朱芮,王洋,汪群,湯海濤,余昊謙

(江蘇大學(xué)國家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

射流式自吸泵是由廣泛應(yīng)用于節(jié)水灌溉技術(shù)的自吸泵發(fā)展而來，它是一種采用射流器與離心泵組合設(shè)計的自吸泵，其工作原理是高壓液體高速通過噴射裝置，在噴嘴出口處形成真空，實現(xiàn)自吸作用[1].相較于傳統(tǒng)的離心泵，射流式自吸泵具有使用方便、運行可靠、二次啟動無需灌水等優(yōu)點，適用于啟動頻繁、灌水復(fù)雜等場合.在大力發(fā)展農(nóng)業(yè)節(jié)水灌溉的形勢下，射流式自吸泵與傳統(tǒng)自吸泵相比有著更為廣泛的應(yīng)用前景.

由于射流式自吸泵的特殊工作原理，影響其自吸性能的因素較多，在改善自吸性能時需兼顧其水力性能，保證水泵的正常運行.射流器各部件尺寸、葉輪出口寬度、葉輪圓周速度、隔舌與葉輪外緣間隙、氣液分離室容積等對射流式自吸泵的自吸性能影響較為顯著，通過優(yōu)化上述結(jié)構(gòu)參數(shù)提高自吸性能的研究已有不少[2-4].近年來隨著計算流體動力學(xué)軟件的快速發(fā)展，對射流式自吸泵內(nèi)部流動機理的研究也越來越多[5-7].

目前關(guān)于射流式自吸泵的結(jié)構(gòu)改型和理論分析大多集中在射流器部分[8-9]，也有少量關(guān)于泵腔內(nèi)部結(jié)構(gòu)改型的研究.王洋等[10]對導(dǎo)葉背面添加筋板后的射流式自吸泵泵腔內(nèi)氣液混合及氣液分離情況進行了研究.周英環(huán)等[11]改進了自吸泵的壓水室，將正導(dǎo)葉式環(huán)形流道改進為正反導(dǎo)葉組合式流道.文海罡等[12]為改進射流式自吸噴灌泵的性能設(shè)計了一種帶不對稱出口的導(dǎo)流器，并對樣機進行了性能試驗.泵腔內(nèi)部的流動情況直接關(guān)系到氣液分離的好壞，優(yōu)化設(shè)計泵腔內(nèi)部部件的結(jié)構(gòu)有利于提高射流式自吸泵的自吸性能.

文中對增設(shè)出水擋板的新型射流式自吸泵進行樣機試驗，測試出水擋板在不同安放角度下的水力性能和自吸性能，收集整理試驗數(shù)據(jù)，分析出水擋板對射流式自吸泵自吸性能的影響規(guī)律，為后續(xù)研究出水擋板對泵腔內(nèi)部環(huán)流影響機理提供試驗基礎(chǔ)和初步分析.

1 自吸泵基本結(jié)構(gòu)與參數(shù)

以UJM75-2型射流式自吸泵研究對象，其設(shè)計流量為3.3 m3/h，揚程為30 m，轉(zhuǎn)速為3 500 r/min.該模型泵的各部件尺寸分別為噴嘴直徑9.0 mm，喉管直徑14.8 mm，喉嘴距8.5 mm,葉輪外徑120.0 mm,葉輪出口寬度5.5 mm,葉片數(shù)為5.應(yīng)用三維造型軟件Pro/E對射流式自吸泵進行三維流場建模，水體模型如圖1所示.

