喷水推进混流泵叶片径向力

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Radial forces of waterjet propulsion mixed-flow pumpCheng Li ，Bart P.M.删 Esch ，Liu Chao ，Zhou Jiren ，Jin Yah(1.Colege of Hydraulic Science and Engineering，Yangzhou University，Yangzhou，Jiangsu 225009，China；2.Departrment of Mechanieal Engineering，Eindhoven University of Technology，Eindhoven 5600，The Netherlands)Abstract：Fluctuations of fluid pressure in hydraulic machinery can cause resonance and fatigue da-mage of blades.In order to study fluid-induced forces，which are caused by impeller-diffuser interac-tion，unsteady radial forces due such an effect was conducted in a mixed-flow pump with a vaned dif-fuser by using CFD computation and model experiment.A closed-loop test rig was built for the pumpand a co-rotating dynamometer was installed between the impeller and the pump shaft to measure theinstantaneous forces and moments Oil the impeller.The dynamic behavior of the experimental rotor-shaft system was determined by carrying out extensive calibrations.The measured forces at the bladepassing frequency showed an unexpected dependency on flow rate.Another important observation wasthat the blade excitation forces cause the impeller to whirl in the direction opposite to shaft rotation。

The computed global characteristics and the magnitude of blade interaction forces showed good agree-ment with measurements，respectively.The measured results were compared with the unsteady ones es-timated by using CFD code-Fluent.Over a large range of flow rates，the trend of force variation agreeswell with the measurements.The reasons for deviation of prediction from experiment were explained。

Key words：mixed-flow pump；waterjet propulsion；radial force；unsteady numerical simulation；experiment收稿 日期 ：2012-0l-l0基金项目：国家自然科学基金资助项目(51179167)；教育部留学出同人员科研启动基金资助项 目(教外 司留[2010]156l号)；江苏省属高校自然科学研究重大项目(12KJA570001)作者简介：成立(1975-)，男，江苏盐城人，教授 ，博士(chengli###yzu.edu.en)，主要从事水泵及泵站工程研究。

Bart P.M.van Esch(1965-)，男，荷兰埃因霍温人，助理教授，博 二(B.P.M.v.Esch###tue.n1)，主要从事水力机械研究。

作用在泵轴上的力由较多因索引起，如机械方面--质量不平衡或安装轴线不重合，水力方面--工作流体诱导等.-般而言，叶轮外缘非均匀的压力分布会导致-个稳定的侧向力，这 与蜗壳泵问题类似.水动激振力源 自非定常流动现象，如失速 、汽蚀 、回流、叶片交互作用等，然而水动力反作用源 自叶片旋转或叶片与叶轮外壳相对运动等。

为了获得流体诱导 的水动力，通常采用测力计测量转动中水对叶轮的作用力.力传感器被安装在叶轮和泵轴之间以便直接测量作用在叶轮上的力.Yoshida等 -2j和 Suzuki等 采用相 同装置开展了不同比转速叶片及轴承密封下动态力研究.Rodriguez等 、Buhen等 开展了带导叶水泵的定子转子相互作用产生振动的理论研究，基于叶片交错模型，振动频率和力的旋转方向可认为是不同定子和转子叶片的组合.肖若富等 开展了数值计算和模型测试，优化了隔板形式，有效减少叶片径 向力。

由于叶片径 向力过大 ，将影响喷水推进装置转弯性能，严重时将导致船舶失速，文中开展喷水推进导叶式混流泵叶片径向交互作用力的试验和数值研究工作，介绍测力计的设计、动态校准和数据采集 ，并将试验得到的泵的整体性能和叶片交互作用力与 CFD计算结果进行比较。

1 试 验1.1 试验装置设计了总长为 18 FI，管径为 315 nlnl封闭回路的试验系统，如图 1所示。

电磁流 蜒计I J 缩 甲 jI：1 I l IJjI压力 进力 - l传感器传感器 1水l1王◎ I J灌流泵 流速 分布装置和毕托管图 1 试验系统Fig.1 Experimental r system系统内安装-导叶式混流泵，其结构纵剖面如图2所示，叶轮叶片数为 6，导叶叶片数为 7，它是-种用于喷水推进船舶的混流泵模型.为了便于调节叶顶间隙，加入了灵活的叶轮定位装置.泵采用皮带间接传动的交流电动机驱动，采用变频器调节转速，并通过加压确保试验系统内水泵不发生汽蚀。

