陸 榮, 袁建平, 朱鈺雯, 付燕霞, 周幫倫

(江蘇大學(xué) 國(guó)家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

余熱排出泵內(nèi)部不穩(wěn)定流動(dòng)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

陸 榮, 袁建平, 朱鈺雯, 付燕霞, 周幫倫

(江蘇大學(xué) 國(guó)家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

為了研究余熱排出泵在多工況下內(nèi)部流動(dòng)特性，基于ANSYS CFX軟件，采用SST湍流模型，對(duì)模型泵進(jìn)行三維非定常數(shù)值模擬，獲得了不同工況下余熱排出泵的水力性能、內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和壓力脈動(dòng)特性，同時(shí)展開(kāi)壓力脈動(dòng)實(shí)驗(yàn)研究，并與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。研究結(jié)果表明：大流量(1.2Qd)和設(shè)計(jì)流量(1.0Qd)工況下，葉輪和導(dǎo)葉內(nèi)部流動(dòng)比較穩(wěn)定，隨著流量的減小葉片進(jìn)口背面附近開(kāi)始形成失速旋渦，流道內(nèi)均發(fā)生不同程度的流動(dòng)分離，且沿著流道向出口處發(fā)展；葉輪出口壓力脈動(dòng)主頻為7fz，受導(dǎo)葉葉片數(shù)影響；導(dǎo)葉和蝸殼出口的主頻均為5fz，主要由葉頻決定；設(shè)計(jì)流量下各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處壓力脈動(dòng)系數(shù)幅值最小，越往小流量工況，幅值越大；說(shuō)明在小流量工況下余熱排出泵內(nèi)部出現(xiàn)了不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象。

余熱排出泵；壓力脈動(dòng)；流動(dòng)分離；數(shù)值模擬；實(shí)驗(yàn)研究

余熱排出泵是余熱排出系統(tǒng)的主要組成部分，是除核主泵之外唯一布置在核島之內(nèi)的二級(jí)泵，是關(guān)系到核島能否安全停堆的核心裝備[1]，余熱排出泵運(yùn)行范圍較大，在非設(shè)計(jì)工況下運(yùn)行時(shí)，泵內(nèi)部容易產(chǎn)生如回流、失速、空化等不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象[2]，這些不穩(wěn)定流動(dòng)會(huì)破壞流場(chǎng)結(jié)構(gòu)限制泵的高效運(yùn)行范圍，降低泵運(yùn)行的穩(wěn)定性，嚴(yán)重時(shí)可引發(fā)機(jī)組的共振[3-5]。張人會(huì)等[6]對(duì)葉輪進(jìn)口附近流動(dòng)在偏離設(shè)計(jì)工況下的回流和空化特性進(jìn)行了系統(tǒng)的描述, 闡述了它們的誘發(fā)機(jī)理及其對(duì)泵性能的影響。得出：葉輪進(jìn)口附近的逆壓力梯度是導(dǎo)致回流形成的根本原因，減小葉片角分布系數(shù), 可使葉片最大載荷系數(shù)向葉輪出口方向移動(dòng)，降低回流的誘發(fā)流量。JOHNSON等[7]運(yùn)用LDV測(cè)試技術(shù)對(duì)離心泵葉輪內(nèi)流場(chǎng)的流動(dòng)情況進(jìn)行測(cè)量，研究發(fā)現(xiàn)：小流量工況下，在葉輪旋轉(zhuǎn)一個(gè)周期過(guò)程中，葉輪流道內(nèi)的失速狀態(tài)和非失速狀態(tài)交替出現(xiàn)。張睿等[8]基于非定常的 RANS方程，采用濾波器湍流模型對(duì)某一軸流泵模型在不同工況下的內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，結(jié)果表明：在小流量工況下泵內(nèi)部發(fā)生回流和失速，并提出了改善失速工況下軸流泵水力性能的方法。

本文以余熱排出泵水力樣機(jī)為研究對(duì)象，對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究，分析在各個(gè)工況下葉輪、導(dǎo)葉內(nèi)的流動(dòng)現(xiàn)象，重點(diǎn)掌握不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象隨流量和時(shí)間的變化規(guī)律，為提高余熱排出泵運(yùn)行穩(wěn)定性和安全可靠性提供一定的參考。

