李 強，夏勝生

(合肥工業(yè)大學機械工程學院，合肥 230009)

噴水推進泵揚程較低，一般采用軸流式葉片泵設計而成，主要是為水下滑翔機提供推力。由于葉片壓差作用，軸流式葉片泵在運行時葉頂間隙區(qū)存在泄漏流動，產生泄漏漩渦，導致空化、振動及流動穩(wěn)定等方面的負面影響[1-3]，因此有必要對其運行過程葉頂泄漏流動及漩渦分布和其流動穩(wěn)定性進行研究。軸流泵葉片葉頂一般與管壁平行，葉頂軸向截面形狀類似于直線形或接近直線的弧形，在葉頂區(qū)域內，葉片與葉頂截面形狀類似于矩形形狀，形狀不似流線形，不利于流動，導致葉頂處漩渦分布密集。楊軍虎等[4]對葉片工作面輪緣處進行修圓處理，發(fā)現修圓有利于改善間隙流動；Laborde等[5]通過改變不同葉頂形狀，研究葉頂間隙處漩渦結構；施衛(wèi)東等[6]研究了3種切割葉頂形狀對軸流泵葉頂空化的影響，結果顯示，倒角和斜切葉頂方案能較好控制葉頂空化渦，可見不同葉頂形狀會導致軸流泵內部流動不同。

軸流泵在設計中通常采用翼型來繪制葉輪或導葉葉片，不同的翼型會導致葉片周圍漩渦分布不同，影響泵內部流動穩(wěn)定。許多學者對葉片翼型優(yōu)化展開研究，使葉片表面阻力更小，流動更穩(wěn)定，張宇等[7]對葉片進行多參數優(yōu)化，通過改進型線有效控制出口位置漩渦；施衛(wèi)東等[8]通過修改后掠式葉輪的后掠角，優(yōu)化顆粒分布，減少葉片磨損；潘強等[9]通過優(yōu)化軸流泵葉片，使改進的魚友好型軸流泵可以降低魚類死亡率?？梢钥闯鰞?yōu)化葉片形狀可以改進軸流泵內部流動。目前國內外研究主要集中在葉輪葉片形狀的改進，對軸流泵葉頂區(qū)域的研究也大都集中在分析間隙處流動特性[10-14]，而對于葉頂形狀的研究相對較少，因此開展對葉頂形狀改進的研究很有必要。

本文以微型(揚程低于1 m)噴水推進泵為研究對象，參考國內外學者對葉片形狀改進的經驗，選用有利于流動穩(wěn)定的翼型形狀，對葉頂進行翼型化研究，采用數值計算方法對比分析3種翼型化葉頂(尖峰型、均勻型、S型)及原始葉頂在不同間隙尺寸下的內流場分布區(qū)別及優(yōu)勢，得出翼型化葉頂在噴水推進泵設備中應用的優(yōu)勢，為葉頂區(qū)域流態(tài)分布的改善及葉頂形狀研究提供新的思路。

1 數值模擬

1.1 幾何模型參數及計算域

基本設計參數：流量Q為40 m3/h，揚程H為0.5 m，轉速n為1 000 r/min，比轉速ns為647，葉輪直徑D為112 mm，輪轂比dh/D為0.5，葉輪葉片數zy為4，導葉葉片數zg為7。取管道進口到管道出口作為數值模擬的計算域，包括進水段、葉輪段、導葉段及出水段等4個區(qū)域。采用三維建模軟件Creo繪制噴水推進泵幾何模型，結構見圖1。

圖1 模型泵三維圖形

1.2 設計方案

傳統噴水推進泵葉片葉頂通常平行于管壁，葉頂截面形狀接近直線型，葉頂與葉片截面形狀類似矩形形狀，見圖2(d)。本文在原始葉頂的基礎上，分別采用3種不同類型的翼型形狀代替原始葉頂截面形狀，3種翼型類型分別為最高點向首端偏的形似尖峰的翼型類型、最高點在中間位置形似拋物線的翼型類型以及形似S形狀的翼型類型，然后對所述翼型選擇代表性翼型。為減少其他因素干擾，保持選擇翼型的厚度相同。3種類型翼型分別?。篘ACA4412翼型、791翼型及l(fā)iss7769翼型，翼型最大厚度均為其弦長的10%。本文試驗只取翼型吸力面的翼型曲線，翼型形狀見圖3。3種翼型葉頂形狀方案分別記為尖峰型(Peak Shape，PS)、均勻型(Uniform Shape，US)及S型(S Shape，SS)噴水推進泵，原始葉頂方案記為基礎型(Basic Shape，BS)。

