無阻塞潛水磨碎泵的空化及壓力脈動特性研究

付　強，盧永剛，朱榮生，王秀禮，王學吉

(江蘇大學 流體機械工程技術研究中心，江蘇 鎮江　212013)

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無阻塞潛水磨碎泵的空化及壓力脈動特性研究

付強，盧永剛，朱榮生，王秀禮，王學吉

(江蘇大學 流體機械工程技術研究中心，江蘇 鎮江212013)

由于磨碎泵在實際運行中刀盤的流道容易發生堵塞，本文主要模擬磨碎泵靜刀盤的刀盤流道堵塞情況對磨碎泵性能的影響，該模擬基于ANSYS-CFX14.0軟件分別對無阻塞潛水磨碎泵模型進行定常和非定常計算，并對無阻塞潛水磨碎泵的外特性進行了試驗驗證。分別堵塞磨碎泵靜刀盤流道的1/4、1/3、1/2，通過對不同的流道堵塞工況分析發現：隨著流道堵塞程度的增加，潛水磨碎泵的揚程整體下降，潛水磨碎泵的功率整體下降，效率降低，且最高效率點向小流量區域移動，可發現當堵塞靜刀盤流道的1/4、1/3時，對磨碎泵的揚程、效率和功率的影響不大，堵塞1/2時，磨碎泵的揚程和效率下降明顯，即堵塞不嚴重的工況下，磨碎泵的水力性能所受影響很小；隨著流道堵塞程度的增加，刀頭附近的空化程度在加劇，當堵塞比達到一定程度時，葉輪進口背面也開始發生空化；靜刀盤流道內壓力脈動脈動能量最大，且隨著遠離靜刀盤流道位置的脈動能量降低，動靜刀盤的動靜干涉作用是影響動刀盤和靠近靜刀盤流道的監測點壓力脈動的最主要因素，且隨著流量的增加，各個監測點主頻幅值均有所降低。

磨碎泵；動靜刀盤；空化；無堵塞；壓力脈動

隨著工業的發展，污水的排放量逐年增大，污水中含有大量的固體懸浮物、皮革和一些高纖維物等雜質，因此無阻塞潛水磨碎泵是污水處理中不可或缺的機械設備。由于無阻塞潛水磨碎泵結構的特殊性，易發生堵塞，空化和振動，流道的堵塞造成泵的水力性能下降，空化的發生能夠引發諸如運行特性改變、材料侵蝕、結構破壞和噪聲等，而振動更是對磨碎泵的機械結構產生嚴重的破壞。

目前國內外學者在泵的空化和壓力脈動等領域進行了大量研究，蔣愛華等[1]總結了離心泵的噪聲主要由汽蝕、流固耦合與湍流和壓力脈動等產生，譚磊等[2-4]通過對離心泵全流道的非定常計算發現在非設計工況點蝸舌處的流動紊亂，且壓力和速度的脈動幅值較大；王松林等[5-7]通過實驗驗證RNG k-ε模型及輸運方程空化模型的可行性，發現空化狀態下的壓力脈動強度是非空化下的2倍，在小流量壓力脈動約為設計工況下的5倍；王勇等[8-10]建立了離心泵空化誘導振動噪聲試驗測試系統，并通過試驗研究了離心泵非設計工況下，空化程度與模型泵各測點振動強度和聲壓級的關系等；陳慶光等[11-12]將一種空化模型和和一種混合流體兩相流模型結合，對流體機械的性能進行預測；王洪杰等[13-15]主要針對非設計工況進行了研究分析，預測極端工況下泵的動態特性；國內外其他學者[16-20]針對不同的流體機械的壓力脈動進行了相關研究，并通過實驗驗證模擬的可行性。

查閱資料發現，國內學者尚未對無阻塞潛水磨碎泵進行相關的空化和壓力脈動研究。本文主要針對磨碎泵的靜刀盤的堵塞對泵性能的影響和在特殊工況下泵的空化情況以及動靜刀盤附近的壓力脈動進行研究分析，對磨碎泵優化設計具有一定指導意義。

