离心泵叶片三角形切割方法研究

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3 模拟结果分析3．1 各切割方案对扬程的影响根据 =30。， =60。和 =120。3种三角形切割方案的数值模拟结果，得到如图5所示的离心泵 H-Q外特性曲线图。作为对比，图中同时给出了切割前模型泵的H—Q模拟曲线，以便清晰的体现各切割方案对离心泵扬程特性的影响。

图 5 =30。，60。，120。三角形切割方案与模型泵H—Q预测曲线比较Figure 5 Comparison of H-Q predated curvesbetween model pump and triangular cuttingprogram in the case of =30。，60。and 120。

从图中可以看出，当 =120。时，关死点附近(Q=0．2Q )扬程与模型泵相比提高了约 2．1％。扬程值随流量的增加均匀的减小，且在 0．4Q ～0．SQ。 流量区域切割后与切割前的 H-Q外特性曲线符合地很好。

在设计工况处，扬程值略有减小，但降幅低于 1％。当流量超过设 计工况 时，扬程值 下降趋势加剧，在1．2Q。 处扬程降低了约4．7％。总体上，JB=120。切割方案有效地消除了H—Q曲线驼峰，同时还能保证在设计工况附近离心泵扬程性能与切割前基本相同。

当JB=60。时，关死点附近(Q=0．2Q 。)扬程提高了约 1．7％。扬程随流量增加而逐渐减小，当流量增至 0．4Q 附近时，扬程值逐渐低于切割前的扬程，且降幅越来越大，在设计工况附近达到峰值。当流量大于设计工况时，切割后与切割前的扬程差又开始减小。

总体上， =60。切割方案消除了H-Q曲线驼峰，在设计工况处，切割后的扬程值降低了3％。

当 =30。时，与切割前相比，关死点附近(Q=0．2Q )扬程略有降低，但这并没有使泵的驼峰特性恶化。这是因为，在大于 0．2Q 流量区域，泵的扬程都大幅度减小，且随着流量的增加降幅越来越大，在设计工况处，扬程降幅达到了7．9％。虽然 =30。方案在总体上消除了离心泵性能曲线驼峰，但切割前后，离心泵的整体外特性变化较为剧烈。

3．2 各切割方案对效率的影响各种切割方案的效率预测结果如图6所示。从图中可以看出 =120。和JB：60。2种方案并没有明显的改变模型泵的效率，切割后的离心泵与模型泵的效率相差不大。这是因为，叶轮出口的切割面积较小，所以引入的容积损失也就很小，不会对离心泵的总效率造成太大的影响。 =30。时，叶片出口切割面积相对较大，泄漏损失也相应的要大于前两种方案，因此在 '7一Q曲线图上，离心泵效率有较明显的下降，其中设计工况的效率下降了约2％。

图6 三角形切割方案与模型泵n-Q预测曲线比较Figure 6 Comparison of 7／一Q predated curvesbetween model pump and triangular cuting program
· 96· 轻I机械 Light Industry Machinery 2013年第5期4．2 各三角形切割方案内流场分析以上分析表明，用三角形切割叶片出口边可以改善叶轮出口及蜗壳内部流场的湍流流动，消除因流道扩散而引起的叶轮出口速度分布不均匀现象。尤其是对小流量工况区域蜗壳内的流场，模型泵叶片出口边附近存在的高压区域，经过切割后消失了，压力分布变得比较均匀。

根据以上计算结果， =30。和6 三角形切割方案对离心泵内流场的改善并不如 =120。时明显。而且，在某些流量工况点，离心泵的扬程明显减小了，这是由于30。和60。角的 角形的面积过大(见图8)过多地减小了叶轮叶片出口边的能量增值，虽然也可能会改善叶轮出口处的压力或速度分布，但这种改善作用所产生的压头增值，不足以抵偿由于叶片出口边被切削而导致的流体压头损失。这说明使用等腰三角形切割叶片时，除了出口边切割尺寸(这里取 0．5b，)外，顶角 也是一个极重要的尺寸变量，这里推荐采用的角度范围是 90。<卢≤120。。当卢>120。时，由于所切割的三角形面积过小，可能对离心泵叶轮出口处流场的改善作用不会太明显。

12O。

I． ．1— - 八 (a)／~=60。 (b) 120。

图 8 三角形切割方案对比Figure 8 Comparison of triangular cuting program5 试验验证由于模拟方案众多，这里只选取三角形最佳切割方案J8=120。进行试验验证，测试得到的流量扬程曲线如图9所示。对比试验和模拟结果可以发现，H-Q模拟曲线和试验曲线基本走势一致，各流量工况点处扬程相差 一2．23～1．41 m，误差范围在 一3．02％ ～1.

