楊敏官,周志偉,高波,倪丹,李玉婷

(江蘇大學 能源與動力工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

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不同結構導流體對混流式核主泵水力性能的影響

楊敏官,周志偉,高波,倪丹,李玉婷

(江蘇大學 能源與動力工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

為研究混流式核主泵內部流動情況，提高核主泵的水力效率，對不同結構導流體的混流式核主泵水力模型的三維湍流流場進行了數(shù)值模擬，研究導流體結構對混流式核主泵模型水力性能的影響。結果表明：對于只加導流環(huán)、導葉葉片對稱布置的導流體模型泵，當導流環(huán)方案為L=15 mm、θ=15°時，模型泵水力效率值最高；對于不加導流環(huán)、導葉葉片非對稱布置的導流體模型泵，當γ1取24°時，模型泵水力效率值最高；對于加導流環(huán)、導葉葉片非對稱布置的導流體模型泵，當導流環(huán)方案：L=15 mm、θ=15°、導葉葉片布置方案γ1=24°時，模型泵水力效率值最高。研究結果揭示了不同結構導流體對核主泵模型泵內部流場的影響規(guī)律，為高效水力模型優(yōu)化設計提供參考。

核主泵；混流葉輪；導流體；內部流動；水力性能

導葉是一種廣泛應用于葉片式水泵中的導流裝置，它將葉輪內流出的介質收集起來送入殼體，同時消除介質所具有的環(huán)量，將周向速度所對應的動能轉化為壓能[1-4]，可顯著提高泵的效率。導流環(huán)廣泛應用于風機和汽輪機上，主要起到對來流的整流作用，改變來流方向，但是導流環(huán)在水泵領域運用得極少。傳統(tǒng)的導葉，流體從導葉出口直接進入殼體，流體在準球形殼體內的流動非常紊亂，導致殼體內損失較大。本文提出在導葉出口連接導流環(huán)，通過對導葉出口流體的整流，使流體在導流環(huán)內進一步將部分動能轉化成壓能，減弱流體的旋轉，減小流體進入殼體的流速和紊亂程度。

目前針對導葉的研究主要集中于葉片型線、幾何參數(shù)、葉片數(shù)等因素的優(yōu)化。周艷霞等[5]分析了導葉對葉輪流場和水泵高效區(qū)的影響。張勤昭等[6]用Fortran語言編程實現(xiàn)了高比轉數(shù)混流泵空間導葉的水力設計。Kim Jin-Hyuk等[7]利用神經(jīng)網(wǎng)絡法，通過數(shù)值分析研究了導葉葉片長度、導葉擴散面積、葉頂間隙和角度對混流泵水力性能的影響。A.Felix等[8]運用CFD數(shù)值計算方法研究了混流泵內部流場結構，并對比了數(shù)值計算和試驗結果，發(fā)現(xiàn)CFD方法可較準確地預測高比轉速混流泵的水力性能。B.P.M.vanEsch等[9]通過CFD數(shù)值模擬對一混流泵進行了非定常計算，探索了泵內各類損失對整泵性能的影響。Knierim等[10]通過CFD數(shù)值模擬研究了模型泵的內部流場，分析指出主泵出液管附近流動狀況復雜、紊亂，此處容易產(chǎn)生旋渦、回流等現(xiàn)象，造成流體能量損失。王春林等[11]針對混流式核主泵導葉進口邊相對位置對泵性能的影響進行了分析。目前的研究均以葉片沿圓周均勻布置的導葉為研究對象，極少對導葉出口流體進行整流及導葉葉片的布置方式方面進行研究。