1　計算模型

1.1數值計算方法及計算域

本文采用ANSYS CFX14.0進行數值模擬，基于有限元的有限體積法對方程組進行離散，其中方程的對流項為二階迎風格式，擴散項則為中心差分格式；選用標準k-ε湍流模型來考慮湍流的影響，采用SIMPLE算法對壓力和速度進行耦合；葉輪和蝸殼之間的動靜耦合面采用Frozen Rotor交界面；參考壓力設置為0，流場內的壓力即為絕對壓力。以空化定常的收斂解作為空化非定常計算的初始條件。對于非定常計算中的動靜計算域的交界面設置為transient rotor-stator模式。葉輪旋轉6個周期，總計算時間0.103 448 s，葉輪每轉3°作為一個時間步長，每個時間步長為0.000 172 s，選取收斂情況較好一個周期的結果用于分析。

本文模型泵為GSP-22型無堵塞潛水磨碎泵，流量Q=22 m3/h，揚程H=10 m，轉速n=2 900 r/min，比轉數ns=147.1，葉片數8片，無葉腔寬度L=26 mm，結構示意圖如圖1(a)所示。計算模型流體域主要進口段水體、動刀盤水體、靜刀盤及后部流道水體、葉輪水體、蝸殼水體六部分組成，為使模擬收斂性及結果更加穩定，對刀盤進口前水體及蝸殼出口段進行適當的延伸，磨碎泵水體模型如圖1(b)所示。

圖1　磨碎泵結構示意圖和水體裝配圖Fig.1　Structural representation and assembly diagram of water body

1.2網格劃分與邊界條件

本文采用ANSYS-CFX14.0前處理網格劃分軟件ICEM-CFD進行網格劃分。由于靜刀盤半圓形流道水體比較狹長，如果劃分非結構化網格的話，網格的數量會比較大，計算的偽擴散較嚴重，經計算很難收斂，且對刀頭和葉輪的水體需要局部加密；結構網格可以有效的控制網格的質量和數量，大大的減少了計算量，且易收斂。為了確定網格數、網格質量等是否符合實際的計算要求，對該模型的網格無關性進行了研究，當網格數量在70萬以上時，泵的額定工況點揚程的變動范圍小于5%，在研究工作前期，已完成網格的驗證工作，為保證計算的準確性與經濟性，因此網格數量在接近100萬左右時較為合適。最終確定動刀盤水體網格單元數236 872個、靜刀盤及后部流道網格單元數319 456個、葉輪水體網格單元數189 544個、蝸殼網格單元數166 126個、進口水體網格單元數80 856個，總共網格單元數為992 854。圖2為潛水磨碎泵的網格劃分圖。

圖2　水體裝配圖及網格無關性檢驗Fig.2　Grid of assembly entity and grid-independent test

本文采用全空化模型，并考慮水中未溶解汽體對空化的影響，把流體的密度看作是氣體質量分數的函數。在計算中利用兩相湍流的相互迭代，考慮相間的作用力，得出液相和空泡相的收斂解。為了使計算的流場更加接近真實情況，計算中時采用壓力進口和速度出口進行邊界條件的設置，根據無堵塞潛水磨碎泵實際工作場時淹沒深度，設置進口的壓力為1.1 atm，出口流量設置為22 m3/h。壁面粗糙度設為10 μm，壁面邊界條件設為無滑移壁面；汽體的汽化壓力設置為25℃水的汽化壓力3 574 Pa，汽泡平均直徑設為2×10-6m，泵進口處水的體積分數設為1，汽泡的體積分數設為0。

2　計算結果及分析

為了得出流道堵塞對潛水磨碎泵性能及刀頭空化的影響，假設流道的堵塞均勻分布，分別建立靜刀盤道堵塞數目為1/4、1/3、1/2時的模型，對流道堵塞1/4、1/3、1/2三種模型進行空化的數值模擬，最終得出靜刀盤不同堵塞情況下泵的性能的變化規律，分析堵塞流道情況下刀頭附近空化流動特性，得出流道堵塞對刀頭空化的影響規律，不同堵塞程度的流道模型如圖3所示。