弹性联轴器 皮带轮 限位环 出I I弯管 r If 轮 进 u管· 力轴 水 径 轴水 舣 删俄 J轴承 轴 11 删 lr图2 喷水推进混流泵结构纵削面陶Fig.2 Cross-se(：tional view of mixed-flow pump1.2 测力计为了直接测量作用在叶轮上的力，将应力传感器安装在叶轮和泵轴之间，内置测力计.测力计内装设有 4个包含 24个应变片的正方形立柱，并采用6个惠i顿电桥以增强温度补偿.本装置采用类似Jerry等 的研究方法，但应变片的安装位置有所不同。

1.3 校 准运行不同的校准程序以获得测力计的激振力响应.首先采用静态校准程序，通过装有静压轴承的力矩平衡系统测量转矩的响应.径 向荷载采用离测力计不同轴向距离加载不同负荷的方法进行测量。

采用低频下的原位动态校准提高精确度.已知质量的圆盘安装在泵轴 的2个不同位置，并采集在预定泵轴速度下运行的电桥信 号.通过这 2个测量结果和圆盘质量及轴向距离，即能在试验中测出达到最大泵轴转速的径向力和相关弯矩的6个电桥的动态响应.在不同位置处 ，不同质量圆盘下的附加运行测试将获得质心的轴向位置，其测量相对精度可控制在 0.1% -0.2%，相角误差小于 1.5。，瞬时力相对于统计平均值的标准偏差误差为 3%。

1.4 数据采集通过穿过空心轴和弹性联轴器的电缆及滑环装置将泵内部信号传到外部.为了去噪和防止信号损失，将用于电桥电源供应的电子没备和信号放大装置设置在测力汁内.8条带有电源电压和电桥输出信号的电缆装配在 74个通道连接的滑环上.为了保证数据采集与叶轮旋转的同步，每转 l周泵轴上的光电编码器发出1个转动脉冲信号。

通过水泵上、下游管路圆周安装 4个测压孔测量静压.来自于压力传感器的信号与 6个电桥和光电编码器的信号-起采集进入计算机，采集合计500转的信号，然后进行总体(或相位)平均.除 50Hz供电频率外，不进行其他频率的滤波。

2 数值模拟基于计算流体动力学软件 Fluent进行数值计算，采用标准 k- 模型的 Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS)方程计算雷诺应力.采用-阶迎风格式对对流项、湍流对流项和耗散项进行离散，采用二阶中心差分格式对扩散项进行离散，时间离散采用二阶隐式，采用 SIMPLE算法对压力速度进行耦合 引。

设置叶轮上下游的滑动界面条件，允许叶轮相对于进口和导叶进行旋转.叶轮内部流动采用基于旋转参考系进行求解，将科氏力和离心力作为源项添加到 RANS方程中。

多参考坐标系法是-个准稳态方法，它假定在相应的参考系中流动是稳定的，动静干涉作用的瞬态效应被忽略，通倡多参考坐标系法的计算结果作为滑移网格法的初始条件.滑移网格法为非定常计算，每-个时间步长中旋转部分和静止部分的联系及时更新，瞬态求解在时间推进过程中被监控，直至结果在叶片通过频率内形成周期解停止计算.所有方程的计算收敛残差设定为 10～。

2.1 计算网格计算域包括进出口管道、hi-轮和导叶.进口和出口边界设置在距水泵足够远处以减小流动对模拟的影响.考虑到部分工况下的入口可能产生回流，对上游方向进行适当延伸.为了模拟叶顶渗漏流动，在叶轮叶片和泵壳之间的叶顶间隙设置多层网格单元。