本文運用湍流數(shù)值分析方法，采用雷諾時均N-S方程和Standardκ-ε湍流模型，運用SIMPLE算法，模擬核主泵水力模型內三維不可壓縮湍流流場。研究了導流環(huán)及導葉葉片的布置方式對混流式核主泵水力性能的影響，為研究高效核主泵水力模型提供有益的參考。本文設計了不同直徑、不同擴散角的導流環(huán)和不同導葉葉片排列方式的導葉，并通過數(shù)值計算預測了導流環(huán)、非對稱導葉及兩者的不同組合對混流式核主泵模型水力性能的影響。本文稱導葉之后連接導流環(huán)或者改變導葉葉片布置方式的導葉結構稱為導流體。

1　模型基本參數(shù)及計算區(qū)域

1.1基本參數(shù)、導流環(huán)和導葉非對稱布置設計方案

1.1.1　基本參數(shù)

根據(jù)相似換算法確定主泵模型泵的設計參數(shù)：流量為848 m3/h,揚程為12.7 m,轉速為1 480 r/min。葉輪和導葉部分幾何參數(shù)如表1所示。

表1　葉輪和導葉部分幾何參數(shù)

1.1.2　導流環(huán)設計方案

圖1是加導流環(huán)的整泵軸面投影圖，如圖所示在導葉出口后連接導流環(huán)(1)。該導流環(huán)由導葉前后蓋板出口端延伸一段組成，其長度為L,0

1.1.3　導葉的非對稱布置的設計方案

如圖2,在按傳統(tǒng)方法設計完成導葉之后，葉片采用非對稱布置方式，正對殼體出口端(3)并且按逆時針排布的兩片葉片分別為第一片葉片和第二片葉片。第一片葉片與中心線的夾角為γ1, 第二片葉片與中心線的夾角為γ2,且γ1=γ2，γ1的取值范圍是15～30°，其余10片葉片沿圓周方向均勻布置。

圖1　加導流環(huán)的整泵軸面投影圖Fig.1　The axial plane projection of the integral pump with the diversion ring

圖2　非對稱導葉的整泵軸截面投影圖Fig.2　The axial section projection chart of the integral pump with the asymmetric guide vane

1.2三維建模及網(wǎng)格劃分

通過用Creo軟件對模型泵進行三維實體建模,并導入到Fluent軟件前處理器Gambit中進行網(wǎng)格劃分與邊界條件指定等操作。圖3為模型泵的計算區(qū)域圖。進行數(shù)值模擬計算時，把模型泵劃分為5個計算區(qū)域：進口直管段、葉輪部分、導流體部分、球殼部分和出口直管段。

圖4是在設計工況下整泵4組不同的計算網(wǎng)格數(shù)數(shù)值模擬計算結果比較。如圖所示，當網(wǎng)格數(shù)達到670萬左右時，計算揚程基本不變，水力效率計算誤差約在0.1個百分點以內。由此可認為，整泵網(wǎng)格數(shù)達到一定程度時，計算結果與網(wǎng)格數(shù)無關，綜合考慮，選取整泵網(wǎng)格數(shù)約為670萬。

由于此泵葉片扭曲很嚴重，整個計算流道形狀復雜，因此采用適用性強、對復雜邊界模型特別有效的非結構化混合四面體網(wǎng)格。經(jīng)過網(wǎng)格無關性檢驗，確定進口段網(wǎng)格數(shù)約40萬，葉輪網(wǎng)格數(shù)約250萬，導流體網(wǎng)格數(shù)約120萬，球殼網(wǎng)格數(shù)約220萬，出口段網(wǎng)格數(shù)約40萬。

圖3　模型泵計算模型Fig.3　Model pump computational model

圖4　不同網(wǎng)格數(shù)下的計算結果Fig.4　Calculation result with the different grid number

2　控制方程及邊界條件

2.1控制方程及計算算法

2.1.1　控制方程

數(shù)值模擬采用連續(xù)方程、三維定常不可壓雷諾時均N-S方程，并以Standard k-ε湍流模型使方程封閉。本文采用有限體積法離散控制方程，各項均采用一階迎風格式，壓力與速度的耦合通過SIMPLE算法。同時求解動量方程和連續(xù)方程。

