趙偉國(guó)，強(qiáng)歡歡，李興國(guó)

1.蘭州理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，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，蘭州 730050

高速離心泵廣泛應(yīng)用于航空航天，石油化工和化學(xué)工業(yè)等領(lǐng)域，其在運(yùn)行過(guò)程中很容易發(fā)生空化現(xiàn)象［1］，空化會(huì)導(dǎo)致泵性能下降以及水力部件被空蝕破壞等諸多危害。對(duì)于高速離心泵的空化問(wèn)題，設(shè)計(jì)者常常通過(guò)增設(shè)前置誘導(dǎo)輪來(lái)防止其發(fā)生空化，但誘導(dǎo)輪內(nèi)的空化現(xiàn)象仍然會(huì)造成葉片表面損傷、噪聲增大和空腔不穩(wěn)定性等嚴(yán)重后果，嚴(yán)重威脅泵的結(jié)構(gòu)完整性和性能［2-4］。因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)誘導(dǎo)輪以及泵的空化等性能做了諸多研究。

Yoon 等［5］提出了一種基于高速可視化的誘導(dǎo)輪空化不穩(wěn)定性的檢測(cè)方法，研究發(fā)現(xiàn)該方法可以利用像素灰度值識(shí)別各類空化不穩(wěn)定性。熊英華等［6］基于代理模型的整體敏感度分析方法，分析了誘導(dǎo)輪出口安放角和葉輪進(jìn)口安放角對(duì)燃油泵空化特性的影響，研究發(fā)現(xiàn)葉片安放角對(duì)泵外特性影響較小，對(duì)泵空化性能影響較大。Guo 等［7］研究發(fā)現(xiàn)誘導(dǎo)輪的葉片前緣形狀、葉片數(shù)、葉頂間隙、輪轂形狀等參數(shù)對(duì)泵的空化性能有重要影響。Yan 等［8］研究了均勻入流和非均勻入流對(duì)誘導(dǎo)輪空化特性的影響，研究發(fā)現(xiàn)不同入流條件對(duì)誘導(dǎo)輪水力性能影響不大，但均勻入流的空化性能優(yōu)于非均勻入流。Fu 等［9］采用試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算結(jié)合研究了有無(wú)誘導(dǎo)輪的渦輪泵在不同工況和不同溫度下的空化性能。Hong 等［10］以液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪泵為研究對(duì)象，通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試發(fā)現(xiàn)誘導(dǎo)輪對(duì)泵的揚(yáng)程和效率影響不大，對(duì)空化性能影響較大。Wang 等［11］通過(guò)新開(kāi)發(fā)的試驗(yàn)裝置研究了渦輪泵的誘導(dǎo)輪空化特性與熱效應(yīng)的關(guān)系。郭曉梅等［12］以高速誘導(dǎo)輪離心泵為研究對(duì)象，對(duì)前置不同形式誘導(dǎo)輪的高速離心泵空化特性進(jìn)行了研究。Fan 等［13］通過(guò)建立理論預(yù)測(cè)模型和一維分析模型對(duì)低溫泵空化性能和不穩(wěn)定性進(jìn)行了研究。程效銳等［14］提出了用環(huán)形槽來(lái)改善誘導(dǎo)輪空化性能，研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)環(huán)形槽處于誘導(dǎo)輪上游時(shí)能吸收葉尖泄漏渦抑制空化發(fā)生。Jiang 等［15］對(duì)有無(wú)環(huán)形射流誘導(dǎo)輪的高速離心泵空化性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)加環(huán)形射流裝置和誘導(dǎo)輪后，離心泵空化性能得到了明顯提升。Gu 等［16］研究了不同壓力射流對(duì)離心泵空化性能和水力性能的影響，發(fā)現(xiàn)高壓射流能改善其空化性能，但是會(huì)導(dǎo)致?lián)P程略有下降。王文廷等［17］針對(duì)某高速誘導(dǎo)輪提出了縫隙誘導(dǎo)輪，研究發(fā)現(xiàn)縫隙誘導(dǎo)輪能提升泵在小流量工況下的空化性能從而使泵穩(wěn)定工作的工況范圍變寬?？祦喿康龋?8］研究了液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)誘導(dǎo)輪非定常空化特征以及壓力脈動(dòng)特征，發(fā)現(xiàn)空泡集中在葉片前緣和葉片進(jìn)口輪緣處且形態(tài)隨時(shí)間不斷變化，回流渦空化旋轉(zhuǎn)方向與誘導(dǎo)輪旋轉(zhuǎn)方向一致。楊寶鋒等［19］以液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑泵為研究對(duì)象，研究了誘導(dǎo)輪與離心輪的周向匹配對(duì)泵外特性以及壓力脈動(dòng)特性的影響。

