立式軸流泵裝置進水流道出口流態與脈動試驗分析

楊 帆 趙浩儒 劉 超 何繼業 湯方平

(1.揚州大學水利與能源動力工程學院， 揚州 225127； 2.江蘇省水利工程建設局， 南京 210029)

引言

泵站進水流道的作用是將水流通順地引向水泵進口，若進水流道出口段流速和壓力分布不均必然會引起泵裝置中水泵工作狀態的變化，流道出口流態不良不僅會降低水泵能量效率，而且也會降低水泵的汽蝕性能，影響機組的安全可靠運行[1]，因此開展進水流道內部流態的研究顯得尤為重要。當前，學者們對泵裝置過流部件水力性能的研究，主要集中于采用數值模擬技術或物理模型試驗分析流道內部流態特征[2-7]、采用數值模擬技術對流道開展幾何形體的優化研究[8-13]、采用數值模擬或模型試驗對泵開展脈動及振動測試研究[14-20]等方面。通過分析可知，在考慮泵與過流部件內流相互干擾的前提下，基于立式軸流泵裝置整體開展泵裝置進水流道出口流態及脈動的分析研究較少。

本文以立式軸流泵裝置整體為研究對象，通過物理模型試驗，采用定性和定量相結合的方法研究分析立式軸流泵裝置肘形進水流道出口流態及壓力脈動受轉速及工況變化的影響規律。

1 試驗裝置與測試方法

立式軸流泵裝置物理模型包括肘形進水流道、葉輪、導葉體及直管式出水流道4個過流部件。葉輪型號為ZM55，葉輪名義直徑為120 mm，輪轂比為0.40，葉片數為4，葉片安放角為0°，葉頂平均間隙為0.2 mm。導葉體的葉片數為5。肘形進水流道的主要控制尺寸包括：上邊線傾角為28°，下邊線傾角為9°，流道的水平投影長度為3.73倍的葉輪名義直徑，流道的進口高度為1.98倍的葉輪名義直徑，流道進口寬度為2倍的葉輪名義直徑，出口斷面直徑等于葉輪名義直徑，彎曲段水平投影長度為1.23倍的葉輪名義直徑。

立式軸流泵裝置物理模型試驗在揚州大學江蘇省水利動力工程重點實驗室的Φ120 mm水力機械閉式循環試驗臺上進行測試。試驗臺由受測泵裝置、不銹鋼進水箱、不銹鋼出水箱、PVC管道、ISWH125-100A型304不銹鋼管道離心泵及不銹鋼軟密封蝶閥組成。立式軸流泵裝置模型試驗臺如圖1所示。

圖1 立式軸流泵裝置模型試驗臺Fig.1 Pumping system model test bench

流量測量采用上海光滑儀表有限公司生產的LDG-125S-92型電磁流量計，揚程測量采用EJA型智能壓差變送器，扭矩及轉速的測取采用JCO型0.1級轉速轉矩傳感器，各傳感器輸出端均與Powerlink JW-3型顯示儀相連。脈動的測試采用CY302型高精度數字壓力傳感器，探頭尺寸為Φ5 mm，采樣率為1 000次/s，精度為0.1%，測試范圍為0～30 kPa，在進水流道出口壁面共布置3個傳感器，每個傳感器間的夾角為120°，3個脈動傳感器數據的同步采集通過485集線器和數據采集軟件來實現，每次采樣10 s。對采集的脈動時域信號數據做基于加窗Hanning函數的短時傅里葉變換(Short-time Fourier transform, STFT)，分析頻域內主要頻率成分及其幅值大小。

立式軸流泵裝置肘形進水流道出口流態采用內貼紅色絲線方法進行觀察，每根絲線的長度約45 cm，紅色絲線具有較好的水流跟隨性，可較好地反映水流的流動狀態，通過在進水流道出口布置紅色絲線，在試驗過程中通過觀察紅色絲線的偏移方向及偏移角度來評判流道出口的水流流態特征，并結合脈動測試結果進行分析。為清楚觀察肘形進水流道出口段的流態特征，流道采用透明亞克力材料進行加工制作。

對立式軸流泵裝置肘形進水流道出口流態及脈動共進行1 450、1 800、2 200 r/min 3個不同轉速時各測點及流態分析。肘形進水流道出口段脈動測試傳感器安裝及紅色絲線布置如圖2所示。

圖2 紅色絲線和脈動傳感器布置圖Fig.2 Layouts of red thread and pulsation sensors

2 試驗可靠性分析

立式軸流泵裝置物理模型能量性能試驗參照文獻[21]要求進行，為了驗證試驗臺的可靠性，在相同的測試方法和運行工況時對轉速2 200 r/min時立式軸流泵裝置能量性能進行重復性測試，各工況采用流量比進行比較，流量比為各工況流量Q與最優工況流量Qbep的比值，測試結果如圖3所示。