圖1 射流式自吸泵水體模型

Fig.1 Water domain model of an ejecting self-priming centrifugal pump

選取的UJM75-2型射流式自吸泵運行前需先向泵腔內(nèi)部注入一定量的水，啟動后部分工作流體在噴嘴出口高速射出形成低壓，卷吸進水管路中的流體，射流器內(nèi)充分混合的工作流體與被吸流體通過葉輪做功后自出口進入導(dǎo)流器，導(dǎo)流器與出水擋板之間的混合流體經(jīng)由上方的4個圓孔向泵腔內(nèi)部流動.出水擋板上方設(shè)有4個圓孔為出水孔，導(dǎo)流器背面裝有4個非均布筋板，出水擋板與導(dǎo)流器通過均布的3個螺紋孔相連接，不同裝配方式將影響出水孔與導(dǎo)流器背面的筋板間位置關(guān)系，進一步影響混合流體向泵腔流動狀態(tài)，泵腔內(nèi)部流動情況改善對射流式自吸泵氣相過流能力大有裨益，其具體的影響規(guī)律需要通過性能試驗加以確定.

2 性能試驗

2.1 試驗臺

自吸性能測試開始前先將試驗泵安裝于升降試驗臺上，計時員通過下方的電動升降裝置升高試驗臺，升降臺側(cè)方放置刻度標(biāo)尺，按照試驗泵的設(shè)計參數(shù)要求，選取9 m作為測試時試驗臺距離水平面高度，試驗員手動調(diào)節(jié)升降裝置使試驗臺位于標(biāo)尺9 m處.根據(jù)測試泵首次自吸過程中最大自吸高度調(diào)整第二、三次重復(fù)試驗的升降臺高度，自吸試驗臺下方接進水管路，采用便于觀察水位的透明PVC管，并用黑色膠帶每隔1 m進行纏繞標(biāo)識，具體的裝置試驗臺如圖2所示，試驗其他細(xì)節(jié)按照J(rèn)B/T 6664.3—2004《自吸泵自吸性能試驗方法》進行.

圖2 自吸試驗臺簡圖

自吸試驗過程中記錄的數(shù)據(jù)主要包括自吸時間和自吸高度.將最大自吸高度定義為單次試驗的自吸高度，此數(shù)值由試驗中進水管路的吸入水平面維持40 s不出現(xiàn)較大浮動的高度讀取.自吸時間定義為達(dá)到自吸高度時所使用的時間，為了后期進行數(shù)據(jù)對比，同時記錄試驗泵自吸高度達(dá)到每1 m所用的時間.標(biāo)準(zhǔn)對最終的自吸高度自吸時間的計算有所規(guī)定，計算公式為

(1)

式中：Ti2為第i次測試試驗泵出口開始連續(xù)出水時的時間；Ti1為第i次測試試驗泵啟動開始連續(xù)運轉(zhuǎn)的時間；ts為規(guī)定自吸高度的自吸時間.

使用標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的自吸試驗記錄表統(tǒng)計數(shù)據(jù)，繪制圖線.

2.2 試驗方案及試驗數(shù)據(jù)

2.2.1 導(dǎo)流器與出水擋板相對位置關(guān)系

導(dǎo)流器與出水擋板由3個均布的螺紋孔進行裝配，導(dǎo)流器背面的4條非均布板筋與出水擋板上方的出水孔即存在3種位置關(guān)系，導(dǎo)流器背面的板筋位置與出水擋板上方的出水孔對自吸過程中的氣液分離可能存在影響，對上述3種安裝方式分別進行自吸試驗，確定導(dǎo)流器與出水擋板相對位置關(guān)系對射流式自吸泵的自吸性能影響.具體的安裝方式如圖3所示，試驗過程中泵出口與出水擋板上方的出水孔保持45°的相對位置關(guān)系不變.

圖3 導(dǎo)流器與出水擋板不同安裝方式示意圖

圖4為3種方案的自吸試驗數(shù)據(jù)對比，可以看出：導(dǎo)流器與出水擋板的安裝方式影響該型自吸泵的自吸性能，方案二的裝配方式較方案一、方案三為最優(yōu)，自吸高度提升，自吸時間縮短.

圖4 導(dǎo)流器與出水擋板不同安裝方式自吸試驗數(shù)據(jù)

Fig.4 Tested self-priming performance curves for different installations between diffuser and water baffle

根據(jù)圖4的試驗結(jié)果，模型泵的自吸性能有所提升，但尚未達(dá)到該型泵的優(yōu)化要求，因此選取方案二作為進一步試驗的導(dǎo)流器與出水擋板間裝配方式.