基于以上諸多研究發(fā)現(xiàn)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)的手段，研究了大量誘導(dǎo)輪自身空化的演變規(guī)律以及誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)和幾何參數(shù)對(duì)其空化特性的影響，但對(duì)借助高壓射流裝置來(lái)改善誘導(dǎo)輪空化性能的研究較少，且暫未發(fā)現(xiàn)通過(guò)口環(huán)引流裝置來(lái)改善誘導(dǎo)輪空化特性的相關(guān)研究。鑒于此，本文旨在設(shè)計(jì)1 種口環(huán)引流裝置，通過(guò)借用口環(huán)間隙，引射葉輪出口高壓流體到高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口區(qū)域，提高高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口區(qū)域壓力防止渦空化，且引射高壓流體能夠有效阻止高速誘導(dǎo)輪葉頂間隙回流泄漏流，從而達(dá)到改善高速誘導(dǎo)輪空化性能的目的。此裝置有望為提高高速誘導(dǎo)輪的空化特性提供一定參考和思路。

1 計(jì)算模型與網(wǎng)格劃分

1.1 計(jì)算模型

本文研究對(duì)象為前置誘導(dǎo)輪的高速離心泵，研究對(duì)象（前置誘導(dǎo)輪的高速離心泵）示意圖如圖1所示，其主要設(shè)計(jì)參數(shù)為：流量Qv=8.48 m3/h，揚(yáng)程H=580 m，轉(zhuǎn)速n=31 590 r/min，比轉(zhuǎn)速ns=47。

圖1 高速離心泵示意圖Fig.1 Schematic diagram of high-speed centrifugal pump

高速誘導(dǎo)輪主要幾何參數(shù)為：輪緣直徑D1=40 mm、輪轂長(zhǎng)度L=32 mm、輪緣軸向長(zhǎng)度Ly=22 mm、輪轂軸向長(zhǎng)度Lh=28 mm、輪轂前緣圓頭半徑R=5 mm、輪轂后緣直徑D2=18 mm、葉頂間隙δ=0.3 mm、葉片數(shù)Z=3。高速誘導(dǎo)輪軸面圖和平面投影見(jiàn)圖2。

圖2 誘導(dǎo)輪軸面投影圖和平面投影Fig.2 Axial plane projection and plane projection of inducer

1.2 計(jì)算域網(wǎng)格劃分

本研究計(jì)算域采用Gambit 軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格采用適應(yīng)性較好的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，計(jì)算域包括誘導(dǎo)輪、誘導(dǎo)輪葉頂間隙、葉輪、前口環(huán)、壓水室等。針對(duì)不同水力部件采用不同網(wǎng)格尺度進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中誘導(dǎo)輪葉頂間隙和前口環(huán)由于環(huán)面徑向（厚度）尺寸過(guò)小，采用分層網(wǎng)格劃分，通過(guò)控制間隙徑向（厚度）和周向網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)以達(dá)到數(shù)值計(jì)算精度的同時(shí)可以有效控制網(wǎng)格數(shù)量。為保證數(shù)值計(jì)算的精度，通過(guò)不斷調(diào)整主要水力部件網(wǎng)格尺度進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)泵的揚(yáng)程和效率均隨網(wǎng)格數(shù)增加略有增加，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到一定數(shù)量時(shí)，揚(yáng)程和效率逐步趨于穩(wěn)定，最終確定P2方案網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行本文后續(xù)數(shù)值計(jì)算。主要水力部件網(wǎng)格示意圖見(jiàn)圖3，網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證主要方案及主要水力部件詳細(xì)網(wǎng)格數(shù)見(jiàn)表1。

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證及主要水力部件詳細(xì)網(wǎng)格數(shù)Table 1 Grid independence verification and detailed grid number of main hydraulic components

圖3 主要水力部件網(wǎng)格示意圖Fig.3 Schematic diagram of main hydraulic components grid

2 方案設(shè)計(jì)

為研究口環(huán)引流裝置環(huán)形噴嘴寬度對(duì)高速誘導(dǎo)輪空化性能的影響，將環(huán)形噴嘴布置在誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口邊輪緣處，保證環(huán)形噴嘴靠近誘導(dǎo)輪側(cè)與誘導(dǎo)輪前緣軸向距離為0 mm，其中噴嘴為環(huán)形，前口環(huán)間隙為0.15 mm，環(huán)形引流擴(kuò)散段擴(kuò)散角為2.5°，進(jìn)口直徑為40.6 mm，葉輪中心到環(huán)形噴嘴內(nèi)側(cè)距離為45 mm。在此基礎(chǔ)上定義環(huán)形噴嘴寬度為Bi，并設(shè)計(jì)5 種方案分別為Bi=1 mm，3 mm，5 mm，7 mm 和9 mm，其中i=1，2，3，4，5。B0為無(wú)口環(huán)引流裝置的原始方案，口環(huán)引流方案設(shè)計(jì)示意圖見(jiàn)圖4。

圖4 口環(huán)引流方案設(shè)計(jì)示意圖Fig.4 Schematic diagram of wear-ring drainage scheme design

為了便于給工程設(shè)計(jì)提供參考，本文引入寬徑比λ來(lái)表征口環(huán)引流裝置環(huán)形噴嘴寬度大小，不同方案對(duì)應(yīng)寬徑比見(jiàn)表2。寬徑比λ定義為

表2 不同方案的寬徑比λTable 2 Width diameter ratio λ of different schemes

式中：Bi為環(huán)形噴嘴寬度，mm；Dj為高速離心泵進(jìn)口直徑，mm。

3 數(shù)值計(jì)算方法及邊界條件設(shè)置

3.1 控制方程

將該高速離心泵內(nèi)部流動(dòng)視為三維、不可壓縮的定常流動(dòng)，控制方程采用質(zhì)量守恒方程（連續(xù)性方程）和基于RANS（雷諾時(shí)均）的動(dòng)量守恒方程［20］。