圖3 立式軸流泵裝置能量性能重復性試驗曲線Fig.3 Energy performance curves of repetitive experiment

在轉速為2 200 r/min時，立式軸流泵裝置的流量-揚程曲線的趨勢完全一致，在相近工況時采集的數據結果十分接近，表明了試驗臺測試結果的可靠性。

在能量性能試驗的基礎上同步進行立式軸流泵裝置進水流道出口流態及脈動測試分析研究。

3 進水流道出口流態試驗結果與分析

通過對不同轉速、不同工況時立式軸流泵裝置肘形進水流道出口段內部絲線的觀察，不同轉速情況下，在0.7Qbep～1.24Qbep時肘形進水流道出口段流態基本相同，在小于0.7Qbep時肘形進水流道出口段流態基本相同，為此，以轉速n=2 200 r/min為例，選取2個特征工況，小流量工況0.6Qbep和大流量工況1.2Qbep對肘形進水流道出口流態進行分析。小流量工況0.6Qbep時肘形進水流道出口段流態如圖4所示，大流量工況1.2Qbep時肘形進水流道出口段流態如圖5所示。

圖4 0.6Qbep時進水流道出口段流態Fig.4 Flow patterns at outlet of inlet conduit (0.6Qbep)

圖5 1.2Qbep時進水流道出口段流態Fig.5 Flow patterns at outlet of inlet conduit (1.2Qbep)

在小流量工況0.6Qbep時，肘形進水流道內壁面的紅色絲線呈水平狀，絲線均發生明顯偏移，偏移方向與葉輪旋轉方向一致，絲線偏移在肘形進水流道彎肘處段即開始出現，表明小流量工況時肘形進水流道出口段水流紊動較大，水流受軸流泵內部二次流的影響明顯，且在豎向影響范圍較大，從輪轂前緣計影響范圍約為葉輪直徑的0.83倍。

在大流量工況1.2Qbep時，肘形進水流道內壁面的紅色絲線均沿水流方向呈貼壁狀，絲線未發生偏移，表明該流道彎肘處未出現脫流等不良流態，流態平順，水流經肘形進水流道后沿泵軸方向進入葉輪。

小流量工況0.6Qbep和大流量工況1.2Qbep時，肘形進水流道出口段的流態差異明顯，其對立式軸流泵裝置能量性能的影響采用揚程相對幅值和效率絕對幅值進行分析，計算式為

(1)

Δη=ηbep-ηi

(2)

式中 Δβ——揚程相對幅值

Δη——效率絕對幅值

Hbep——效率最高工況對應的揚程

ηbep——效率最高工況對應的效率

Hi——其他工況對應的揚程

ηi——其他工況對應的效率

不同轉速時，小流量工況0.6Qbep和大流量工況1.2Qbep時立式軸流泵裝置能量性能參數變化幅值如表1所示。小流量工況0.6Qbep時，隨轉速的變化，揚程相對幅值變化范圍與效率絕對幅值的變化范圍均在2%以內；大流量工況1.2Qbep時，隨轉速的變化，揚程相對幅值和效率絕對幅值變化范圍均較大。

表1 特征工況時揚程和效率的變化幅值Tab.1 Changing amplitude of head and efficiency

4 脈動試驗結果與分析

4.1 脈動幅值分析

立式軸流泵裝置進水流道出口的壓力脈動幅值分析采用壓力的均方根(Root mean square，RMS)對壓力脈動幅值進行分析，RMS具有較小的數值離散程度，可較好地表征壓力脈動的能量水平，是信號幅值分析的主要參數之一，脈動幅值的均方根PRMS計算式為

(3)

式中Pj——壓力的第j次測量值

N——數據采集的個數

對立式軸流泵裝置肘形進水流道出口段壁面的3個壓力脈動監測點的數據進行分析，共分析了1 450、1 800、2 200 r/min時3個監測點15個采樣周期內的脈動數據。圖6為不同轉速時3個監測點的均方根。在小于0.7Qbep工況時，各監測點的脈動幅值均方根均隨轉速的增加而增加，增幅較大，這與進水流道出口流態紊亂，增強了水流的脈動相關；在大于0.7Qbep工況時各監測點的脈動幅值均方根隨轉速的增加而減小；相同轉速時，各監測點的脈動幅值均方根隨流量比的增大先減小后增大，在最優工況Qbep時脈動幅值最小，這與進水流道出口的流態平順相對應。

圖6 不同轉速時各監測點脈動幅值的均方根Fig.6 PRMS values of different measuring points in different rotational speeds

為進一步分析進水流道出口段各測點的脈動幅值隨工況的變化規律，對相同轉速時各測點不同工況的脈動幅值進行分析，結果如圖7所示。相同轉速時，各監測點的脈動幅值隨流量的增加呈先減小后增大的趨勢。在肘形進水流道出口段同一斷面上的3個監測點，流量比Q/Qbep在0.70～1.25范圍內，3個監測點的脈動幅值均方根差異較小；當流量比Q/Qbep小于0.70時，3個脈動測點的脈動幅值差異明顯，且隨流量比的減小，差值增大，由于小流量工況時肘形進水流道出口段存在回流區，回流區影響范圍不同，導致同一斷面各水流質點的流速和壓力波動存在差異所致。流量比越小，橫向流速占合速度的比重越大，各點壓力脈動幅值的差異性越明顯。