圖3　不同堵塞程度的流道模型Fig.3　Runner model of different blockage degree

2.1流道各堵塞情況下磨碎泵性能對比

圖4所示為靜刀盤流道堵塞分別為流道未堵塞、堵塞1/4、1/3及1/2四種情況時，潛水磨碎泵的性能對比曲線。從圖中可以看出，隨著流道堵塞程度的增加，潛水磨碎泵的揚程整體下降，當堵塞1/4、1/3時揚程下降不明顯，但當流道堵塞1/2時，泵的揚程急劇下降，并在大流量處開始出現斷流現象。出現上述情況，主要是因為隨著流道堵塞程度的增加，磨碎泵在磨碎裝置處的過流面積減小，水流在此處的流速增加，各項損失增加，并且當流道堵塞嚴重時，該處刀頭空化產生的汽泡也開始堵塞流道，最終導致大流量處出現斷流現象。

從圖4的磨碎泵的流量-功率曲線可看出，隨著流道堵塞程度的增加，潛水磨碎泵的功率整體下降，尤其在大流量處功率下降較大；流道未堵塞時，其功率曲線整體是一個向上凹的曲線，而隨著流道堵塞程度的增加，磨碎泵的功率曲線變為向上凸的曲線，此有利于磨碎泵的無過載特性。

從圖4的潛水磨碎泵的流量-效率曲線可以看出，隨著流道堵塞程度的增加，潛水磨碎泵的效率整體下降，尤其在大流量處效率下降較大；流道未堵塞、堵塞1/4、堵塞1/3、堵塞1/2時，最高效率分別為27.44、27.19、26.57、23.69%，可以看出隨著磨碎泵靜刀盤流道堵塞程度的增加，磨碎泵的最高效率降低，且最高效率點向小流量區域移動，且在靜刀盤流道堵塞1/2時尤為明顯。這是因為大流量工況時，流速比較大，流道堵塞對空化的影響較突出，潛水磨碎泵的性能在大流量區域受流道堵塞影響更嚴重。

圖4　不同流道堵塞工況的性能曲線Fig.4　Performance curve of different blockage conditions

綜上所述，潛水磨碎的泵流道堵塞會導致磨碎泵性能的下降，隨著流道堵塞程度的增加，磨碎泵的揚程下降，可發現在靜刀盤流道輕微堵塞時，對磨碎泵的整體性能影響不大，但當流道堵塞1/2時在大流量出現斷流現象；隨著隨著流道堵塞程度的增加，磨碎泵的最高效率下降，最高效率點向小流量區域移動；隨著隨著流道堵塞程度的增加，磨碎泵的功率會有一定程度的下降。

2.2流道堵塞空化特性的研究

圖5所示為流道堵塞分別為1/4、1/3、1/2及流道未堵塞潛水磨碎泵內部空泡分布，空泡區域由汽體體積分數為10%的等值體構成。從圖中可以看出，隨著流道堵塞程度的增加，刀頭附近的空泡體積增大，即刀頭附近的空化程度在加劇，當流道堵塞程度等于1/4時，半圓形流道內的空泡體積較未堵塞增大，而且當流道堵塞程度等于1/3時，在遠離刀頭的半圓形流道內開始出現空泡，當流道堵塞程度等于1/2時，空化程度急劇惡化；隨著流道堵塞程度的增加，葉片進口邊背面的空泡體積也在逐步的擴大，即葉輪進口背面的空化程度在加劇。這是由于隨著流道的堵塞程度增加，磨碎裝置處過流面積縮小，導致流道內的流速增高，其收縮、擴散等損失增加明顯，刀頭和流道處壓力降低，更容易導致空化的發生，由于磨碎裝置處的損失增加，流體到達葉輪處的壓力相應的降低，最終導致堵塞嚴重時葉輪進口邊空化嚴重。

綜上所述，隨著流道堵塞程度的增加，刀頭附近的空化程度在加劇，當流道堵塞程度等于1/4時，半圓形流道內的空泡體積較未堵塞增大，且當流道堵塞程度等于1/3時，在遠離刀頭的半圓形流道內開始出現空泡；隨著流道堵塞程度的增加，葉輪葉片進口邊背面的空泡從無到有，體積也在逐步的擴大，即葉輪進口背面的空化程度也在加劇。