質(zhì)量守恒方程為

動(dòng)量守恒方程為

式中：ρ為流體密度；xi、xj為坐標(biāo)分量；ui、uj為平均相對(duì)速度分量；μe為有效黏性系數(shù)；p為壓強(qiáng)；Si為廣義源項(xiàng)；t為時(shí)間項(xiàng)。

3.2 空化模型

空化模型采用基于Rayleigh-Plesset 方程的Zwart-Gerber-Belamri 模型，該模型對(duì)氣化過(guò)程的質(zhì)量輸運(yùn)進(jìn)行了修正，能夠更精準(zhǔn)地模擬空泡的產(chǎn)生、發(fā)展和潰滅等一系列復(fù)雜過(guò)程［21］。

假定系統(tǒng)中所有空泡的大小都相同，蒸發(fā)質(zhì)量傳輸率表示為

式中：Re和Rc為2 種情況的蒸發(fā)質(zhì)量傳輸率；αv為氣相體積分?jǐn)?shù)；ρv為氣相密度；ρ1為流體介質(zhì)密度；Pv為飽和蒸汽壓力；P為流場(chǎng)某處壓力；αnuc為空化核子的體積分?jǐn)?shù)，取5×10-4；RB為空泡半徑，取1×10-6；Fvap為蒸發(fā)系數(shù)，取50；Fcond為凝結(jié)系數(shù)，取0.01；蒸發(fā)系數(shù)與凝結(jié)系數(shù)為2 個(gè)經(jīng)驗(yàn)校正系數(shù)［22］。

3.3 湍流模型

本研究采用RNG（重整化群）k-ε湍流模型，該模型修正了湍動(dòng)黏度，考慮了泵中速度和環(huán)量分布對(duì)回流抑制的影響，改進(jìn)了標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型在處理高應(yīng)變及彎曲流線流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的失真現(xiàn)象，從而使數(shù)值模擬計(jì)算的精度更高［23］。

3.4 邊界條件設(shè)置

本研究計(jì)算域模型采用ANSYS CFX-15.0進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，工作介質(zhì)為25 ℃清水，密度為998 kg/m3，飽和蒸汽壓為3.169 kPa，設(shè)置殘差精度為10-5，進(jìn)口設(shè)置為總壓進(jìn)口，出口設(shè)置為質(zhì)量流量出口?？栈?jì)算時(shí)采用兩相介質(zhì)，兩相介質(zhì)分別為液相和氣相，其中液相介質(zhì)與單相定常計(jì)算時(shí)的介質(zhì)相同，氣相介質(zhì)為水蒸氣，進(jìn)口液相體積分?jǐn)?shù)和氣相體積分?jǐn)?shù)分別設(shè)置為1 和0，進(jìn)口段與誘導(dǎo)輪等動(dòng)靜交界面設(shè)為凍結(jié)轉(zhuǎn)子法（Frozen Rotor）。在額定工況下，對(duì)不同設(shè)計(jì)方案進(jìn)行單相定常數(shù)值計(jì)算，以單相定常數(shù)值計(jì)算下的收斂結(jié)果作為空化狀態(tài)計(jì)算的初始值，通過(guò)逐漸降低進(jìn)口總壓，使高速離心泵內(nèi)部發(fā)生空化，從而觀察空化發(fā)展整個(gè)過(guò)程。

4 數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)對(duì)比

為方便對(duì)比和表述不同壓力進(jìn)口下不同方案高速離心泵的空化性能，在此采用空化數(shù)σ進(jìn)行描述，其公式為

式中：P1為來(lái)流靜壓；U為來(lái)流速度，由離心葉輪葉片進(jìn)口邊與前蓋板交點(diǎn)處的圓周速度得出，即

其中：n為轉(zhuǎn)速；D1為葉輪葉片進(jìn)口邊與前蓋板交點(diǎn)處的直徑。

為確保數(shù)值計(jì)算的有效性和精確性，對(duì)原始方案進(jìn)行流量-揚(yáng)程、流量-效率特性試驗(yàn)以及原始方案的空化性能試驗(yàn)，并將其與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。試驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)包括高速離心泵、空化罐、扭矩儀、渦輪流量計(jì)、進(jìn)出口壓力表、電子控制閥等，其中渦輪流量計(jì)精度為±0.5%，壓力表精度為±0.1%，扭矩儀精度為0.1%，試驗(yàn)臺(tái)示意圖見(jiàn)圖5。試驗(yàn)過(guò)程中保持水溫相對(duì)穩(wěn)定（2 h 內(nèi)水溫升高不超過(guò)0.5 ℃），泵的揚(yáng)程由進(jìn)出口壓力表測(cè)量得出，流量由渦輪流量計(jì)測(cè)量得出。

