王超越 王福軍,2

(1.中國農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木工程學(xué)院， 北京 100083；2.北京市供水管網(wǎng)系統(tǒng)安全與節(jié)能工程技術(shù)研究中心， 北京 100083)

離心泵瞬態(tài)模擬中滑移界面形狀和位置研究

王超越1王福軍1,2

(1.中國農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木工程學(xué)院， 北京 100083；2.北京市供水管網(wǎng)系統(tǒng)安全與節(jié)能工程技術(shù)研究中心， 北京 100083)

滑移網(wǎng)格法是分析離心泵瞬態(tài)流場的最主要方法，其中滑移界面形狀和位置的選取方式對(duì)流場計(jì)算結(jié)果有直接影響，而目前對(duì)如何選取離心泵滑移界面并無統(tǒng)一的看法。以一臺(tái)離心泵為研究對(duì)象，采用5種不同的滑移界面方案分別對(duì)水泵流場進(jìn)行瞬態(tài)模擬，對(duì)比不同工況下的外特性、基本流態(tài)和隔舌處壓力脈動(dòng)特性等。研究表明，方案I(緊貼葉輪的短一字形滑移界面)和方案Ⅴ(環(huán)繞葉輪的倒U字形滑移界面)的水泵效率平均計(jì)算誤差均在1%左右，且兩者在軸面流態(tài)和蝸殼進(jìn)口的速度分布上均與實(shí)際情況吻合良好，而方案Ⅴ更能突出泵腔流體流速的梯度變化，且在隔舌處的壓力脈動(dòng)特性方面最符合已有研究結(jié)果。方案Ⅲ(緊貼葉輪的長一字形滑移界面)和方案Ⅳ(緊貼基圓的長一字形滑移界面)均將整個(gè)泵腔設(shè)為旋轉(zhuǎn)域，水泵效率計(jì)算誤差達(dá)5.2%和9.2%，且兩者的軸面流態(tài)也明顯有悖于已有研究結(jié)論。方案Ⅳ和方案Ⅱ(緊貼基圓的短一字形滑移界面)均將旋轉(zhuǎn)域緊貼隔舌，導(dǎo)致隔舌對(duì)液流的切割作用被放大，表現(xiàn)為隔舌處的進(jìn)口流速嚴(yán)重下降。綜合分析表明，直接將泵腔設(shè)為旋轉(zhuǎn)域和將滑移界面緊貼隔舌的做法均會(huì)使模擬結(jié)果有較大偏差，推薦將滑移界面取為環(huán)繞葉輪的倒U字形，該方式能在保證模擬精度的同時(shí)反映最真實(shí)的流動(dòng)特性。

離心泵； 滑移網(wǎng)格法； 滑移界面； 瞬態(tài)分析

引言

對(duì)于葉輪機(jī)械內(nèi)部旋轉(zhuǎn)流場的模擬而言，最常用的方法有多參考坐標(biāo)系法(Multiple reference frame，MRF)、滑移網(wǎng)格法(Sliding mesh method，SMM)和動(dòng)態(tài)網(wǎng)格法(Dynamic mesh method，DMM)等。其中，MRF是一種適于穩(wěn)態(tài)模擬的近似解法，而SMM和DMM則常用于瞬態(tài)模擬[1-2]。離心泵內(nèi)的流動(dòng)是一種復(fù)雜的三維湍流流動(dòng)，具有瞬態(tài)性、強(qiáng)旋轉(zhuǎn)性和脈動(dòng)性等特點(diǎn)[3-4]，故更適合以瞬態(tài)方法進(jìn)行模擬。其中，DMM最接近于真實(shí)物理流動(dòng)，但在迭代時(shí)需要不斷重新劃分網(wǎng)格以適應(yīng)計(jì)算需求，故所需儲(chǔ)存空間較大、計(jì)算耗時(shí)較長，且容易產(chǎn)生負(fù)體積網(wǎng)格和求解發(fā)散；SMM在計(jì)算時(shí)，旋轉(zhuǎn)域和靜止域產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，但保持交界面通量一致，具有設(shè)置簡便、求解速度和穩(wěn)定性良好的特點(diǎn)[5-6]。且有研究表明，在迭代穩(wěn)定后，SMM與DMM的運(yùn)算結(jié)果趨于一致[7]，故SMM在工程應(yīng)用中仍是優(yōu)先采用的高精度方法。