2.1.2　計算算法

采用基于節(jié)點控制的有限體積法離散控制方程，為保證計算的精度，各控制方程的離散格式均用一階迎風格式，通過SIMPLER算法實現(xiàn)速度壓力的耦合求解，殘差精度設為1×10-5。旋轉域與靜止域之間采用多參考系模型(MFR)處理，葉輪內的流場采用旋轉坐標系計算，其他區(qū)域采用固定坐標系計算。用有限體積法建立離散方程。

依據(jù)計算得到的流場信息，利用下式計算混流泵的揚程、水力效率和導流體、球殼內的水力損失:

(1)

(2)

(3)

(4)

式中: Pout和Pin為模型泵出口和進口的總壓，Pdy-out和Pqk-out分別為導流體出口、球殼出口和導流體進口、球殼進口的總壓， Q為流量，H為揚程，M為流體對轉軸的力矩，ω為旋轉角速度。

2.2邊界條件

在計算區(qū)域進口，使用均勻來流條件，采用速度進口邊界條件，在計算區(qū)域進口處給定速度值，且假定進口速度方向垂直于進口管截面。出口采用壓力出口邊界條件,出口壓力設為環(huán)境壓力。葉輪的輪轂和葉片設為相對于葉輪旋轉域的靜止無滑移壁面，其他壁面設為絕對靜止無滑移壁面，交界面采用Interface滑移網(wǎng)格接觸面。

3不同結構導流體對模型泵水力性能的影響

本文設計了4種不同結構導流體，如表2所示。

表2　4種不同結構導流體方案

3.1導流環(huán)幾何參數(shù)對模型泵水力性能的影響

圖5是在θ=0的條件下，整泵水力效率隨L的變化曲線圖。由圖可知當L=15 mm時，整泵水力效率最高，所以L優(yōu)化為15 mm。圖6是在L=15 mm的條件下整泵水力效率隨θ的變化曲線圖。由圖可知當θ=15°時，整泵水力效率最高。導流環(huán)最終設計方案為L=15 mm、θ=15°。

圖5　模型泵水力效率隨L的變化曲線Fig.5　Hydraulic efficiency curve of model pump with L

圖7是方案(1)和方案(2)模型泵的流量-揚程、流量-效率曲線，其中Q0為設計工況點流量。由圖可知：在相同流量情況下，兩種方案揚程基本不變。在設計工況下，方案(2)水力效率值較方案(1)提高了0.204個百分點。這可能是因為通過對導葉出口流體的整流，使流體在導流環(huán)內進一步將部分動能轉化成壓能，減弱流體的旋轉。減小流體在準球形殼體內的紊亂程度，改善了導流體與準球形殼體的水力匹配性能，進而提高了整泵的水力效率。

圖6　整泵水力效率隨θ的變化曲線Fig.6　Hydraulic efficiency curve with angle θ

圖7　(1)、(2)方案模型泵的流量-揚程、流量-效率曲線Fig.7　Flow rate-hydraulic, flow rate-efficiency head curve of the model (1)，(2) pump schemes

3.2導葉葉片布置方式對模型泵水力性能的影響

圖8是在不加導流環(huán)、只改變導葉葉片周向布置方式條件下，整泵水力效率隨γ1的變化曲線圖，由圖可知當γ1=24°時，模型泵水力效率值最高。葉片排列方式最終方案為γ1=24°，其余10片葉片沿圓周方向均勻布置。

圖8　模型泵水力效率隨γ1的變化曲線Fig.8　Hydraulic efficiency curve of model pump with angle γ1

圖9是方案(1)和方案(3)模型泵的流量-揚程、流量-效率曲線。在設計工況下，方案(3)水力效率值較方案(1)提高了0.301個百分點。本文認為是由于通過擴大正對壓水室出口兩葉片之間的夾角，讓更多的流體從導流體出口直接進入準球形殼體出口，減小流體在準球形殼體內因旋渦、回流造成的損失，改善了導流體與準球形殼體的水力匹配性能，進而提高了整泵的水力效率。