圖5 試驗(yàn)臺(tái)示意圖Fig.5 Schematic diagram of test bench

圖6 為原始方案的揚(yáng)程試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果和不同設(shè)計(jì)方案的揚(yáng)程數(shù)值計(jì)算結(jié)果曲線。由圖6 可知，原始方案變工況運(yùn)行時(shí)揚(yáng)程的試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果和其數(shù)值計(jì)算結(jié)果以及不同口環(huán)引流方案的揚(yáng)程數(shù)值計(jì)算結(jié)果變化趨勢(shì)一致，且原始方案數(shù)值計(jì)算結(jié)果略高于其試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果。相對(duì)于其他工況，在小流量工況（0.4Qv）和大流量工況（1.2Qv）時(shí)，誤差較大，但最大誤差不超過(guò)1.78%。不同寬度方案揚(yáng)程特性曲線之間也存在一定差異，可見(jiàn)不同寬度的口環(huán)引流裝置對(duì)高速離心泵揚(yáng)程影響程度不同，其中方案B2=3 mm 揚(yáng)程更接近于原始方案B0揚(yáng)程。

圖6 不同設(shè)計(jì)方案揚(yáng)程特性曲線Fig.6 Head characteristic curves of different design schemes

圖7 為原始方案的效率試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果和不同口環(huán)引流方案的效率數(shù)值計(jì)算結(jié)果曲線。由圖7可知，原始方案變工況運(yùn)行時(shí)效率的試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果和其數(shù)值計(jì)算結(jié)果以及和不同口環(huán)引流方案的效率數(shù)值計(jì)算結(jié)果變化趨勢(shì)一致，且原始方案數(shù)值計(jì)算結(jié)果略高于其試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，但原始方案的效率試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與其數(shù)值計(jì)算結(jié)果的最大誤差不超過(guò)3.38%。不同寬度方案效率特性曲線之間也略有差異，且在小流量工況下差異略大，可見(jiàn)不同寬度的口環(huán)引流裝置對(duì)高速離心泵效率影響程度也略有不同。整體而言，方案B2=3 mm 效率較高。

圖7 不同設(shè)計(jì)方案效率特性曲線Fig.7 Efficiency characteristic curves of different design schemes

圖8 為空化條件下原始方案試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果曲線。由圖8 可知，數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試條件下原始方案空化特性曲線走勢(shì)一致。原始方案數(shù)值計(jì)算條件下的臨界空化數(shù)σN為0.034，試驗(yàn)測(cè)試條件下的臨界空化數(shù)σE為0.035，兩者誤差不超過(guò)2.95%。

圖8 空化試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison between cavitation test results and numerical calculation results

通過(guò)對(duì)原始方案在試驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值計(jì)算時(shí)的水力性能和空化性能進(jìn)行對(duì)比分析，以及比較不同口環(huán)引流方案在數(shù)值計(jì)算時(shí)的水力性能，可以得出結(jié)論：本研究中所采用的不同設(shè)計(jì)方案模型和數(shù)值計(jì)算方法等都足以支撐研究工作進(jìn)一步開(kāi)展。

5 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

5.1 環(huán)形噴嘴寬度對(duì)高速離心泵空化性能的影響

圖9 為不同方案在額定工況下的空化特性曲線?，F(xiàn)以m 線和n 線為基準(zhǔn)，將原始方案B0空化過(guò)程分為a、b、c3 個(gè)階段，其中m 線為原始方案B0無(wú)空化揚(yáng)程的基準(zhǔn)線，n 線為原始方案B0揚(yáng)程下降3%的基準(zhǔn)線。將a～b階段稱之為空化初生階段，此階段揚(yáng)程下降不超過(guò)1%；將b～c階段稱之為空化發(fā)展階段，此階段揚(yáng)程下降不超過(guò)3%；將c線之后的階段稱之為嚴(yán)重空化階段，此階段揚(yáng)程下降已超過(guò)3%，并出現(xiàn)了揚(yáng)程驟降現(xiàn)象。由圖9 可知，不同方案高速離心泵的揚(yáng)程均隨空化數(shù)σ的減小先緩降然后驟降。在空化初生階段，由于口環(huán)引流促使高速誘導(dǎo)輪和葉輪在偏大流量工況下運(yùn)行造成不同口環(huán)引流方案揚(yáng)程均低于原始方案B0的揚(yáng)程，且不同口環(huán)引流方案揚(yáng)程相較于原始方案B0的揚(yáng)程降低程度不同，其中方案B2=3 mm 的揚(yáng)程更加接近于原始方案B0，方案B5=9 mm 的揚(yáng)程最低，可見(jiàn)不同口環(huán)引流方案對(duì)高速離心泵的揚(yáng)程影響程度不同。在空化發(fā)展階段，不同方案空化特性曲線走勢(shì)基本一致，但不同方案的揚(yáng)程下降速率不同，不同口環(huán)引流方案的揚(yáng)程下降速率均比原始方案B0緩慢，可見(jiàn)口環(huán)引流裝置能有效改善高速誘導(dǎo)輪空化性能，但不同口環(huán)引流方案對(duì)高速誘導(dǎo)輪空化性能的改善程度不同。