滑移界面是連接旋轉(zhuǎn)域和靜止域的交界面，理論上只要設(shè)置在動(dòng)靜2個(gè)計(jì)算域之間即可。目前在旋轉(zhuǎn)機(jī)械的研究中，軸流式風(fēng)機(jī)常將滑移界面取為較大于葉輪尺寸的圓柱面以保證風(fēng)速穩(wěn)定[8]；螺旋槳常將滑移界面取為略大于轉(zhuǎn)輪直徑的圓柱面[9]；離心式壓氣機(jī)常將滑移界面取為緊貼葉輪出口的環(huán)面[10]；水輪機(jī)常將滑移界面取為位于葉片進(jìn)口和導(dǎo)葉出口中間的環(huán)面[11-12]。而對(duì)于離心泵而言，研究中通常將滑移界面取為葉輪出口環(huán)面，而對(duì)于該做法及其它選取方式的合理性分析則很少考慮。本文以一臺(tái)離心泵為研究對(duì)象，采用5種不同的滑移界面的選取方式，并對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，旨在揭示滑移界面的選取方式對(duì)離心泵計(jì)算結(jié)果的影響。

1 滑移界面的選取方式

離心泵的計(jì)算域由吸入段、葉輪、泵腔、蝸殼和壓出段組成。水流由吸入段進(jìn)入泵內(nèi)，經(jīng)葉輪做功后進(jìn)入蝸殼并被壓出，同時(shí)部分水流積在泵腔內(nèi)。在數(shù)值模擬時(shí)，對(duì)于滑移界面的選取，王文全等[13]在研究垂直葉片葉輪攪拌器時(shí)指出，滑移界面應(yīng)取在定子部件和轉(zhuǎn)子部件間靠近轉(zhuǎn)子部件1/8～1/4處。而在本研究中，根據(jù)水泵的流動(dòng)特點(diǎn)，參考其它旋轉(zhuǎn)機(jī)械的處理方式，選取5種不同形式的滑移界面，其形狀和位置如表1和圖1所示。其中，淡藍(lán)色區(qū)域表示靜止域，黃色區(qū)域表示旋轉(zhuǎn)域，紅色線表示滑移界面，深藍(lán)色線表示蝸殼基圓。

圖1 滑移界面位置圖Fig.1 Position schematics of sliding mesh interface

方案Ⅰ方案Ⅱ方案Ⅲ方案Ⅳ方案Ⅴ旋轉(zhuǎn)域葉輪葉輪葉輪+泵腔葉輪+泵腔葉輪+部分泵腔靜止域蝸殼+泵腔蝸殼+泵腔蝸殼蝸殼蝸殼+剩余泵腔界面位置緊貼葉輪出口的間斷圓環(huán)面緊貼蝸殼基圓的連續(xù)圓環(huán)面緊貼葉輪出口的分立圓環(huán)面緊貼蝸殼基圓的連續(xù)圓環(huán)面環(huán)繞葉輪且基本沿泵腔中線的不規(guī)則環(huán)面軸面形狀緊貼葉輪的短一字形緊貼基圓的短一字形緊貼葉輪的長一字形緊貼基圓的長一字形環(huán)繞葉輪的倒U字形

2 計(jì)算模型

2.1 湍流模型及近壁區(qū)處理模式

離心泵內(nèi)的流動(dòng)屬于不可壓縮三維湍流流動(dòng)，對(duì)這種流動(dòng)的數(shù)值計(jì)算常采用計(jì)算效率較高的雷諾時(shí)均法。離心泵內(nèi)的主流區(qū)一般處于高雷諾數(shù)的湍流狀態(tài)，本研究中采用SSTk-ω模型，因其不僅能模擬強(qiáng)旋流，而且還提高了對(duì)逆壓梯度的靈敏程度，降低了對(duì)近壁區(qū)的計(jì)算難度，相對(duì)k-ε模型更加精確、穩(wěn)定[14]。該模型的湍動(dòng)能k和比耗散率ω的輸運(yùn)方程表達(dá)式[8,15]為