1 幾何模型及計(jì)算方法

1.1 幾何模型

本次選用的余熱排出泵為臥式、單級(jí)單吸、后開(kāi)門(mén)式的離心泵，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。其主要設(shè)計(jì)參數(shù)：流量Qd=312 m3/h，揚(yáng)程Hd=38 m，轉(zhuǎn)速n=1 490 r/min，比轉(zhuǎn)速ns=105。

通過(guò)三維造型軟件Pro/E對(duì)余熱排出泵水力樣機(jī)進(jìn)行三維造型，整個(gè)計(jì)算區(qū)域包括進(jìn)口段、葉輪、導(dǎo)葉、蝸殼及出口段。為了使流體在進(jìn)入葉輪前能得到充分發(fā)展并較準(zhǔn)確地模擬流體的流動(dòng)狀況，對(duì)進(jìn)、出口段進(jìn)行了適當(dāng)延長(zhǎng)，如圖2所示。

圖1 余熱排出泵結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure sketch drawing of residual heat removal pump

圖2 余熱排出泵三維模型Fig.2 3D model of residual heat removal pump

1.2 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

網(wǎng)格劃分是重要的數(shù)值計(jì)算前處理步驟，網(wǎng)格質(zhì)量和數(shù)量直接影響到計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性。本文運(yùn)用ANSYS ICEM軟件對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，選用適合形貌復(fù)雜、質(zhì)量較高的六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格[9]，并進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析，其對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)工況下的計(jì)算結(jié)果如表1、圖3所示。

表1 網(wǎng)格數(shù)目對(duì)比Tab.1 Comparison of meshes

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析Fig.3 Check of grid independence

由圖3可知，網(wǎng)格數(shù)大于390萬(wàn)后揚(yáng)程趨于穩(wěn)定，且與設(shè)計(jì)值的誤差小于5%，為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間及資源選用第四套的網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行計(jì)算。各過(guò)流部件的網(wǎng)格信息如表2所示，計(jì)算域的網(wǎng)格劃分如圖4所示。

表2 過(guò)流部件的網(wǎng)格基本信息Tab.2 Geometrical parameters of flow passage components

圖4 計(jì)算域網(wǎng)格Fig.4 Mesh of computational domain

1.3 湍流模型及邊界條件

SST湍流模型考慮了湍流剪切力的運(yùn)輸，能夠適應(yīng)逆壓梯度變化的流動(dòng)現(xiàn)象，能精確地預(yù)測(cè)流動(dòng)的開(kāi)始和逆壓力梯度下流體的分離[10-12]。所以文中選用SST湍流模型和連續(xù)方程使動(dòng)量方程封閉，采用SIMPLEC算法求解三維不可壓縮雷諾平均N-S方程邊界件分別設(shè)置為進(jìn)口為全壓進(jìn)口，出口為質(zhì)量流量出口；壁面為無(wú)滑移、光滑、絕熱壁面；葉輪流道區(qū)域設(shè)置為旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，進(jìn)口段、導(dǎo)葉以及蝸殼區(qū)域設(shè)置為靜止坐標(biāo)系，計(jì)算收斂精度設(shè)置為1.00×10-5，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)之間的匹配方式設(shè)置為GGI模式[13]。

2 外特性預(yù)測(cè)及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為獲得余熱排出泵水力樣機(jī)的性能，對(duì)其進(jìn)行外特性試驗(yàn)，進(jìn)而對(duì)比試驗(yàn)值和計(jì)算值之間的誤差，驗(yàn)證所采用數(shù)值計(jì)算方法的正確性和準(zhǔn)確性。本次試驗(yàn)在江蘇大學(xué)流體機(jī)械研究中心實(shí)驗(yàn)室開(kāi)式試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行性，試驗(yàn)方法參照GB/T 3216—2005《回轉(zhuǎn)動(dòng)力泵水力性能驗(yàn)收試驗(yàn)1級(jí)和2級(jí)》的相關(guān)規(guī)定。試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)圖如圖5所示，試驗(yàn)滿足2級(jí)精度要求。通過(guò)試驗(yàn)獲得全流量范圍內(nèi)泵揚(yáng)程H和效率η的真實(shí)數(shù)據(jù)，將試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。