圖9 不同方案空化特性曲線Fig.9 Cavitation characteristic curves of different schemes

為了選取口環(huán)引流方案環(huán)形噴嘴最佳寬度，在此介入臨界空化數(shù)作為選取準(zhǔn)則，圖9 放大框中標(biāo)出了不同方案臨界空化數(shù)的大小關(guān)系，表3 列出了不同方案臨界空化數(shù)具體數(shù)值以及相較于原始方案B0的百分比。由圖9 和表3知，不同口環(huán)引流方案的臨界空化數(shù)均小于原始方案B0的臨界空化數(shù)，其中方案B2=3 mm 的臨界空化數(shù)最小，相較于原始方案B0，降低了38.24%。以上分析說(shuō)明口環(huán)引流裝置能有效改善高速誘導(dǎo)輪的空化性能，且方案B2=3 mm對(duì)高速誘導(dǎo)輪空化性能的改善效果最佳，即口環(huán)引流裝置的環(huán)形噴嘴存在最優(yōu)寬度。

表3 不同方案臨界空化數(shù)及相對(duì)百分比Table 3 Critical cavitation number and relative percentage of different schemes

5.2 環(huán)形噴嘴寬度對(duì)高速離心泵流道空泡體積與軸截面汽相體積分?jǐn)?shù)分布的影響

為直觀觀察高速離心泵流道空化發(fā)展過(guò)程，在額定工況下分別做出空化數(shù)σ=0.051，0.030，0.016 時(shí)，原始方案B0，方案B1=1 mm，方案B2=3 mm，方案B3=5 mm，方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm 的整個(gè)計(jì)算域空泡體與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖，以表征不同方案在空化初生階段，空化發(fā)展階段和完全空化階段的空化狀況，具體見(jiàn)圖10～圖12。

圖10 初生空化階段（σ=0.051）空泡體積與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.10 Nascent cavitation stage（σ=0.051） distribution diagram of void volume and axial section vapor volume fraction

5.2.1 初生空化階段

圖10 為初生空化階段（σ=0.051）空泡體積與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布。從圖10 中可以看出，原始方案B0的空化區(qū)域首先在高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口邊吸力面輪緣處出現(xiàn)，其空泡體積外形呈三角薄片狀向上游延伸， 3 塊空泡恰好分布在高速誘導(dǎo)輪的3 枚葉片上，且越靠近輪緣邊界處的汽相體積分?jǐn)?shù)越大，這是由于高速誘導(dǎo)輪是軸流式機(jī)械，高速旋轉(zhuǎn)時(shí)輪緣邊界處圓周速度最大，從而使得輪緣邊界處壓力最低，導(dǎo)致空泡最先在葉片進(jìn)口邊吸力面輪緣處生成，并且由于高速誘導(dǎo)輪的高速旋轉(zhuǎn)，強(qiáng)誘導(dǎo)形成誘導(dǎo)渦導(dǎo)致原始方案B0的高速誘導(dǎo)輪上游流道內(nèi)也出現(xiàn)了少許外形似帶狀的空泡。從方案B1=1 mm、方案B2=3 mm、方案B3=5 mm、方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm的空泡體積與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖可以看出，不同口環(huán)引流方案相比原始方案B0的高速誘導(dǎo)輪葉片吸力面上空泡體積均有不同程度減少，且方案B1=1 mm 和方案B2=3 mm 的高速誘導(dǎo)輪上游流道空泡也大幅減少。由此可知，本研究的口環(huán)引流裝置能有效改善空化初生階段高速誘導(dǎo)輪的空化性能，且方案B1=1 mm 和方案B2=3 mm 的改善效果較佳。

5.2.2 空化發(fā)展階段

圖11 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）空泡體積與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布。從圖11 中可以看出，隨著進(jìn)口壓力的降低，原始方案B0的高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口邊吸力面上的三角狀空泡體積繼續(xù)變大，在高速誘導(dǎo)輪輪轂前端也生成了大量沿中心流道向上游繼續(xù)擴(kuò)散的圓錐狀空泡，且高速誘導(dǎo)輪輪轂前端汽相體積分?jǐn)?shù)較大，此現(xiàn)象主要是由于高速誘導(dǎo)輪的高速旋轉(zhuǎn)使其輪轂前端產(chǎn)生大量誘導(dǎo)渦發(fā)生空化進(jìn)而向上游流道延伸擴(kuò)散形成的。方案B1=1 mm 高速誘導(dǎo)輪葉片表面空泡體積有所減少，但其上游流道空泡幾乎無(wú)減少；方案B2=3 mm 高速誘導(dǎo)輪葉片表面幾乎無(wú)空泡產(chǎn)生，其上游流道空泡體積也大幅減少，僅為原始方案B0的1/3 左右，且軸截面汽相體積分?jǐn)?shù)相比原始方案B0也大幅降低；方案B3=5 mm，方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm 的空泡體積和軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)也均不同程度降低。綜上分析可知，口環(huán)引流裝置能有效改善空化發(fā)展階段高速誘導(dǎo)輪的空化性能，但不同口環(huán)引流方案對(duì)其空化性能改善效果不同，方案B2=3 mm 能使高速誘導(dǎo)輪葉片表面及其上游流道空泡體積和軸截面汽相體積分?jǐn)?shù)均最大程度減少。由此可知，本研究中方案B2=3 mm 對(duì)空化發(fā)展階段高速誘導(dǎo)輪的空化性能的改善效果最佳。

圖11 空化發(fā)展階段（σ=0.030）空泡體積與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.11 Cavitation development stage （σ=0.030） distribution diagram of void volume and axial section vapor volume fraction