圖9　(1)、(3)方案模型泵的流量-揚程、流量-效率曲線Fig.9　Flow rate-hydraulic , flow rate-efficiency head curve of the model (1)，(3)pump schemes

3.3導流環(huán)和導葉葉片布置方式的不同組合對模型泵水力性能的影響

圖10是導流環(huán)方案：L=15 mm、θ=15°時，整泵水力效率隨γ1的變化曲線圖，由圖可知當導流環(huán)方案：L=15 mm、θ=15°，葉片排列方式γ1=24°時，整泵水力效率最高。

圖10　導流環(huán)方案：L=15 mm、θ=15°時，整泵水力 效率隨γ1的變化曲線Fig.10　when the scheme of guide ring isL=15 mm、θ= 15°, hydraulic efficiency curve with angle γ1

圖11　葉片排列方式：γ1=24°，導流環(huán)方案：L=15 mm時，整泵水力效率隨θ的變化曲線Fig.11　When the angle γ1is 24°and the scheme of guide ring is L=15 mm, hydraulic efficiency curve with angle θ

圖11是葉片排列方式：γ1=24°，導流環(huán)方案：L=15 mm時，整泵水力效率隨θ的變化曲線。由圖可知當導流環(huán)參數(shù)L=15 mm、θ=15°，葉片排列方式γ1=24°時，整泵水力效率最高?？紤]不同因素的交互影響，確定最佳的組合方案是：導流環(huán)方案：L=15 mm、θ=15°、葉片排列方式γ1=24°。

圖12是方案(1)和方案(4)模型泵的流量-揚程、流量-效率曲線。在設計工況下，方案(4)模型泵水力效率值較方案(1)提高了0.621個百分點。

圖12　(1)、(4) 方案模型泵的流量-揚程、流量-效率曲線Fig.12　Flow rate-hydraulic, flow rate-efficiency head curve of the model (1)，(4) pump schemes

3.4四種方案對比分析

圖13為4種方案模型泵球殼內水力損失對比圖，圖14是4種方案模型泵導流體內水力損失對比圖，橫坐標1、2、3、4分別代表方案(1)、(2)、(3)、(4)。由圖可知：球殼內水力損失大小排序為(1)>(2)>(3)>(4)，導流體內水力損失4種方案變化不大，由此可認為方案(2)、(3)、(4)模型泵水力效率的提高主要由于球殼內水力損失的減小所導致。

圖13　各方案球殼內水力損失對比Fig.13　Hydraulic loss comparison chart in sphericalshell of the each scheme

圖14　各方案導流體內水力損失對比Fig.14　Hydraulic loss comparison chart in guide vane 　　of the each scheme

圖15　各方案模型泵D-D截面速度矢量Fig.15　D-D section velocity vector of the each scheme model pump

圖16　各方案模型泵球殼內部三維流線Fig.16　Three-dimensional streamline diagram of spherical shell of the each scheme model pump

圖15給出了各方案模型泵D-D截面速度矢量圖，由于葉輪做功，流體流經(jīng)葉輪能量增加，經(jīng)過導流體，導流體將流體的動能轉化為壓力能，流體的速度明顯減小。而球殼出口段逐漸收縮，流體速度稍微有所增大。由圖可知，方案(1)和方案(2)在圖中所示區(qū)域存在明顯的旋渦，方案(3)和方案(4)內流場較好。

圖16是各方案模型泵球殼內部三維流線圖。從圖中可以看出在方形區(qū)域流線纏繞嚴重，說明該區(qū)域流動狀況紊亂，由此造成的損失較大。從圖中直觀地看，四種方案方形區(qū)域流線紊亂程度最嚴重的是方案(1)，紊亂程度最低的時方案(4)，方案(2)和方案(3)差別不大。從能量損失角度，正好印證了方案(4)水力性能最好。

