèi)充滿氣液兩相混合液體,此時(shí)自吸泵進(jìn)入主要排氣階段,自吸泵出口氣體含氣率維持較高水平.對(duì)比分析不同時(shí)刻流線分布可以看出,自吸泵葉輪進(jìn)行氣液混合時(shí)會(huì)對(duì)流線分布產(chǎn)生影響,導(dǎo)致葉輪內(nèi)流線分布不均勻,形成較多的漩渦,這是由于自吸泵內(nèi)發(fā)生非常復(fù)雜的氣液混合和分離作用.

圖12 泵內(nèi)葉輪中間截面氣體體積和流線分布圖Fig.12 Gas volume and streamline distribution diagram in the section of the impeller in the pump

4.2.3葉輪中間截面壓力變化

自吸泵葉輪中截面壓力和流線分布如圖13所示.可以看出：當(dāng)t=0.3 s時(shí)葉輪進(jìn)口中心位置依然充滿液體,此時(shí)氣體未進(jìn)入葉輪進(jìn)行氣液混合,葉輪中心位置處壓力較低且呈現(xiàn)出負(fù)壓狀態(tài);隨著自吸過程的進(jìn)行,當(dāng)t=0.6 s時(shí)氣體進(jìn)入葉輪進(jìn)行氣液混合,從而導(dǎo)致葉輪中心位置處壓力升高,且壓力不斷沿圓周方向升高;隨著氣體被排出葉輪,當(dāng)t=0.9 s時(shí)葉輪中間截面氣體體積分?jǐn)?shù)降低,液體重新充滿葉輪,葉輪中心位置處壓力不斷降低,重新呈現(xiàn)出負(fù)壓狀態(tài).

圖13 自吸泵葉輪中間截面的壓力和流線分布圖Fig.13 The pressure and streamline distribution diagram of the cross section of the self-priming pump impeller

4.3 不同進(jìn)口邊位置自吸時(shí)間計(jì)算

不同模型方案在額定工況下不同時(shí)刻自吸泵出口含氣率的變化曲線如圖14所示.經(jīng)分析可知：不同方案曲線對(duì)時(shí)間進(jìn)行積分即為單位流量下排出泵體的氣體體積;再乘以自吸泵額定流量,得到曲線包含面積即為排出氣體的體積;當(dāng)出口含氣率為0時(shí),自吸泵完成自吸過程.由圖14可以看出：當(dāng)前掠角度為0°時(shí),自吸泵完成自吸時(shí)間為3.04 s;當(dāng)前掠角度為10°時(shí),自吸泵完成自吸時(shí)間為2.24 s,縮短了25%.由圖15可以看出：在一定范圍內(nèi)隨著進(jìn)口邊前掠角度的增大，排氣時(shí)間不斷縮短;當(dāng)進(jìn)口邊前掠角度為10°時(shí),自吸泵完成自吸時(shí)間出現(xiàn)極值;當(dāng)前掠角度繼續(xù)增大時(shí)，排氣時(shí)間不斷增長.綜合分析發(fā)現(xiàn)，葉輪進(jìn)口邊最佳前掠角度為10°,此時(shí)可以明顯提升自吸泵自吸性能，縮短自吸時(shí)間.

圖14 不同時(shí)刻自吸泵出口氣含率變化Fig.14 Change of outlet gas holdup of self-priming pump at different times

圖15 不同模型方案排氣完成時(shí)間Fig.15 Different model scheme exhaust completion time

5 結(jié)論

本文采用數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了葉輪不同進(jìn)口邊位置對(duì)自吸泵自吸性能的影響規(guī)律,得到以下結(jié)論：

1) 在一定范圍內(nèi)改變自吸泵葉輪葉片進(jìn)口邊前掠位置可以明顯提升葉輪的氣液混合能力,有效縮短自吸泵自吸時(shí)間,但是在減少自吸時(shí)間的同時(shí)效率稍有下降.

2) 在氣液兩相入流條件下,葉輪中心位置壓力會(huì)升高,并隨著氣液分離的完成重新回到低壓狀態(tài);在靠近隔舌區(qū)域的截面內(nèi)氣體含量較高,且隨著時(shí)間變化分布到其他截面.

3) 在氣液兩相入流條件下,對(duì)中高比轉(zhuǎn)速葉輪進(jìn)口邊前掠進(jìn)行切割,可以使得葉輪進(jìn)口邊工作時(shí)對(duì)流體進(jìn)行分時(shí)加載,有效提升葉輪的氣液混合能力.

4) 通過非定常數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)葉輪進(jìn)口邊前掠角度為10°時(shí),在額定工況下自吸泵自吸時(shí)間可以縮短25%,有效提升自吸泵自吸性能,可為自吸泵的設(shè)計(jì)提供重要理論依據(jù).