5.2.3 完全空化階段

圖12 為完全空化階段（σ=0.016）空泡體積與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布。當(dāng)空化數(shù)σ=0.016時(shí)，高速離心泵進(jìn)口壓力進(jìn)一步降低，從圖12中可以看出，此時(shí)原始方案B0的高速誘導(dǎo)輪流道以及其上游流道內(nèi)生成大量空泡，誘導(dǎo)輪上游流道約2/3 以上的體積被空泡占據(jù)，且軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)很大，這是由于高速誘導(dǎo)輪的誘導(dǎo)渦和葉頂間隙泄漏的回流渦等大量空化形成的，這些空泡的生成導(dǎo)致高速誘導(dǎo)輪流道嚴(yán)重堵塞從而使高速誘導(dǎo)輪做功能力急劇下降。相較于原始方案B0，方案B1=1 mm，方案B2=3 mm，方案B3=5 mm，方案B4=7 mm 和方案B5=9 mm 的空泡體積和軸截面體積分?jǐn)?shù)均稍有減少，但方案B1=1 mm，方案B3=5 mm 和方案B5=9 mm 在葉輪進(jìn)口區(qū)域出現(xiàn)了些許空泡，這種現(xiàn)象主要是由于口環(huán)引流促使高速誘導(dǎo)輪在偏大流量下運(yùn)行導(dǎo)致高速誘導(dǎo)輪揚(yáng)程不足以補(bǔ)給葉輪進(jìn)口壓力造成的，方案B2=3 mm 和方案B4=7 mm 在葉輪進(jìn)口區(qū)域空泡較少，但方案B4=7 mm 中軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)偏大，綜合來(lái)看方案B2=3 mm 空泡體積和軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布相對(duì)較好。由此可知，本研究的口環(huán)引流裝置能有效改善完全空化階段高速誘導(dǎo)輪的空化性能，但口環(huán)引流裝置會(huì)使高速誘導(dǎo)輪在偏大流量工況下運(yùn)行，使其揚(yáng)程下降從而導(dǎo)致下游葉輪容易發(fā)生空化現(xiàn)象。后續(xù)工程應(yīng)用口環(huán)引流裝置時(shí)可以通過(guò)對(duì)高速誘導(dǎo)輪進(jìn)行加大流量設(shè)計(jì)以防止其在完全空化階段下游葉輪發(fā)生空化，從而有效提高高速離心泵的整體空化性能。

圖12 完全空化階段（σ=0.016）空泡體積與軸截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖Fig.12 Complete cavitation stage （σ=0.016） distribution diagram of void volume and axial section vapor volume fraction

5.3 環(huán)形噴嘴寬度對(duì)高速誘導(dǎo)輪能量傳遞的影響

當(dāng)空化數(shù)σ=0.030 時(shí)恰好處于空化發(fā)展的中樞環(huán)節(jié)，此空化數(shù)下不同方案的高速誘導(dǎo)輪流道壓力變化趨勢(shì)、軸面及其表面壓力分布云圖和湍動(dòng)能云圖更具有代表性。

5.3.1 高速誘導(dǎo)輪流道及表面靜壓分布規(guī)律

圖13 為高速誘導(dǎo)輪流道相對(duì)位置示意圖，圖14 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪流道壓力變化曲線圖。為了便于后續(xù)進(jìn)一步說(shuō)明空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪流道壓力變化規(guī)律，將圖14 的壓力曲線大致分為前段曲線平緩區(qū)，中段曲線迅速上升區(qū)和后段曲線上升速率逐漸降低區(qū)3 個(gè)階段。

圖13 高速誘導(dǎo)輪流道相對(duì)位置示意圖Fig.13 Schematic diagram of relative position of highspeed inducer flow channel

圖14 空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪流道壓力變化曲線圖Fig.14 Cavitation development stage （σ=0.030）curve of pressure change of high-speed inducer runner

從圖14 可以看出，在壓力曲線平緩區(qū)，方案B2=3 mm 壓力高于其他方案，隨著軸向相對(duì)位置的逐漸增大，方案B5=9 mm，方案B4=7 mm 和B3=5 mm 依次引入高壓液流提高了高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口端壓力。但方案B5=9 mm，方案B4=7 mm和B3=5 mm 的壓力曲線在進(jìn)入中段曲線迅速上升區(qū)之前均出現(xiàn)了不同程度的下降，這主要是由于環(huán)形噴嘴寬度較大時(shí)，引入的高壓液流對(duì)葉頂間隙泄漏渦的抑制作用變?nèi)酰又h(huán)形噴嘴寬度較大時(shí)，引入的高壓液流存在嚴(yán)重的回流現(xiàn)象以及引流對(duì)主流的沖擊等導(dǎo)致高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口端和其上游流道形成大量渦結(jié)構(gòu)，從而導(dǎo)致方案B5=9 mm，方案B4=7 mm 和B3=5 mm 在進(jìn)入中段曲線迅速上升區(qū)之前出現(xiàn)壓降。從圖14 曲線局部放大圖中可以看出，壓力曲線從前段曲線平緩區(qū)向中段曲線迅速上升區(qū)過(guò)渡時(shí)，原始方案B0壓力最低，方案B2=3 mm 壓力值最高。綜上分析可知，口環(huán)引流裝置能有效提高空化發(fā)展階段高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口區(qū)域壓力，但口環(huán)引流裝置的環(huán)形噴嘴寬度不同增壓效果不同，當(dāng)環(huán)形噴嘴寬度為3 mm 時(shí)增壓效果最佳。