4　結論

本文基于雷諾時均N-S方程和Standard κ-ε湍流模型，通過數(shù)值模擬對不同結構導流體混流式核主泵水力模型內流場進行了水力性能預測，得出以下結論：

1) 對于加導流環(huán)、導葉葉片對稱布置的導流體模型泵，當導流環(huán)方案優(yōu)化為L=15 mm、θ=15°時，模型泵水力效率值最高；對于不加導流環(huán)、導葉葉片非對稱布置的導流體模型泵，隨著γ1的增大，模型泵水力效率先增大后減小，當γ1取24°時，水力效率值最高。方案(1)、(3)與方案(1)相比，在設計工況下，揚程基本不變，水力效率值有所增大。

2) 對于導流環(huán)和導葉葉片布置方式的不同組合方案，當導流環(huán)方案為L=15 mm、θ=15°、導葉葉片布置方式為γ1=24°時，模型泵水力效率值最高。方案(4)與方案(1)相比，在設計工況下，揚程基本不變，水力效率值有所增大。

3) 總體看，4種方案導葉內的損失大于球殼內的損失。但是4種方案導葉內的損失變化不明顯，球殼內的損失變化較大。認為，加導流環(huán)、改變導葉葉片布置方式主要是減小了球殼內的水力損失。

通過對4種方案模型泵內流場的數(shù)值模擬，揭示了導流環(huán)、導葉葉片布置方式和兩者的不同組合對混流式核主泵水力性能的影響，為以后分析反應堆主冷卻劑循環(huán)泵的性能，以提高實型泵的水力效率，提供了有益的參考。

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本文引用格式：

楊敏官,周志偉,高波，等. 不同結構導流體對混流式核主泵水力性能的影響[J]. 哈爾濱工程大學學報， 2016, 37(9): 1250-1255.

YANG Minguan, ZHOU Zhiwei, GAO Bo, et al. Influence of diversion body with different structures on hydraulic performance of mixed-flow nuclear main pump[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2016, 37(9): 1250-1255.

Influence of diversion body with different structures on hydraulic performance of mixed-flow nuclear main pump

YANG Minguan, ZHOU Zhiwei, GAO Bo, NI Dan, LI Yuting

(School of Energy and Power Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China)

To study the internal flow of the mixed-flow nuclear main pump and improve its hydraulic efficiency, we applied a numerical simulation with respect to the three-dimensional turbulence field of the hydraulic model of the mixed-flow nuclear main pump, in which the diversion bodies had different structures. Our objective was to define the influence of the diversion body structure on the hydraulic efficiency of the mixed-flow nuclear main pump model. The results show that, for a model pump with a diversion body and guide vanes whose blades are symmetrically arranged, when the scheme of the guide ring is L = 15 mm, θ = 15°, the hydraulic efficiency value of the model pump is highest. For a model pump without a diversion body for which the guide vanes are not symmetrically arranged, when the angle γ1is 24°, the hydraulic efficiency value of the model pump is highest. For a model pump with a diversion body and guide vanes whose blades are not symmetrically arranged, when the scheme of guide ring is L = 15 mm, θ = 15° and the angle γ1is 24°, the hydraulic efficiency value of the model pump is highest. These results reveal the influence of different diversion body structures on the internal flow-field characteristics of the mixed-flow nuclear main pump model, and provide a useful reference for optimizing the design of a highly efficient hydraulic model.

nuclear main pump; mixed-flow impeller; diversion body; internal flow; hydraulic performance

2015-07-25.

時間：2016-08-29.

國家自然科學基金資助項目(51476070);江蘇高校優(yōu)勢學科建設工程資助項目.

楊敏官(1952-)，男，教授，博士生導師；

周志偉(1990-)，男，碩士研究生.

周志偉, E-mail：1126784541@qq.com.

10.11990/jheu. 201507032

TH313

A

1006-7043(2016)09-1250-06

網(wǎng)絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160829.0827.012.html