2.2.2 泵出口與出水擋板相對位置關(guān)系

選取自吸性能較佳的方案二作為研究泵出口與出水擋板間相對位置關(guān)系的試驗前提，通過旋轉(zhuǎn)裝配完成的導(dǎo)流器與出水擋板改變出水孔與泵出口相對位置關(guān)系，具體的試驗方案如圖5所示，圖中紅線標(biāo)注的分別為泵出口對稱中心線和出水孔對稱中心線，以兩者的夾角θ確定泵出口與出水擋板相對位置關(guān)系，由于出水擋板的旋轉(zhuǎn)角度可任意選擇，文中對較為容易確定的0°，45°，90°進行模型泵的自吸試驗.

圖5 泵出口與出水擋板不同位置關(guān)系示意圖

Fig.5 Schematic of different installations between pump outlet and water baffle

圖6為上述3種方案的自吸試驗性能曲線對比，可以看出：夾角為0°的方案四對該型射流式自吸泵自吸性能呈現(xiàn)抑制影響，夾角為90°的方案六的自吸高度為8.5 m，達(dá)到該型泵的8 m以上優(yōu)化要求，滿足該型射流式自吸泵對自吸性能的工程設(shè)計規(guī)定.

圖6 泵出口與出水擋板不同位置自吸試驗曲線

Fig.6 Tested self-priming performance curves for different installations between pump outlet and water baffle

2.2.3 有無出水擋板方案

將增設(shè)于模型泵的出水擋板卸下，對未增設(shè)出水擋板的射流式自吸泵進行自吸性能試驗，記錄數(shù)據(jù)并制圖.

圖7為增設(shè)出水擋板前后的自吸性能曲線對比，可以看出，增設(shè)出水擋板的原始方案一的自吸性能不及未增設(shè)出水擋板的方案，增設(shè)出水擋板方案六的自吸性能為最佳，達(dá)到設(shè)計要求，即出水擋板存在最佳安放位置.

圖7 有無出水擋板自吸試驗曲線

Fig.7 Tested self-priming performance curves with and without water baffle

圖8為有無出水擋板方案外特性試驗數(shù)據(jù)，可以看出，3種方案的模型泵水力性能相差不大，最大揚程和最大流量均在性能設(shè)計參數(shù)的可取范圍內(nèi)，即增設(shè)出水擋板對該型射流式自吸泵的自吸性能提高具有重要作用，可以實現(xiàn)保證該型泵穩(wěn)定運行的情況下對其自吸性能進一步提高.

圖8 有無出水擋板外特性試驗曲線

Fig.8 Tested performance curves with and without water baffle

3 計算模型及網(wǎng)格劃分

利用Pro/E軟件對射流式離心泵進行三維全流場建模，模型包括進口、射流器、葉輪、導(dǎo)流器、泵體以及進出水管路.將三維水體模型導(dǎo)入ANSA中進行網(wǎng)格劃分.由于射流式自吸泵內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，采用多面體混合網(wǎng)格對其進行網(wǎng)格劃分，進出口直管段導(dǎo)入ICEM中進行結(jié)構(gòu)類六面體網(wǎng)格劃分，并對關(guān)鍵部位進行網(wǎng)格局部加密.進行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，隨著網(wǎng)格數(shù)量N增大，計算揚程H的大小接近試驗值，如表1所示,表中ε為揚程計算值與試驗值的相對誤差.綜合考慮計算資源以及求解精度，選取最小網(wǎng)格尺度d為2 mm的方案，此時總網(wǎng)格數(shù)為204.5萬.

表1 網(wǎng)格數(shù)量對求解精度的影響

將射流式離心泵的計算結(jié)果與外特性試驗數(shù)據(jù)結(jié)果進行對比，數(shù)值計算中射流式離心泵的揚程計算公式為

(2)

式中：pout為射流式離心泵出口壓力；pin為射流式離心泵進口壓力；ρ為流體密度值；g為當(dāng)?shù)刂亓铀俣?