69％之间，最大偏差不超过5％，再次证明了CFD数值模拟计算的可靠性。试验结果同样显示 =120。i角形切割方案提高了各工况点处的扬程值，在小流量工况附近，靠近关死点处的扬程值提升明显，改善了泵的外特性 ，消除了模型泵性能曲线的驼峰。

采用顶角 120。的三角形对叶轮叶片出口边切割图9 =120。三角形切割方案H-Q试验曲线Figure 9 H-Q test cHrves of triangularcutting program in the case of 8 =1 20。

后的离心泵效率曲线如图 10所示。试验结果与模拟结果误差范围在 1．46％ ～4．72％，各工况误差均小于5％，证明了数值模拟结果的可靠性。

图10 =120。三角形切割方案 叼一Q试验曲线Figure 10 卢=120。叼一Q test curvesof triangular cuting program可以发现，无论是离心泵的扬程还是效率，其预测值基本上都要高于实验值。原因在于 CFD数值模拟对流动过程作了合理的近似和简化，另外还忽略了泵流道内壁的粗糙度等可能会影响计算结果的各种因素，虽然能在一定程度上反应离心泵的流动特性，但是并不能完全再现真实的流动过程。

对模型泵及 =120。三角形切割方案模型进行离心泵性能试验，介绍了试验装置及参数测量方法，根据试验结果绘制离心泵性能曲线。对比分析JB=120。j=角形切割方案模拟结果与试验结果，扬程误差范围在一 3．02％ ～1．69％之间，效率误差范围在 1．46％ ～4.

72％之间，均小于5％，表明 CFD数值模拟结果可信。

6 结论1)在合理的切割范围内，i种切割方案对离心泵的扬程特性均有较明显的影响，可以有效改善离心泵扬程外特性，消除泵特性曲线驼峰。各切割方案对效(下转第 100页)· lO0· 轻工机械 Light Industry Machinery 2013年第5期因多圆盘过滤机主轴是水平安装，且其转速很低，F 为轴向负荷，其数值很小，故以P叶=F 来计算选用轴承所需的参数 _2l 。

由C。=SoP0

由上述公式可知 C。=1．2P昕=1．2F

即 Fl=F =192．7 kNCo=231．24 kN。

由此可见，托辊的直径为 360 mm，托辊的宽度为140 mm，托辊的轴承3622，托辊的材质选用40Cr调质钢 。

从上述验证可以判定，设备的强度和刚度都在许可范围之内。这样的结构既满足了设备的工艺条件，又满足了设备的传动的条件，结构式合理的。

4 结语通过以上分析发现，多圆盘主轴采用的托辊的结构形式优点如下：1)解决了满足工艺主轴直径 1 400 ITlm情况下，不再采用内径为 1 400 mlTl的轴承的结构形式。

2)采用两托辊与主轴中心夹角为79。的托辊结构形式，结构比较合理，满足了传动的各项技术要求，结构简单，维护方便。

参考文献：[1] 闻邦椿．机械零部件与传动设计[M]．北京：机械工业出版社，2012：115—225.

[2] 闻邦椿．机电一体化与控制设计[M]．北京：机械工业出版社，2012：435 —445.

[3] 丁启圣，王唯一．过滤技术[M]．北京：冶金工业出版社，2011：1l一 17.

[4] 陈克复．制浆造纸机械与设备[M]．北京：中国轻工业出版社，2011.

[5] 鲁省龙，赵崇德，王笃泽，等．多盘式真空过滤机的特点及其在 白水回收中的应用[J]．西南造纸，2000(1)：26.

[6] 隆言泉．造纸原理与工程[M]．北京：中国轻工业出版社，1994：212—214.

[7] 乐宁建，高翔，孙建辉，等．刚度测试装置中的变刚度轴设计[j]轻工机械，2012，30(4)：49—52.

[8] 龚曙光．ANSYS基础应用及范例解析[M J．北京：机械工业出版社．2003.

[9] 嘉木工作室．ANSYS5．7有限元实例分析教程[M]．北京：机械工业出版社．2002.

(上接第96页)率的影响比较小，但切割量超过某个临界值时(如三角形切割顶角／3=30。)，泄漏损失严重，大流量工况效率会有较明显的降低。

2)综合比较切割后离心泵扬程和效率的变化情况，可以看出，最佳三角形切割方案为 =120。。

参考文献：[1] 袁寿其．低比速离心泵理论与设计[M]．北京：机械工业出版社，1997.

[2] 牟介刚，李思，郑水华．离心泵叶片出口边三角切割方法的研究与探讨[J]．流体机械，2010，38(2)：5—8.

[3] MONTANTE G，LEE K C，BRUCATO A，et a1． Numericalsimulations of the dependency of flow pattern on impeller clearance instirred vessels[J]．Chemical Engineering Science，2001，56(12)：3 75l一3370.

YAO J．WANG F J．Numerical investigation of performance of anaxial—flow pump with inducer[J]．Journal of Hydrodynamics，2007，19f61：705—711.

金隽．网格生成算法研究和软件实现[D]．上海：复旦大学，2008.

王福军．计算流体动力学分析[M]．北京：清华大学出版社，2004.

BARRIO R，FERNANDEZ J，BLANCO E，et a1．Estimation of radialload in centrifugal pumps using computational fluid dynamics[J].

European Journal of Mechanics：B Fluids，2001，30(3)：316—324.

SONG X G，PARK J，KIM S G，et a1．Performance comparison anderosion prediction of jet pumps by using a numerical method[J].

Mathematical and ComputerModeling，2013，57(1)：245—253.

张淑佳，李贤华，朱保林，等．，c s涡粘湍流模型用于离心泵数值模拟的适用性[J]．机械工程学报，2009，45(4)：239—242.

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