為全面分析翼型化葉頂對噴水推進泵內流場的影響，取3組不同葉頂間隙尺寸，通過調整葉頂與管道內壁的間隙，構造3種不同間隙葉輪段的模型，根據文獻[11,12]選取間隙尺寸比δ分別為0.5倍、0.75倍及1.0倍輪緣處翼型截面最大厚度T。δ的公式為：

δ=C/T

(1)

式中：δ為間隙尺寸比；T為翼型化葉頂截面最大厚度；C為翼型化葉頂到管壁最短距離，見圖2(b)，為與翼型化方案形成對比，原始方案的間隙大小等于翼型化葉頂到管壁最短距離C。

圖2 4種葉頂形狀

圖3 3種翼型形狀

1.3 邊界條件

采用ANSYS CFX仿真軟件對噴水推進泵內部流動進行數值模擬，計算域進口設置為進水段的進水管口，進口邊界條件設置為壓力進口；計算域出口設置為出水段的出水管口，出口邊界設置為質量流量出口。葉輪段為旋轉域，其他區(qū)域為靜止域，葉輪壁面旋轉速度設為0，其余壁面采用無滑移邊界條件，采用SSTk-ω模型作為湍流模型，葉輪與進口、葉輪與導葉的動靜交界面采Frozen Rotor模式，其他交界面采用None模式，網格節(jié)點的匹配方式采用GGI模式。

1.4 網格劃分

采用軟件ANSYS ICEM 進行網格劃分，由于噴水推進泵葉輪葉頂部位幾何復雜，葉輪段采用適應性強的四面體網格劃分，并對葉片葉頂間隙區(qū)域網格進行加密，結果見圖4(a)。其 余計算域采用六面體網格劃分，增加計算域網格精度，其中導葉輪轂和輪緣處采用O型結構，所有網格質量保持在0.4以上，見圖4(b)。

圖4 模型水體網格

采用3組網格方案對噴水推進泵在額定工況下的數值模擬進行網格無關性分析，選擇網格總數分別為127.5、159.5和221.5 萬個。通過對所預測的泵揚程值進行對比分析，結果見表1。噴水推進泵總網格數增加到150 萬個時，揚程逐漸趨于穩(wěn)定，網格數達到方案2水平時，模擬所得泵的揚程、效率的誤差分別小于0.5%和0.3%。本文中為了提高收斂速度，選擇方案2的網格劃分方式進行數值模擬。

表1 網格無關性分析

2 數值計算結果分析

2.1 外特性對比

取噴水推進泵葉輪流道為研究對象，對在不同間隙及不同葉頂行政情況下的共12組方案作外特性分析，計算不同流量工況下的揚程與流量、效率與流量特性，見圖5。

由圖5可以看出，葉頂采用不同翼型化，在不同間隙尺寸下，泵的揚程和效率均有所改變。隨著間隙尺寸的減小，4種方案的揚程和效率逐漸增加。3種翼型化方案的揚程和效率均低于未做修改的BS方案，但隨著間隙尺寸增大，差距逐漸減小，在達到間隙尺寸比δ為1.0時，3種翼型化方案的揚程和效率與未作修改的基礎方案差距最小，額定流量下，對于US方案3種間隙下揚程差分別為0.031 3、0.031 2、0.027 1 m。在3種翼型化方案中，US方案的揚程和效率在3種方案中最低，在額定流量下δ為0.5、0.75、1.0時分別比3種翼型中最高揚程低0.89%、0.76%、1.16%，差距甚微，其中δ為0.5時PS方案的揚程和效率最高，δ為0.75及δ為1.0時SS方案的揚程和效率最高。

圖5 不同方案的外特性曲線

由于翼型化葉頂相當于切除了原始葉頂的前緣和后緣，間接增大了葉頂平均間隙，同時由于揚程和效率隨著間隙增大而減小，導致翼型化葉頂方案的外特性比基礎葉頂方案差。下文對內流場進行分析，研究翼型化葉頂是否有利于泵內部流動。