圖5　不同堵塞程度工況時磨碎泵內部空泡分布Fig.5　Cavitation distribution inside the pump in different blockage conditions

2.3磨碎裝置對磨碎泵壓力脈動特性影響分析

由于磨碎裝置的結構的特殊性，流體在通過靜刀盤流道時，在靜刀盤進口處會出現較為嚴重的水流沖擊，渦流和回流等現象，是引起磨碎泵壓力脈動的最重要因素之一，造成泵的振動和不穩定運行，而壓力脈動也是評價泵水力性能的重要依據之一。而且不同工況下空化也會加劇磨碎泵的壓力脈動，因此，對磨碎泵刀盤空化流動壓力脈動的研究具有重要意義。

2.3.1監測點選取

以2刀頭無堵塞潛水磨碎泵為研究對象，為監測空化狀態時刀盤附近的壓力變化規律，在刀頭易發生空化的尾部和靜刀盤半圓形流道處設置壓力監測點，如圖6所示。

圖6　各監測點示意圖Fig.6　Monitoring point distribution in the pump

2.3.2壓力脈動時域特性分析

圖7～9分別為磨碎泵在0.7倍、設計工況、1.3倍工況下壓力脈動時域圖，從圖中可以看出，不同工況下壓力脈動的時域特性均呈現出周期性，在葉輪轉過一周內，動刀盤上的監測點不同程度的波動24次，其波動次數正好與靜刀盤半圓形流道數相等，說明動刀盤監測點波動次數主要由靜刀盤流道數決定；而在葉輪轉過一周內，靜刀盤上的監測點不同程度大幅波動2次，其波動次數正好與動刀盤刀頭數目相等，說明靜刀盤監測點波動次數主要由動刀盤刀頭數目決定。對于靜刀盤上監測點有兩個幅值特別大的波動是由于刀盤掠過監測點時動靜干涉造成的。

圖7　0.7Q小流量時各監測點壓力脈動時域圖Fig.7　Domain characteristics in 0.7Q conditions

圖8　設計工況時各監測點壓力脈動時域圖Fig.8　Domain characteristics in 1.0Q conditions

圖9　1.3Q大流量時各監測點壓力脈動時域圖Fig.9　Domain characteristics in 1.3Q conditions

對比從動刀盤刀頭頂部到根部的三個監測點pd1、pd2及pd3的壓力脈動時域圖，可以看出從刀頭頂部到根部三個監測點的脈動幅值依次增大；靜刀盤流道內的三個監測點、pj1、pj2及pj3在葉輪轉過一個周期內，不同程度大幅波動2次，且最靠近動刀盤的pj2點的壓力脈動幅值最大，說明高速旋轉的刀頭對靜刀盤流道內的動靜干涉作用很大。

對比不同工況下的壓力脈動時域圖可以看出，隨著流量的增大，動靜刀盤間隙處流速增大，加之刀頭空化的影響，動刀盤上各監測點的壓力脈動波動幅度均減小；隨著流量的增大，靜刀盤上各個監測點的壓力脈動波動幅度增大，且越遠離靜刀盤半圓形流道其脈動特性越弱。

2.3.3壓力脈動頻域特性分析

為了分析潛水磨碎泵的振幅和頻率特性，分別對各個監測點壓力脈動樣本進行快速傅里葉變換，得到不同工況時的壓力脈動頻譜圖。通過分析各個監測點的壓力脈動幅值的大小，可以得出不同工況下壓力脈動能量大小。潛水磨碎泵的轉速為2 900 r/min，其轉頻為48.33 Hz；由于刀頭數為2個，刀頭數頻為轉頻和刀頭數的乘積及其倍數，故對靜刀盤流道的影響的頻率為96.67 Hz及其倍頻；靜刀盤流道數為24個，轉頻和流道數的乘積為1 159.9，故對動刀頭上壓力脈動影響頻率為1 159.9 Hz及其倍頻。