1-入口閥；2-進(jìn)口壓力傳感器；3-水力樣機(jī)；4-彈性聯(lián)軸器；5-電機(jī)；6-出口壓力傳感器；7-渦輪流量計(jì)；8-出口閥圖5 試驗(yàn)臺(tái)裝置簡(jiǎn)圖Fig.5 Schematic of the pump test system

圖6 水力性能對(duì)比Fig.6 Comparison of hydraulic performance

從圖6中可以看出：數(shù)值計(jì)算得到的性能曲線和試驗(yàn)測(cè)得的性能曲線的變化趨勢(shì)一致；小流量工況下，計(jì)算效率值與試驗(yàn)效率值吻合較好；隨著流量的增大，計(jì)算揚(yáng)程值與試驗(yàn)揚(yáng)程值吻合較好；揚(yáng)程的最大誤差為4.453%，效率的最大誤差為4.735%，揚(yáng)程誤差和效率誤差均小于5%，因此，本次所采用的數(shù)值計(jì)算方法能夠較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)余熱排出泵的外特性，具有較高的可信度。

2.1 葉輪內(nèi)部流場(chǎng)分析

圖7為不同流量工況下葉輪中截面速度流線圖?？梢钥闯觯煌髁抗r下，葉片背面的流速均大于工作面。大流量(1.2Qd)和設(shè)計(jì)流量工況下，葉輪各流道內(nèi)的流動(dòng)較規(guī)律，流體的相對(duì)速度基本沿葉片型線方向，只有部分流道內(nèi)有輕微的脫流現(xiàn)象。隨著流量的減小，葉片背面流動(dòng)分離加劇，當(dāng)流量減小至0.6Qd時(shí)流道內(nèi)開(kāi)始形成失速旋渦，并在葉輪出口產(chǎn)生與葉輪旋轉(zhuǎn)方向相反的軸向漩渦，隨著流量的減小，旋渦數(shù)量逐漸增加，尺寸不斷增大，以至堵塞部分流道。當(dāng)流量減小到0.4Qd時(shí)，多個(gè)流道同時(shí)出現(xiàn)了失速旋渦和軸向旋渦，且嚴(yán)重阻塞流道，在葉輪出口處具有明顯的射流-尾跡現(xiàn)象。

2.2 導(dǎo)葉內(nèi)部流場(chǎng)分析

圖8中，從大流量和設(shè)計(jì)流量工況下導(dǎo)葉流道內(nèi)速度分布規(guī)律基本一致，導(dǎo)葉進(jìn)口無(wú)流動(dòng)分離和回流現(xiàn)象產(chǎn)生，導(dǎo)葉部分流道的出口處存在分離渦；隨著流量的減小，導(dǎo)葉流道進(jìn)口處的部分流體開(kāi)始偏離主流方向，導(dǎo)葉各流道出口的流動(dòng)分離不斷加劇。當(dāng)流量降低至0.6Qd時(shí)，導(dǎo)葉各流道進(jìn)口均產(chǎn)生回流，且出口的分離旋渦尺寸擴(kuò)大，當(dāng)流量減小至0.4Qd，在流道的進(jìn)口處產(chǎn)生了失速旋渦，且出口處的流動(dòng)分離得到進(jìn)一步的發(fā)展，使流線變得十分紊亂，嚴(yán)重阻塞了流道。

圖7 不同流量工況下葉輪中截面速度流線圖Fig.7 The streamline of velocity on the middle section of the impeller at different flow rates

圖8 不同流量工況下導(dǎo)葉中截面速度流線圖Fig.8 The streamline of velocity on the middle section of the diffuser of at different flow rates

通過(guò)對(duì)多個(gè)工況下葉輪及導(dǎo)葉內(nèi)流動(dòng)情況的分析可知，大流量下及設(shè)計(jì)流量下其內(nèi)部流動(dòng)較規(guī)律，隨著流量的減小，葉輪和導(dǎo)葉流道內(nèi)相繼出現(xiàn)失速和流動(dòng)分離等不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象，這些不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象容易引起泵性能下降、噪聲、振動(dòng)等危害[14]，所以因盡量避免余熱排出泵在小流量工況下運(yùn)行。