2.2 內部流場分析

(1) 葉頂及背面渦量分析。由于3種方案在不同間隙下的內部渦量流動情況相近，本文僅對現象最明顯的一種間隙尺寸的內部渦量進行分析。取0.5倍間隙尺寸比情況下，以穿過葉片弦長中間位置的軸截面為研究對象，比較4種方案在額定工況下的間隙處的平面渦量，結果見圖6。圖6中方向垂直平面向外為正。噴水推進泵葉頂漩渦流主要包括在工作面的角渦以及背面的泄漏渦和脫離渦[8]，由圖6(a)到6(d)可以明顯看出3種翼型化方案泄漏渦范圍和大小明顯減小，US方案中甚至難以觀察出葉片背面的脫離渦，PS方案和SS方案的泄漏渦范圍比US方案略大；PS及US方案的脫離渦相比BS方案變化不大，但US方案對脫離渦有明顯改善效果，圖中幾乎沒有大于853 s-1的脫離渦渦量。由于翼型化葉頂三維建模較復雜，葉頂壓力面的截面翼型形狀難以平滑過渡，存在尖角，導致在圖中工作面3種翼型化方案都有不同程度的角渦。綜上所述，即使從本文方案中無法觀察出消除角渦的現象，但是泄漏渦的改進十分明顯，其中US方案還改善了脫離渦。

圖6 4組方案平面渦量圖

(2) 葉輪出水端速度分析。對葉輪出水端局部速度云圖進行分析，見圖7，4組圖中從左到右間隙尺寸比δ依次為0.5、0.75、1.0。由圖7可見，隨著間隙尺寸的增大，葉輪出水端速度逐漸降低。在3種間隙下，BS方案從輪轂到輪緣處的速度變化均較大，輪緣處大于3.9 m/s的高速區(qū)域范圍明顯較大，流動不穩(wěn)定。相比BS方案，3種翼型化方案葉輪輪緣處高速區(qū)域范圍明顯偏小，速度分布更為合理，葉輪出水斷面流動更穩(wěn)定。3組翼型化方案中，SS方案在3組間隙下，高速區(qū)面積均最小，流動穩(wěn)定性最佳，US與PS方案的速度分布相似，US方案在間隙δ為1.0時輪緣處高速區(qū)面積略小于PS方案?？梢娨硇突桨妇梢愿纳迫~輪出水端的流動，使流動更加穩(wěn)定。3種翼型化方案的速度分布相似，且變化程度均小于BS方案，其中SS方案的速度高速區(qū)域范圍最小。

(3) 葉輪葉片間壓力分析。對葉輪葉片間局部壓力分布云圖進行分析，見圖8，其中span為0.8，圖8中4組從左到右間 隙尺寸比δ依次為0.5、0.75、1.0。由圖8可見，在3組間隙下，葉輪葉片進水端壓力均較其他位置處大，進水端存在明顯高壓區(qū)域；隨著間隙的增大，葉片進水端處的壓力逐漸減小，葉片背面壓力也呈減小趨勢。同時BS方案進水端高壓區(qū)域面積始終比3種翼型化方案大，在葉片進口位置會產生明顯的漩渦；在3組翼型化方案中，3組方案壓力云圖分布相似，其中SS方案進水端高壓區(qū)范圍最小，改進效果最佳。PS方案和US方案壓力云圖效果相似?？梢?，翼型化方案可以有效減少葉輪進水端高壓區(qū)域，減少進水端產生的漩渦，使流動更平穩(wěn)。

圖7 4種方案葉輪出水端局部速度分布云圖

圖8 4種方案葉輪葉片間局部壓力分布云圖

由內流場分析發(fā)現，翼型化葉頂形狀是適合流動的形狀，改善了葉頂的流動環(huán)境，致使翼型化葉頂的流動特性優(yōu)于原始葉頂。

2.3 數值模擬與實驗結果

實驗裝置見圖9。實驗裝置主要由試驗泵、水箱、管道、壓力表、流量計、閘閥、輔助離心泵等組成。本文的實驗采用立式試驗臺，試驗泵位于3位置，泵運行后做功將水輸送入下方管道，但由于試驗泵揚程低做功較小，水流難以在管道形成循環(huán)，故在7位置增加輔助泵使水流得以循環(huán)流動。

圖9 實驗裝置示意圖

圖10 噴水推進泵實驗與數值計算曲線對比圖

在額定工況下，模擬計算均勻型噴水推進泵全流場的流動特性，將數值模擬得到的結果與實驗結果比較，結果見圖10。在額定工況點附近2者曲線基本相近，計算所得水力性能值優(yōu)于實驗結果。由于實際試驗中存在裝置泄漏、水流不穩(wěn)定、其他阻力干擾、測量中讀數的誤差等外在因素，并且由揚程計算公式：

(2)