圖10～12分別為0.7Q、1.0Q(設計工況)、1.3Q工況下壓力脈動頻域圖。可以看出，隨著流量的增加，各個監測點的主頻幅值均有所降低，這主要是因為流量增大，磨碎泵內的靜壓降低。通過比較圖10(a)、11(a)和12(a)可以看出，靜刀盤流道內的三個監測點各個工況下脈動能量較分散，脈動能量主要分布在頻率99.6 Hz、195.5 Hz、290.1 Hz、391.5 Hz、478.5 Hz、580.1 Hz、675.3 Hz、772.3 Hz、869.9 Hz、971.4 Hz、1058.4 Hz、1159.9 Hz等，在靜刀盤流道內，壓力脈動主要受動刀盤的轉頻和刀頭數及其倍頻的影響，可發現在0.7Q工況下，290.1 Hz處的脈動能量最大且明顯高于其他頻率處的脈動能量，且在高頻處脈動強度很弱；而在1.0Q和1.3Q工況時，99.6 Hz、195.5 Hz、290.1 Hz、391.5 Hz處的脈動強度趨向于均勻，且在高頻部分的倍頻處相比0.7Q脈動強度較大，這一特點在靠近動刀盤動壁的pj2點尤為明顯，這主要是由于在小流量工況下，流體在靜刀盤處形成更多的渦流和回流，且受到刀頭空化的影響，流體的流動規律受到很大破壞，所以在高頻部分的倍頻處脈動能量較小，脈動不明顯，且在靜刀盤流道內部各個監測點脈動能量分散，主頻表現不突出。

圖10　0.7Q小流量時各監測點壓力脈動頻域圖Fig.10 Frequency characteristics in 0.7Q conditions

圖11　設計工況時各監測點壓力脈動頻域圖Fig.11 Frequency characteristics in 1.0Q conditions

圖12　1.3Q大流量時各監測點壓力脈動頻域圖Fig.12 Frequency characteristics in 1.3Q conditions

通過對比圖10(b)、11(b)和12(b)看出，靜刀盤流道后部的三個監測點的脈動能量較集中在1 159.9 Hz附近，可發現這主要是由于動靜刀盤的動靜干涉作用引起的，說明靜刀盤流道數對靜刀盤流道后部壓力脈動有很大影響；但隨著遠離靜刀盤流道，靜刀盤流道后部監測點低頻區的脈動能量降低，即刀頭對遠離靜刀盤流道監測點的影響逐漸減弱；且從圖10(c)、11(c)和12(c)可看出，在刀頭上監測點各個工況下的脈動幅值的最大值也分布在頻率1 159.9 Hz左右，此為其主頻，脈動能量主要集中于此，且在低頻99.6 Hz、195.5 Hz和高頻2 318.2 Hz處有低能量的脈動幅值，這主要是受到靜刀盤流道數的影響，即動刀盤刀頭和靜刀盤流道的動靜干涉是導致此處壓力脈動最主要因素。

綜上說述，靜刀盤流道內壓力脈動脈動能量最大，且隨著遠離靜刀盤流道脈動能量降低，動靜刀盤的動靜干涉作用是影響動刀盤和靠近靜刀盤流道的監測點壓力脈動的最主要因素，且隨著流量的增加，各個監測點主頻幅值均有所降低。

3　潛水磨碎泵試驗

3.1無阻塞潛水磨碎泵的試驗裝置

實驗泵為GSP-22型無堵塞潛水磨碎泵，泵的性能試驗在某廠開式試驗臺上進行，整個測試系統由無堵塞潛水磨碎泵，出水管道，綜合實驗臺，壓力表，壓力傳感器，渦輪流量計，泵參數綜合測試儀等組成，試驗裝置示意圖及樣機如圖13和14所示。