(1)

式中ρ——液體密度uj——速度xj——x方向矢量t——時(shí)間pk、pω——壓力Re——雷諾數(shù)μ、μT——粘性系數(shù)F1——加權(quán)常數(shù)M∞、β′、β、σk、σω2——封閉常數(shù)

對(duì)于近壁區(qū)的處理模式，k-ε類模型常用的是計(jì)算代價(jià)較小的壁面函數(shù)法，而SSTk-ω模型則利用混合函數(shù)在近壁區(qū)使用較為精確的k-ω模型，在自由流區(qū)采用k-ε模型。故對(duì)于k-ω類模型而言，近壁區(qū)的處理主要通過網(wǎng)格劃分時(shí)控制合理的y+值來實(shí)現(xiàn)，目的是保證在近壁區(qū)模擬時(shí)有足夠的計(jì)算節(jié)點(diǎn)[14-15]。

2.2 網(wǎng)格劃分與y+的選擇

由于離心泵的計(jì)算域較多、幾何形狀復(fù)雜，故本文采用對(duì)邊界適應(yīng)性較好的四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。網(wǎng)格劃分時(shí)考慮葉片的邊界層處理，并對(duì)復(fù)雜幾何區(qū)域進(jìn)行局部加密處理。另外，為給后續(xù)研究提供可靠的結(jié)果，取細(xì)化比為1.3的4套網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢查，各套網(wǎng)格依次記為M1、M2、M3和M4，且網(wǎng)格無關(guān)性檢查結(jié)果如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性檢查結(jié)果Fig.2 Result of grid-independent verification

4套網(wǎng)格計(jì)算耗時(shí)依次為39、103、270、461 min?？紤]到網(wǎng)格過于稀疏會(huì)使重要幾何特征失真、網(wǎng)格過于稠密會(huì)增加計(jì)算耗時(shí)和存儲(chǔ)空間，故本文中取網(wǎng)格M3進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。另外，為較好地適應(yīng)近壁區(qū)的流動(dòng)特點(diǎn)，網(wǎng)格劃分時(shí)還需考慮y+值的選擇。由于y+值只有在計(jì)算完成后才能獲取，故本研究中將計(jì)算與網(wǎng)格劃分迭代進(jìn)行，最終保證y+值在合理的范圍內(nèi)。

2.3 其他計(jì)算參數(shù)設(shè)置

本研究中所有數(shù)值計(jì)算工作均為瞬態(tài)模擬，滑移網(wǎng)格法采用瞬態(tài)轉(zhuǎn)子-定子耦合格式[16]，設(shè)置時(shí)間步長為2.299×10-4s，即每個(gè)時(shí)間步內(nèi)葉輪旋轉(zhuǎn)4°；對(duì)于離散格式而言，對(duì)流項(xiàng)和湍流數(shù)值項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式，瞬態(tài)項(xiàng)采用二階向后差分格式；對(duì)于邊界條件而言，進(jìn)口邊界條件采用質(zhì)量流量進(jìn)口，出口邊界條件采用靜壓出口，且各固體壁面均按照設(shè)計(jì)圖紙進(jìn)行表面粗糙度設(shè)置；對(duì)于計(jì)算方法而言，研究中采用全隱式耦合求解技術(shù)；對(duì)于收斂標(biāo)準(zhǔn)而言，收斂殘差標(biāo)準(zhǔn)為1.0×10-4，且設(shè)置揚(yáng)程監(jiān)測項(xiàng)。