圖9為數(shù)值計算及試驗的揚程曲線對比，可以看出，計算揚程與試驗揚程的曲線較為吻合，當(dāng)流量為4 m3/h時，計算揚程值與試驗值最為貼合.流量值小于模型泵折斷點流量的揚程通過數(shù)值計算誤差均在可接受范圍內(nèi)波動.

圖9 數(shù)值計算及試驗的流量揚程曲線對比

Fig.9 Comparison of performance curves between simulation and experiment

應(yīng)用CFX軟件，選取雙歐拉多相流模型，控制方程對液相湍流模型選用RNGk-ε雙方程模型，氣相選用零方程模型.泵進水管進口邊界選擇壓力進口，氣相體積分?jǐn)?shù)設(shè)為0.2，出口邊界選擇速度出口.泵腔內(nèi)部采用Transient rotor-state技術(shù)處理動靜交界面，壁面采用絕熱無滑移邊界條件，近壁區(qū)選用可擴展的壁面函數(shù)(Scalable wall function)進行處理.

4 結(jié)果與分析

4.1 導(dǎo)流器與出水擋板相對位置

由圖4的試驗數(shù)據(jù)及圖10所示泵腔內(nèi)氣相速度矢量圖可以看出，導(dǎo)流器背面非均布的筋板對該型射流式自吸泵的泵腔內(nèi)部流動存在影響.方案一中出水孔下方對應(yīng)的導(dǎo)流器出口流出的氣液混合流體未遇到導(dǎo)流器背面筋板，直接由出水孔流入泵腔，未經(jīng)過筋板的氣液分離作用，其自吸性能最差.方案二、三中出水孔下方對應(yīng)的導(dǎo)流器出口流出的氣液混合流體在經(jīng)過出水孔前均受到導(dǎo)流器背面筋板的氣液分離作用，由于方案二中出水孔下方對應(yīng)的導(dǎo)流器背面筋板距離導(dǎo)流器出口更近，通過葉輪做功的氣液混合流體在經(jīng)由導(dǎo)流器出口流出時相較于方案三先發(fā)生了氣液分離，即方案二的自吸性能為3種裝配方案中最佳.圖10所示方案一泵腔內(nèi)部左下方壁面出現(xiàn)小旋渦，泵腔內(nèi)氣相分布較為均勻，方案二、三的氣相速度矢量分布情況相似，集中分布于泵腔上方并向泵出口出流.

圖10 泵腔內(nèi)氣相速度矢量圖

4.2 泵出口與出水擋板相對位置

由圖6的試驗數(shù)據(jù)結(jié)合圖11所示泵腔內(nèi)部氣相速度矢量圖可知，泵出口與出水擋板相對位置夾角為90°時自吸性能最佳.改變出水孔與泵出口相對位置同時影響泵出口正下方的回流孔與出水孔的相對位置，經(jīng)回流孔到達(dá)射流器進入下一個循環(huán)工作流體對該型泵的自吸性能同樣存在影響，綜合考慮并對試驗結(jié)果進行分析.方案四中泵出口與出水孔相對位置夾角為0°，由出水孔噴射出的高速混合流體對泵出口產(chǎn)生了沖刷，阻礙了氣體從混合物中分離出來，致使該型射流式自吸泵的自吸性能下降；方案五中泵出口與出水孔相對位置夾角為45°，由自吸試驗結(jié)果及氣相速度矢量圖中泵出口附近矢量方向可知由出水孔流出的高速的氣液混合流體對泵出口的沖刷作用得到緩解，該型泵的自吸性能改善較為明顯，但仍未能達(dá)到該型泵的設(shè)計要求.方案六中再次將出水擋板向同側(cè)旋轉(zhuǎn)至相對位置夾角為90°，由自吸試驗結(jié)果表明該方案可以達(dá)到自吸高度8.5 m，為3組方案中最佳，方案六中由出水孔流出的氣液混合流體在泵腔內(nèi)部消旋板的作用下氣體更好地從泵出口分離出來，圖11中方案六泵腔上方?jīng)]有明顯的渦產(chǎn)生，泵腔內(nèi)部消旋板阻礙了高速液流對泵出口的沖刷，并加速氣液分離.