圖13　試驗裝置示意圖Fig.13 Diagram of test device

圖14　試驗樣機及動刀盤Fig.14 Experimental prototype and dynamic cutter

圖15　模擬預測與試驗結果對比Fig.15 Comparison between simulation and test results

3.2試驗結果與數值模擬預測結果對比

圖15所示為帶磨碎裝置潛水磨碎泵試驗與模擬外特性曲線對比，可以看出：潛水磨碎泵模擬值與樣機性能試驗值存在一定的偏差，潛水磨碎泵模擬預測整體性能要比樣機試驗的性能要好，揚程模擬值為14.35 m，最高效率為28.10%。試驗值揚程下降到13.55 m，最高效率25.5%，且最高效率點向小流量偏移，但是從曲線的總體趨勢上來看是一致的，其吻合程度較好。由于數值模擬計算預測的僅僅是流體計算域的水力效率，只考慮了計算域水力損失，而實際磨碎泵內除了水力損失外，還包括如泄露損失以及機械損失等很多損失，因此，模擬計算預測的性能高于實際潛水磨碎泵運行時的性能，應用CFD軟件進行潛水磨碎泵的數值模擬具有一定的準確度和可靠度，這對進一步進行磨碎泵優化等研究有重要參考意義。

4　結　論

(1)通過模擬分析得知，潛水磨碎泵靜刀盤流道堵塞會導致磨碎泵性能的下降，可發現在靜刀盤流道輕微堵塞時，對磨碎泵的整體性能影響不大，但當流道堵塞1/2時在大流量出現斷流現象，隨著隨著流道堵塞程度的增加，磨碎泵的最高效率下降，最高效率點向小流量區域移動；隨著隨著流道堵塞程度的增加，磨碎泵的功率會有一定程度的下降。

(2)隨著靜刀盤流道的堵塞，刀頭附近的空化程度加劇，當流道堵塞程度達到1/4時，半圓形流道內的空泡體積較未堵塞增大，且當流道堵塞程度等于1/3時，在遠離刀頭的半圓形流道內開始出現空泡；當流道堵塞程度等于1/2時，葉輪葉片進口邊背面的開始發生空化。

(3)對潛水磨碎泵不同工況時壓力脈動時域分析發現，隨著流量的增大，靜刀盤上各個監測點的時域脈動波動幅度增大，且越遠離靜刀盤半圓形流道其脈動特性越弱；對頻域進行分析發現，靜刀盤流道內壓力脈動脈動能量最大，且隨著遠離靜刀盤流道脈動能量降低，動靜刀盤的動靜干涉作用是影響動刀盤和靠近靜刀盤流道的監測點壓力脈動的最主要因素，且隨著流量的增加，各個監測點主頻幅值均有所降低。

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Cavitation and pressure pulsation characteristics of a non-jamed submerged grinder pump

FU Qiang,LU Yonggang,ZHU Rongshen,WANG Xiuli,WANG Xueji

(Research Center of Fluid Machinery Engineering and Technology,Jiangsu University,Zhenjiang 212013,China)

In the actual operation,jam of a submerged grinder pump’s cutter channel is easy to occur.Here,the effects of the grinding pump’s static cutter channel congestion on the pump performance were simulated.The simulation based on the software ANSYS-CFX14.0 was condicted to do steady and unsteady calculations for the model of a non-jamed submerged grinder pump and the outside characteristics of the pump were verified with tests.1/4,1/3 and 1/2 channels of the static cutter of the pump were padded,respectively.The analysis results for different channel blockage conditions showed that with increase in level of runner blockage,the pump lift head overall drops,the power declines,the efficiency reduceds,and the maximum efficiency point moves to the small flow field; when 1/4 and 1/3 channels of the static cutter grinding runner are padded,there is little effect on the pump lift head,efficiency and power but when 1/2 channel is padded,the pump lift head and efficiency decrease significantly; with increase in level of runner blockage,the cavitation close to cutters is intensified and becomes more serious,the cavitation at the back of impeller inlet also becomes more serious; with increase in flow,the monitored point’s pressure pulsation on the knife disk reduces,the monitored point’s pressure pulsation on static cutter increases,the pulsating energy of pressure pulsation in the static blade channel is the largest,and the pulsating energy far from the static cutter runner reduces.

grinder pump; movement cutter; cavitation; non-jamed; pressure pulsation

國家自然科學基金資助項目(51379091);國家博士后基金資助項目(2014M551511)；江蘇省自然科學基金科技項目(BK20130516)；江蘇高校優勢學科建設工程資助項目( PAPD )

2015-06-16修改稿收到日期：2015-08-18

付強 男，博士，副研究員，1975年11月生

盧永剛 男，博士生，1990年2月生

TH311

A DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.17.016