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

本文的計(jì)算模型是一臺(tái)IS65-50-160型的單級(jí)單吸清水離心泵，其設(shè)計(jì)流量為25 m3/h、設(shè)計(jì)揚(yáng)程為32 m、轉(zhuǎn)速為2 900 r/min、比轉(zhuǎn)數(shù)為65.6、軸功率為3.71 kW、效率為65%、葉輪出口直徑為161 mm、葉片數(shù)為6。在對(duì)5種不同滑移界面的選取方案分別進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算后，從外特性、流態(tài)和壓力脈動(dòng)特性等幾方面對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行分析。

3.1 水泵外特性

在水泵的外特性計(jì)算時(shí)需要對(duì)容積效率和機(jī)械效率進(jìn)行估計(jì)，本文參照文獻(xiàn)[17]進(jìn)行計(jì)算。在對(duì)各方案進(jìn)行瞬態(tài)模擬后，選取穩(wěn)定后的2個(gè)旋轉(zhuǎn)周期對(duì)揚(yáng)程和軸功率等參數(shù)進(jìn)行時(shí)均化處理，各方案下的流量-揚(yáng)程曲線和流量-效率曲線如圖3所示。

分析圖3的性能曲線可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于揚(yáng)程曲線而言，方案Ⅰ的模擬結(jié)果與試驗(yàn)值差別較小，平均誤差在1%左右；方案Ⅱ、方案Ⅲ和方案Ⅴ的模擬結(jié)果基本一致，與試驗(yàn)值的平均誤差在3%左右；方案Ⅳ的模擬結(jié)果與試驗(yàn)值差別最大，平均誤差在6%左右。對(duì)于效率曲線而言，方案Ⅰ、方案Ⅱ和方案Ⅴ的模擬結(jié)果基本一致，與試驗(yàn)值的平均誤差在1%左右；方案Ⅲ和方案Ⅳ的模擬結(jié)果則與試驗(yàn)值有很大差別，平均誤差為5.2%和9.2%。綜合來看，考慮到工程中的精度要求和對(duì)效率點(diǎn)的關(guān)心程度，方案Ⅰ、方案Ⅱ和方案Ⅴ的模擬結(jié)果均在合理范圍內(nèi)，但方案Ⅲ和方案Ⅳ則與試驗(yàn)值有較大差異，特別是方案Ⅳ，表現(xiàn)為揚(yáng)程偏高、軸功率偏低和效率偏高的不合理結(jié)果，對(duì)其原因，將在流態(tài)分析中予以闡述。

3.2 泵腔內(nèi)流態(tài)

以下均取最優(yōu)工況的模擬結(jié)果進(jìn)行分析?？紤]到前蓋板泵腔與后蓋板泵腔流態(tài)是類似的，故選擇后蓋板腔體進(jìn)行分析。圖4給出了5種方案中后蓋板腔體域在Z=42 mm、Z=46 mm、Z=50 mm和Z=54 mm處(Z表示切平面的軸向位置)切平面內(nèi)相對(duì)速度分布，且Z=42 mm切平面緊貼后蓋板壁面。從圖4中可以看出，在方案Ⅰ和方案Ⅱ中，腔體域?yàn)殪o止域且后蓋板壁面為旋轉(zhuǎn)壁面，故Z=42 mm處的剪切速度較大，且剪切流動(dòng)隨著軸向距離的增大而有所減弱；在方案Ⅲ和方案Ⅳ中，腔體域?yàn)樾D(zhuǎn)域且后蓋板壁面為旋轉(zhuǎn)壁面，但此時(shí)各軸向切面的相對(duì)速度很低，即剪切流動(dòng)很弱，特別是方案Ⅳ在Z=42 mm處的速度分布。這一模擬結(jié)果明顯有悖于基本的流動(dòng)原理，故會(huì)使得正常的圓盤摩擦損失大大降低，因而導(dǎo)致方案Ⅲ和方案Ⅳ的扭矩明顯減小、效率明顯增高的不合理結(jié)果；在方案Ⅴ中，后蓋板腔體部分處于靜止域、部分處于旋轉(zhuǎn)域，故在滑移界面附近的Z=46 mm處才出現(xiàn)較強(qiáng)的剪切流動(dòng)。根據(jù)水流的粘附特性可知，剪切速度最強(qiáng)的分布并不應(yīng)出現(xiàn)在后蓋板壁面，而應(yīng)出現(xiàn)在邊界層之外，即方案Ⅴ的滑移界面取法更能反映真實(shí)的物理流動(dòng)、突出流速的梯度變化。