圖15 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪軸面及其表面壓力分布圖，圖中ω為角速度。從圖15 中可以看出，原始方案B0的高速誘導(dǎo)輪輪轂前端和葉片進(jìn)口吸力面上存在較為明顯的低壓區(qū)，且吸力面上的低壓區(qū)呈周向?qū)ΨQ分布，恰好分布在高速誘導(dǎo)輪3 枚葉片上。相比于原始方案B0，不同口環(huán)引流方案的高速誘導(dǎo)輪輪轂前端和葉片進(jìn)口吸力面上的低壓區(qū)均有不同程度的減小，尤其方案B2=3 mm 中的高速誘導(dǎo)輪上游和葉片進(jìn)口吸力面上的低壓區(qū)均全部消失，且由于引入高壓液流作用使得方案B2=3 mm 中高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口吸力面靠近輪緣處壓力明顯提升，此區(qū)域正好是高速誘導(dǎo)輪最先發(fā)生空化的區(qū)域，由此可見(jiàn)口環(huán)引流裝置能成功引射葉輪出口側(cè)高壓流體進(jìn)而提高高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口區(qū)域壓力，且隨著環(huán)形噴嘴寬度的不同引入高壓流體的增壓效果不同。由此可知，本研究中方案B2=3 mm為最佳環(huán)形噴嘴寬度方案。

圖15 空化發(fā)展階段（σ = 0.030）高速誘導(dǎo)輪軸面及其表面壓力分布圖Fig.15 Cavitation development stage （σ=0.030） high-speed inducer axial surface and its surface pressure distribution diagram

5.3.2 高速誘導(dǎo)輪表面湍動(dòng)能分布規(guī)律

圖16 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪表面湍動(dòng)能分布云圖。湍動(dòng)能是指液流維持或者發(fā)展成湍流的能力，其本質(zhì)是漩渦的產(chǎn)生和發(fā)展以及進(jìn)一步運(yùn)動(dòng)，湍動(dòng)能越高能量傳遞越受限，可見(jiàn)過(guò)高湍動(dòng)能會(huì)導(dǎo)致高速誘導(dǎo)輪做功能力下降。從圖16 可以看出，原始方案B0高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口吸力面輪緣處湍動(dòng)能偏高，此高湍動(dòng)能區(qū)域與空化發(fā)展階段原始方案空泡體積分布完全符合，空化嚴(yán)重區(qū)域湍動(dòng)能越高，這是由于空化現(xiàn)象必然伴隨著空泡的產(chǎn)生與潰滅，此過(guò)程存在能量的波動(dòng)，從而導(dǎo)致空化區(qū)域湍動(dòng)能升高。與原始方案B0相比，不同口環(huán)引流方案高速誘導(dǎo)輪出口區(qū)域湍動(dòng)能均有所升高，且呈周向均勻分布，這主要是由于口環(huán)引流促使高速誘導(dǎo)輪在偏大流量下運(yùn)行造成的，但也可以明顯發(fā)現(xiàn)方案B1=1 mm，方案B2=3 mm，方案B3=5 mm 高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口吸力面上高湍動(dòng)能區(qū)有所減少，且靠近輪緣位置處湍動(dòng)能明顯降低，可見(jiàn)應(yīng)用口環(huán)引流裝置時(shí)通過(guò)設(shè)計(jì)合理的環(huán)形噴嘴寬度能有效減少高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口吸力面上高湍動(dòng)能區(qū)域，促進(jìn)高速誘導(dǎo)輪流道能量傳遞，從而有效改善高速誘導(dǎo)輪的空化性能。

圖16 空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪表面湍動(dòng)能分布云圖Fig.16 Cavitation development stage （σ=0.030） cloud chart of turbulent kinetic energy distribution onhigh-speed inducer surface

5.4 環(huán)形噴嘴寬度對(duì)高速誘導(dǎo)輪流場(chǎng)分布的影響

規(guī)定液流流動(dòng)方向?yàn)檎较?，從進(jìn)口方向看，將高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口吸力面視圖定義為Sv視圖，接著自高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口輪緣處向上游2 mm 取S1截面，繼續(xù)向上游每間隔25 mm 取S2～S5截面，得到Sv視圖和Si截面 （i=1，2，3，4，5），Sv視圖和Si截面位置示意圖見(jiàn)圖17。

圖17 Sv視圖和Si截面位置示意圖Fig.17 Schematic diagram of Sv view and Si section location

從原始方案B0全流域流線分布圖中可以看出，由于高速誘導(dǎo)輪的強(qiáng)誘導(dǎo)作用導(dǎo)致其上游產(chǎn)生很長(zhǎng)的旋轉(zhuǎn)渦，該渦結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且互相交錯(cuò)從而使得高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口區(qū)域和上游流道流動(dòng)結(jié)構(gòu)紊亂，下文將通過(guò)不同方案高速誘導(dǎo)輪周向漩渦的分布來(lái)研究口環(huán)引流裝置環(huán)形噴嘴寬度對(duì)高速誘導(dǎo)輪進(jìn)口區(qū)域和上游流道流動(dòng)結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。