3 壓力脈動(dòng)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

為研究余熱排出泵內(nèi)的壓力脈動(dòng)特性，在泵內(nèi)中截面上設(shè)置了8個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)并進(jìn)行非定常計(jì)算，為獲得較為穩(wěn)定的結(jié)果設(shè)置計(jì)算總時(shí)間為葉輪旋轉(zhuǎn)10個(gè)周期，并取最后一個(gè)周期內(nèi)的數(shù)據(jù)作壓力脈動(dòng)分析，監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布情況如圖9(a)所示。重點(diǎn)對(duì)葉輪出口P3，導(dǎo)葉出口P6，及蝸殼出口P8分析并對(duì)P8處設(shè)計(jì)工況下的壓力脈動(dòng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)以清水為介質(zhì)，由虛擬儀器采集系統(tǒng)獲得壓力脈動(dòng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，傳感器安裝位置如圖9(b)所示。

圖9 監(jiān)測(cè)點(diǎn)和壓力傳感器位置Fig.9 Location of monitoring points and pressure transmitter

為了直觀地反映壓力脈動(dòng)的幅度，以便進(jìn)行不同對(duì)象、不同位置間壓力脈動(dòng)大小的比較，現(xiàn)引入壓力脈動(dòng)系數(shù)這個(gè)參數(shù)，壓力脈動(dòng)系數(shù)公式[15]為

(1)

為了分析葉輪內(nèi)的壓力脈動(dòng)特性，選取葉輪旋轉(zhuǎn)第10個(gè)周期內(nèi)的壓力脈動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析，運(yùn)用快速傅里葉變換(FFT)計(jì)算得到不同流量下各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處處壓力脈動(dòng)的頻域圖。葉輪的轉(zhuǎn)速為n=1 490 r/min，因此，定義葉輪的轉(zhuǎn)動(dòng)頻率為fz=1 490/60 Hz=24.833 Hz，葉頻fb=124.165 Hz=5fz。

3.1 葉輪、導(dǎo)葉出口壓力脈動(dòng)

圖10(a)表明，在4種不同流量下葉輪出口處壓力脈動(dòng)的主要頻率均為7fz，等于導(dǎo)葉葉頻，這表明葉輪出口處監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力脈動(dòng)主要由轉(zhuǎn)頻決定，且受導(dǎo)葉的動(dòng)靜干涉作用影響較大；隨著流量的減小，葉輪出口壓力脈動(dòng)中的高頻成分逐漸減少，其脈動(dòng)強(qiáng)度逐漸降低，而低頻脈動(dòng)成分逐漸增多，其脈動(dòng)強(qiáng)度也逐漸增強(qiáng)。

圖10(b)顯示，當(dāng)流量降低至0.4Qd時(shí)，壓力脈動(dòng)的主頻為2fz，其余三種不同流量工況下的主頻均為葉頻fb，這說(shuō)明導(dǎo)葉出口處的壓力脈動(dòng)主要由葉頻決定；大流量工況下，導(dǎo)葉出口處壓力脈動(dòng)的次主頻為35fz，設(shè)計(jì)流量和0.6Qd工況下壓力脈動(dòng)的次主頻為15fz；當(dāng)流量降至0.4Qd時(shí)，次主頻則為葉頻fb。因此，導(dǎo)葉出口處壓力脈動(dòng)的主頻隨流量的降低逐漸向低頻區(qū)靠近；同時(shí)隨著流量的減小，高頻壓力脈動(dòng)成分逐漸減少，低頻壓力脈動(dòng)強(qiáng)度逐漸增強(qiáng)，越偏離設(shè)計(jì)流量，壓力脈動(dòng)強(qiáng)度越增強(qiáng)。

圖10 不同流量下葉輪、導(dǎo)葉出口壓力脈動(dòng)頻域圖Fig.10 Frequency domain comparison at the outlet of impeller,diffuser under multi-conditions