圖7 相同轉速時各監測點脈動幅值的均方根Fig.7 PRMS values of different measuring points in same rotational speeds

4.2 脈動頻譜分析

采用加窗Hanning函數的短時傅里葉變換對采集的脈動時域數據進行頻譜分析，頻率以轉頻倍數NF表示，計算式為

(4)

式中F——經短時傅里葉變換后對應的頻率

n——轉速

圖8 各測點的脈動頻譜(n=1 450 r/min)Fig.8 Frequency domain of different measuring points in 1 450 r/min

圖9 各測點的脈動頻譜(n=1 800 r/min)Fig.9 Frequency domain of different measuring points in 1 800 r/min

圖10 各測點的脈動頻譜(n=2 200 r/min)Fig.10 Frequency domains of different measuring points in 2 200 r/min

不同轉速時肘形進水流道出口段3個測點的脈動頻譜如圖8～10所示。不同轉速時3個測點的脈動主頻均為4倍轉頻，較大幅值對應的頻率范圍為0～8倍轉頻之間。隨轉速增加，肘形進水流道出口各測點脈動幅值呈遞增趨勢，當轉速從1 450 r/min增至2 200 r/min時，各工況時測點P1主頻幅值平均增加了1.95倍，P2主頻幅值平均增加了2.04倍，P3主頻幅值平均增加了2.08倍，各測點主頻幅值增幅的差異主要由小流量工況時主頻幅值的增幅差異所致，小流量工況時各測點的脈動主頻幅值增幅小于最優工況和大流量工況。隨轉速降低，大流量工況(1.2Qbep)各測點的脈動主頻幅值平均下降了53.8%，最優工況(Qbep)時各測點的脈動主頻幅值平均下降了53.97%，小流量工況時各測點的脈動主頻幅值降幅相對較小，平均下降了45.1%。

在小流量工況(0.6Qbep)時，肘形進水流道出口各測點的脈動頻率成分相比最優工況和大流量工況較復雜，這是由肘形進水流道出口段水流湍流強度較大、回流區水流運動的紊動性所致，低于4倍轉頻的低頻脈動頻率及其對應幅值均隨轉速的降低而降低。轉速1 450 r/min和1 800 r/min時，在小流量工況(0.6Qbep)測點P1的次主頻均為8倍轉頻，測點P2的次主頻均為2倍轉頻，這2個轉速時測點P3的次主頻有0.8倍轉頻的差異，而在2 200 r/min時測點P1和測點P2的次主頻為2倍轉頻，測點3的次主頻為0.4倍轉頻；各轉速時，在最優工況(Qbep)測點P1、測點P2和測點P3的次主頻均為1倍轉頻；在大流量工況(1.2Qbep)，各轉速時測點P1和測點P2的次主頻均為1倍轉頻，此工況時測點P3在1 450 r/min和1 800 r/min時次主頻為8倍轉頻，而在2 200 r/min時次主頻為1倍轉頻。最優工況時，肘形進水流道出口各測點的脈動主頻和次主頻均未發生變化，但在小流量工況和大流量工況時，各測點的脈動主頻未變化，但次主頻因測點位置的不同存在明顯差異，因軸流泵內產生二次回流對肘形進水流道出口各測點脈動次主頻的影響存在差異性。低揚程泵裝置進水流道出口的脈動頻率以0～8倍轉頻為主。

5 結論

(1)不同轉速情況下，當泵裝置流量小于0.7Qbep時，肘形進水流道出口段內壁面的絲線均呈水平偏移狀，且偏移方向與葉輪旋轉方向相同，水流受工況影響明顯，從輪轂前緣計影響范圍約為葉輪直徑的0.83倍。當流量大于0.7Qbep時，肘形進水流道出口段的水流沿泵軸方向流入葉輪。

(2)當泵裝置流量小于0.7Qbep時，各測點的脈動幅值均隨轉速的增加而增加，且增幅較大；在流量大于0.7Qbep時各測點的脈動幅值隨轉速的增加而減小；相同轉速時，各測點的脈動幅值隨流量的增大先減小后增大，在最優工況Qbep時脈動幅值最小。

(3)隨轉速增加，肘形進水流道出口各測點的主頻幅值增幅存在差異性，小流量工況時各測點的脈動主頻幅值增幅小于最優工況和大流量工況。不同轉速、不同工況時各測點的脈動主頻均為4倍轉頻，最優工況時各測點的次主頻均為1倍轉頻，小流量和大流量工況各測點的次主頻受工況和轉速的影響較明顯，肘形進水流道出口主要脈動幅值對應的頻率范圍在0～8倍轉頻之間。

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