圖18 為空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪的Sv視圖和S1～S5截面渦黏度分布圖。渦黏度高低反應(yīng)了液流做湍流運(yùn)動(dòng)時(shí)所產(chǎn)生應(yīng)力的大小，渦黏度越高則對(duì)應(yīng)流場(chǎng)湍流強(qiáng)度越大，液流流動(dòng)結(jié)構(gòu)越紊亂。從圖18 可以看出，原始方案B0由于高速誘導(dǎo)輪葉頂間隙回流渦等因素的影響導(dǎo)致S2～S5截面外緣渦黏度較高，從而湍流強(qiáng)度較大，漩渦運(yùn)動(dòng)較為劇烈。相比于原始方案B0，不同口環(huán)引流方案的Sv視圖高渦黏度區(qū)域分布更大，且在S1截面也出現(xiàn)了部分渦黏度較高區(qū)域，這是由于口環(huán)引流裝置的環(huán)形噴嘴正好周向設(shè)置于Sv視圖和S1截面之間，引射的高壓流體對(duì)主流形成較大沖擊造成此區(qū)域湍流強(qiáng)度過(guò)高，產(chǎn)生漩渦，從而使得此區(qū)域渦黏度增高，但方案B1=1 mm，方案B2=3 mm 的S2～S5截面外緣渦黏度明顯降低，且低渦黏度區(qū)域面積明顯增大，其中方案B2=3 mm 的渦黏度分布相對(duì)最佳。由此可知，在本研究中當(dāng)口環(huán)引流裝置的環(huán)形噴嘴寬度為3 mm 時(shí)，能有效阻止葉頂間隙回流渦的擴(kuò)散，從而有效減小高速誘導(dǎo)輪上游湍流強(qiáng)度，抑制周向漩渦向上游流道擴(kuò)散發(fā)展。

圖18 空化發(fā)展階段（σ=0.030）高速誘導(dǎo)輪的Sv視圖和Si截面分布圖Fig.18 Cavitation development stage （σ = 0.030） high-speed inducer Sv view and Si section eddy viscosity distribution diagram

6 結(jié) 論

本文針對(duì)高速誘導(dǎo)輪的空化不穩(wěn)定性設(shè)計(jì)了1 種口環(huán)引流裝置，通過(guò)數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法，研究了不同方案對(duì)高速離心泵外特性和其流道空泡體積的影響以及不同方案對(duì)高速誘導(dǎo)輪能量傳遞和其流場(chǎng)分布的影響，并分析了口環(huán)引流裝置對(duì)高速誘導(dǎo)輪空化的抑制機(jī)理。最終得出以下結(jié)論：

1） 高速誘導(dǎo)輪發(fā)生空化時(shí)，空泡最先出現(xiàn)在高速誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口吸力面輪緣處，隨著空化數(shù)的減小，在高速誘導(dǎo)輪輪轂前端也生成了大量沿中心流道向上游繼續(xù)擴(kuò)散的圓錐狀空泡，隨著空化數(shù)的進(jìn)一步減小最后充滿上游流道呈柱狀分布，口環(huán)引流裝置可以有效改善高速誘導(dǎo)輪的空化性能，其中對(duì)高速誘導(dǎo)輪在初生空化階段和空化發(fā)展階段的空化性能改善效果更加明顯。

2） 口環(huán)引流裝的環(huán)形噴嘴寬度大小對(duì)高速誘導(dǎo)輪空化性能影響很大，在本研究的環(huán)形噴嘴不同寬度方案中，當(dāng)寬徑比λ為0.074（即環(huán)形噴嘴寬度為3 mm）時(shí)，引入的高壓流體能夠最大程度地促進(jìn)高速誘導(dǎo)輪流道能量傳遞，有效阻止葉頂間隙回流渦的擴(kuò)散，從而有效減小高速誘導(dǎo)輪上游湍流強(qiáng)度，抑制周向漩渦向上游流道擴(kuò)散發(fā)展，從而對(duì)高速誘導(dǎo)輪空化性能改善效果最佳，臨界空化數(shù)較原始方案減小了38.24%，即在改善高速誘導(dǎo)輪空化性能時(shí)，引流裝置的環(huán)形噴嘴存在最優(yōu)寬度值。

3） 口環(huán)引流裝置會(huì)使高速離心泵揚(yáng)程和效率略有降低，這是由于引流促使高速誘導(dǎo)輪偏向于大流量工況下工作并且引流存在沿程損失、局部損失以及引流對(duì)主流的沖擊損失等，會(huì)造成引流條件下?lián)P程和效率略有降低。建議在應(yīng)用口環(huán)引流裝置時(shí)依據(jù)口環(huán)引流量的多少對(duì)誘導(dǎo)輪和葉輪等過(guò)流部件采用加大流量設(shè)計(jì)法進(jìn)行水力設(shè)計(jì)，以使其在改善高速誘導(dǎo)輪空化性能的同時(shí)能夠滿足高速離心泵的揚(yáng)程等水力性能。