可以看出，由于噴水推進泵揚程微小，導致其速度水頭的影響比壓力水頭大，同時輔助泵運行時產生的推力會影響水流流動，導致揚程和效率在小流量及大流量情況下會有所偏離。許多學者針對微揚程及低揚程作過實驗研究[15,16]，其實驗與仿真誤差甚至大于10%～20%。本實驗在額定工況下，仿真效率、揚程與實驗值之間的誤差均保持在3%以內，說明仿真模型在額定工況點及其附近比較準確的模擬了噴水推進泵的內部流動，結果是可靠的。

3 結 論

(1)翼型化葉頂在外特性方面有所欠缺，但由于翼型表面有利于流體流動，因此翼型化葉頂噴水推進泵的內流場分布均勻合理，流動穩(wěn)定。

(2)3種翼型化方案均改善葉輪葉頂區(qū)域的漩渦，其中均勻型方案改善情況最佳，且均使葉輪出水端速度布局更合理，均使葉輪進水端高壓區(qū)減小，改善壓力及速度方面S型方案最佳。

(3)隨著間隙增大，揚程和效率逐漸減低，葉輪處速度降低、壓力減小，但翼型化方案內流場分布始終比原始方案穩(wěn)定，可見翼型化方案有利于改進微型噴水推進泵內部流動，推薦在設計時采用翼型化葉頂。根據本文經驗，采用均勻型翼型，能使渦量布局最合理，采用S型翼型，能使壓力及速度分布最合理。

□

[1] 張德勝，石 磊，陳 健，等．基于大渦模擬的軸流泵葉頂泄漏渦瞬態(tài)特性分析[J].農業(yè)工程學報,2015,31(11):74-80．

[2] 張德勝，陳 健，張光建，等．軸流泵葉頂泄漏渦空化的數值模擬與可視化實驗研究[J].工程力學,2014,(9):225-231．

[3] 黎耀軍，沈金峰，嚴海軍，等．葉頂間隙對軸流泵輪緣泄漏流動影響的大渦模擬[J].水利學報,2014,45(2):235-242．

[4] 楊軍虎，馬靜先，張人會，等．軸流泵葉片外緣修圓對泵性能的影響[J].蘭州理工大學學報,2007,33(5):60-63．

[5] Laborde R，ChantrelP，Mory M．Tip clearance and tip vortex cavitation in an axial flow pump[J].Journal of Electronic Packaging,1997,119(3)．

[6] 施衛(wèi)東，吳蘇青，張德勝，等．葉頂形狀對軸流泵空化性能的影響[J].農業(yè)機械學報,2014,45(9):101-106．

[7] 張 宇，管仁偉，安 偉，等．輕載型軸流泵的流場分析和葉型優(yōu)化[J].江南大學學報,2013,12(1):59-64．

[8] 施衛(wèi)東，邢 津，張德勝，等．后掠式葉片軸流泵固液兩相流數值模擬與優(yōu)化[J].農業(yè)工程學報,2014,30(11):76-82，293．

[9] 潘 強，張德勝，施衛(wèi)東．基于葉片撞擊模型的魚友好型軸流泵優(yōu)化設計[J].農業(yè)機械學報,2015,(12):102-108．

[10] Wu H X，Miorini R L，Katz J．Measurements of the tip leakage vortex structures and turbulence in the meridional plane of an axial water-jet pump[J].Experiments in Fluids,2011,50(4):989-1 003．

[11] Miorini R L，Wu H X，Katz J．The internal structure of the tip leakage vortex within the rotor of an axial waterjet pump[J].Journal of Turbomachinery,2012,134(3):1-12．

[12] 彭云龍，王永生，靳栓寶．軸流式噴水推進泵的三元設計[J].中南大學學報(自然科學版),2014,45(6):1 812-1 818．

[13] Hosono K，Hosono Y，Saito S，et al．Study on cavitation influence for pump head in an axial flow pump[J].Journal of Physics,2015,656(1):1-4．

[14] 韓吉昂，李普澤，鐘兢軍．葉頂間隙對噴水推進軸流泵空化性能影響[J].科學技術與工程,2016,16(33):130-136．

[15] 李彥軍，嚴登豐，袁壽其．大型低揚程泵與泵裝置特性預測[J].農業(yè)機械學報,2007,38(10):36-40．

[16] 李 君，曹永梅，高傳昌．低揚程軸流泵及其泵站裝置性能預測研究[J].中國農村水利水電,2015,(3):121-123，126．