在設(shè)計(jì)流量下葉輪與導(dǎo)葉出口點(diǎn)的壓力脈動(dòng)系數(shù)幅值均達(dá)到最小，越往小流量點(diǎn)偏移，其幅值越大，說(shuō)明余熱排出泵在設(shè)計(jì)流量下運(yùn)行較安全，而在小流量工況下運(yùn)行時(shí)，內(nèi)部流動(dòng)十分不穩(wěn)定，由此引發(fā)的高幅壓力脈動(dòng)易對(duì)機(jī)組造成損壞。

3.2 蝸殼出口壓力脈動(dòng)

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，對(duì)設(shè)計(jì)流量下蝸殼出口P8的壓力脈動(dòng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)對(duì)比，如圖11所示。實(shí)驗(yàn)測(cè)得蝸殼出口管主頻頻率為5fz，由于采用頻率的原因模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果在高頻段稍有差別，但在低頻段兩者均采集得到了葉輪葉頻和轉(zhuǎn)頻處的頻率，結(jié)果基本吻合，說(shuō)明蝸殼內(nèi)的壓力脈動(dòng)主要由葉頻決定。因此，在余熱排出泵結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意分析水泵主要結(jié)構(gòu)的固有模態(tài)是否與轉(zhuǎn)頻、葉頻成整數(shù)倍，并避免共振的發(fā)生。

圖11 蝸殼出口壓力脈動(dòng)頻域圖Fig.11 Frequency domain of the monitoring point at the outlet of the volute

4 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)余熱排出泵水力樣機(jī)的內(nèi)部流動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究得到以下結(jié)論：

(1)在大流量和設(shè)計(jì)流量工況下，葉輪和導(dǎo)葉內(nèi)部流動(dòng)比較穩(wěn)定，小流量工況下，葉輪和導(dǎo)葉流道內(nèi)出現(xiàn)了失速旋渦和流動(dòng)分離等不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象，隨著流量的減小，其不穩(wěn)定程度加劇，嚴(yán)重影響泵的性能。

(2)各流量工況下，葉輪出口壓力脈動(dòng)主要由轉(zhuǎn)頻決定，為7fz，受導(dǎo)葉葉片數(shù)影響；蝸殼和導(dǎo)葉出口壓力脈動(dòng)主頻為5fz，主要由葉頻決定。

(3)葉輪和導(dǎo)葉出口壓力脈動(dòng)系數(shù)幅值隨流量的減小急劇增加，應(yīng)避免泵在小流量工況下運(yùn)行。

(4)壓力脈動(dòng)的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果在基本吻合，證明本文的數(shù)值計(jì)算具有一定的可靠性。

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Numerical and experimental study on flow instabilities in residual heat removal pumps

LU Rong, YUAN Jianping, ZHU Yuwen, FU Yanxia, ZHOU Banglun

(National Research Center of Pumps，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China)

In order to investigate the flow characteristics of residual heat removal pumps under multi conditions，three-dimensional unsteady numerical simulations were conducted by using the SST turbulence model in ANSYS CFX．The performance, inner flow fields, and pressure fluctuation of the residual heat removal pumps under multi conditions was obtained and compared with experimental results．The results show that：the inner flow keep regular under 1.2Qdand 1.0Qd．However，with the decrease of the flow rate，the stall vortex generates near the suction side at the impeller and diffuser inlet associated with the onset of varying degrees of flow separation in the flow channels，which is intensified toward the outlet．The main frequency of pressure fluctuation at the outlet of the impeller affected by the number of vanes is 7fz．The main frequencies at the outlet of both the diffuser and volute is 5fz，which are the blade passing frequency．The amplitudes of fluctuating pressure coefficient in all the monitoring points reach its minimum value under design condition，which increase gradually with the decrease of flow rate．It is concluded that the flow instabilities inside the pump occurs under small flow rate condition．

residual heat removal pump；pressure fluctuation；flow separation；numerical simulation；experiment

國(guó)家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2011BAF14B04)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51349004)；江蘇高校自然科學(xué)研究項(xiàng)目(09KJB570001)

2015-07-14 修改稿收到日期：2015-12-01

陸榮 男，碩士生，1990年生

袁建平 男，研究員，博士生導(dǎo)師，1970年生

TH212；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.24.006