为了确保网格大型偏斜度的质量，在叶片和导叶周围建立-个 O型六边形单元网格.由于水泵复杂的拓扑结构 ，计算域内采用非结构化四面体单元网格进行划分.为确定所需的网格密度，对网格的敏感度进行研究.对多个量级的网格数 (2.6×10。～5.6×10。)进行模拟，同时考虑固体边界网格的 l， 值有效.研究表明当网格数单元超过 3×10 ，计算趋于收敛.叶轮及轮毂表面的网格如图3所示。

图 3 叶轮及轮毂表面网格Fig.3 Mesh Oil silrfaees of impeller and hub2.2 边界条件入口边界设为均匀来流，考虑到出口流速和压力的不均匀，出口设置为 outflow边界条件，固壁设为无滑移边界条件及标准壁面函数。

3 计算与试验结果及分析泵试验转速控制为 700～800 r/rain，泵流量为10%Q。～120%Qf'CFD计算时泵转速为700 r/min，计算流量工况点与试验值在相同的范围内。

3.1 水力性能图4为泵转速 n700 r/rain时静扬程性能曲线.由于测压断面接近泵，动压水头较难确定，因此，采用静水压力周向平均差作为静扬程.为了与试验结果进行比较，模拟时仍取指定位置断面4个测压点处的静压水头平均值进行计算，并比较了定常和非定常的计算结果。

试验定常模拟非定常模拟图4 CFD和试验静扬程曲线图Fig.4 CFD predicted and measured static head由图4可以看出：在大流量饿范围内，非定常模拟计算的静扬程结果与测量结果吻合较好；在45%Q ～75%Q ，范围内计算与试验有较大的偏差，这是由于在该工况下，计算时叶片的失速没有被很好地捕捉所致。

从某种意义上而言，回流区堵塞了叶轮进 口靠近泵壳处区域.因此，沿着iJ-r片进水边的前缘人射角恢复到了-个理想值.此外，出口边轮毂处的回流区部分堵塞了叶轮出口断面.通常，如果没有流体堵塞进 出口断面，水流将以较小的半径进入叶轮，并以较大的半径流出.最终，由于附加离心力的 图9为不同流量工况下叶片径向交互作用力Pn D 测试值与 CFD预测值比较.通常认为，叶片的相互作用力随流量增大而增大.文中流量与径向力的关系有所不同，在40%Q 和70%Q。 出现谷值，在55%Q. 和95%Q ，出现峰值.前人在研究1台6个叶片和 12个导叶的径向自吸泵时，发现泵在叶片通过频率下流量工况点为30%Q 和70%Q ，时出现径向力局部最小值.Kawata等 ” 发现，只有在严重的空化工况下，1台有5个叶片和9个导叶的类似泵在50%Q 和75%9 下径向力有局部最小值，但在没有空化条件下运行时，径向力在最优工况下只有 1个最小值。

图 9F 9[2][3][4]试验 (700 r/rain)试验(750 r/min) f 5]试验 (800 r/rain)非定常模拟 (700 r/rain)叶片交互作用力 CFD与试验结果比较4 结 论Comparison of blade interaction forcesof unsteady CFD and nleasurenlents1)在大范围的流量工况下，喷水推进泵水力特性的CFD计算值与试验值吻合较好.但在 45%Q。

～ 75%Q 范围内，由于叶轮失速现象较难模拟，计算值与试验值偏差较大。

2)水动力试验结果表明：在叶片通过频率下，动静干涉激振力会诱导叶轮的反向转动.在定子 -转子系统中定子叶片比转子叶片多 1片时，在叶片通过频率下可能会在反向的传播扰动，并通过试验得到了验证。

3)叶片径向交互作用力的大小与流量之间呈现特殊的关系.在特定的部分负荷工况下观察到了径向力局部最大值和最小值.除 了在 45%Q ～75%Q. 的范围外，叶片径向交 作用力的非定常计算结果与测量结果吻合较好。

致谢：本研究部分试验在荷兰埃因霍温理1大学(TUE)完成，笔者在此特别感谢荷兰 Wartsila喷水推进公司提供模型泵。