通過上述3種試驗方案，對出水擋板旋轉(zhuǎn)至相對位置夾角為180°進行自吸試驗，結(jié)果顯示自吸高度不達(dá)6 m，自吸性能極差.由于出水孔正對泵腔底部的回流孔，經(jīng)出水孔出流的高速混合流體通過回流孔到達(dá)射流器進行下一個循環(huán)時可能會夾雜大量氣體，嚴(yán)重影響射流器的工作，導(dǎo)致該型泵的自吸性能極差.

4.3 有無出水擋板方案

由圖7的試驗數(shù)據(jù)結(jié)合圖12所示泵腔內(nèi)部氣相速度矢量圖可知，未增設(shè)出水擋板的方案七泵腔出口段附近出現(xiàn)大量圓周運動的氣相速度矢量，由于經(jīng)由導(dǎo)流器出流的氣液混合流體形成與葉輪旋轉(zhuǎn)方向一致的速度環(huán)量，對泵出口產(chǎn)生沖刷，影響出口段氣相的過流能力，氣液兩相混合流體在泵腔內(nèi)旋轉(zhuǎn)運動，致使射流式離心泵的自吸性能較差.增設(shè)出水擋板后泵腔內(nèi)部混合流體由于速度環(huán)量對泵出口沖刷作用被削弱，但原始位置的擋板方案一中泵出口與出水孔相對位置夾角為0°，由出水孔噴射出的高速混合流體沖刷泵出口，阻礙了氣液分離，致使該型射流式自吸泵的自吸性能下降.方案六中調(diào)整出水擋板的安放位置，改善泵腔內(nèi)部混合流體對泵出口沖刷，出口段的氣相速度矢量分布均勻，并朝向出口直管段，氣相過流能力最佳，該方案的射流式離心泵自吸性能最佳，與自吸試驗結(jié)果一致.

圖12 泵腔內(nèi)氣相速度矢量圖

結(jié)合外特性試驗數(shù)據(jù)可知，增設(shè)出水擋板旨在改善泵腔內(nèi)部氣液分離情況，對整體水力性能影響不大，由于上述方案中未對主要的過流部件如射流器、葉輪的幾何參數(shù)進行改動，可以實現(xiàn)保證水泵正常運行的情況下提高射流式自吸泵的自吸性能.

5 結(jié) 論

1) 導(dǎo)流器與出水擋板的安裝位置和泵出口中心線與出水孔對稱中心線夾角改變對射流自吸泵自吸性能均有影響，改變導(dǎo)流器與出水擋板安裝方式以及出水擋板與泵出口相對位置，可以提高模型泵的自吸性能.

2) 增設(shè)出水擋板后的自吸泵自吸性能受到導(dǎo)流器背面筋板與出水孔相對位置關(guān)系以及泵出口與出水孔相對位置關(guān)系的影響.導(dǎo)流器背面筋板對氣液混合物具有加速氣液分離的效果，泵出口與出水孔夾角為0°時，混合流體對泵出口有沖刷作用，阻礙氣體的排出，嚴(yán)重影響泵的自吸性能.夾角為45°的自吸性能有所提升，夾角為90°的自吸性能最佳，達(dá)到設(shè)計要求.

3) 通過自吸試驗以及仿真模擬的結(jié)果分析了導(dǎo)流器與出水擋板位置關(guān)系以及泵出口與出水擋板位置關(guān)系對模型泵自吸性能的影響規(guī)律，并在外特性測試中流量揚程以及效率的波動不大，可實現(xiàn)保證泵正常運行的條件下提高其自吸性能，未來可通過數(shù)值模擬的方法對泵腔內(nèi)部流動進一步分析，完善出水擋板對模型泵自吸性能優(yōu)化的理論.