3.3 滑移界面附近的流態(tài)

圖5給出了各方案下在t=0.206 9 s(即旋轉(zhuǎn)10周)時(shí)水泵軸面視圖中的流線分布，該圖最能直觀地表達(dá)滑移界面附近的流態(tài)。從圖中可以看出，對(duì)于方案Ⅰ而言，葉輪出口處和前后蓋板近壁區(qū)的流速較大，而前后泵腔及其壁面的流速較??；泵腔內(nèi)的軸面流線相對(duì)光順且在后腔的拐角處有明顯的死水區(qū)；蝸殼斷面中有典型的對(duì)渦狀二次流動(dòng)。對(duì)于方案Ⅱ和方案Ⅴ而言，2種方案的流速和流線分布狀況與方案Ⅰ幾乎一致。對(duì)于方案Ⅲ和方案Ⅳ而言，葉輪出口處、前后蓋板近壁區(qū)、前后泵腔及其壁面處流速均很大；泵腔內(nèi)的流態(tài)改變明顯，拐角處無明顯的渦流；蝸殼斷面中對(duì)渦狀二次流消失，只有一個(gè)較大的漩渦。根據(jù)以上的分析可以發(fā)現(xiàn)，方案I、方案Ⅱ和方案Ⅴ的模擬結(jié)果基本一致且符合以往的研究結(jié)論[18]，但方案Ⅲ和方案Ⅳ的模擬結(jié)果則明顯有悖于基本的流動(dòng)規(guī)律，如后腔體壁面處流速較大、蝸殼斷面中只有一個(gè)較大的漩渦等。經(jīng)以上分析可說明，將葉輪與泵腔直接設(shè)為旋轉(zhuǎn)域，即采用長一字形的滑移界面是不合理的，這一方案會(huì)導(dǎo)致模擬結(jié)果出現(xiàn)很大的誤差。

3.4 蝸殼基圓上的速度分布

蝸殼基圓也稱為蝸殼進(jìn)口，其流態(tài)會(huì)直接影響整個(gè)壓水流道內(nèi)的流動(dòng)。本文在蝸殼基圓的8個(gè)標(biāo)準(zhǔn)斷面上均勻布置8個(gè)測點(diǎn)以監(jiān)測進(jìn)口處的速度分布，同時(shí)在隔舌處增加一個(gè)附加測點(diǎn)，測點(diǎn)布置情況如圖6所示。各測點(diǎn)處的監(jiān)測值為絕對(duì)速度的時(shí)均值，且各方案下進(jìn)口圓周上的速度分布曲線如圖7所示。

分析速度分布曲線可以發(fā)現(xiàn)，在蝸殼的第1斷面至第8斷面的進(jìn)口圓周上，各方案下的進(jìn)口速度平均值差別不大，液流基本均勻地進(jìn)入蝸殼流道。但在測點(diǎn)1和測點(diǎn)2的區(qū)間段內(nèi)，即液流經(jīng)過隔舌區(qū)域時(shí)，各方案的模擬結(jié)果有明顯區(qū)別。液流在經(jīng)過隔舌時(shí)，由于隔舌對(duì)液流的切割作用會(huì)導(dǎo)致這一區(qū)域的流態(tài)相對(duì)復(fù)雜，且液流速度會(huì)有所下降。其中，方案Ⅰ、方案Ⅲ和方案Ⅴ的流速下降幅度基本一致，但由于方案Ⅱ和Ⅳ的滑移界面選在測點(diǎn)所在圓周，即旋轉(zhuǎn)域已逼近隔舌，故會(huì)在一定程度上放大隔舌的切割作用，在曲線圖上表現(xiàn)為測點(diǎn)1、2間流速大幅度下降，這會(huì)影響對(duì)蝸殼進(jìn)口及蝸殼流道內(nèi)流態(tài)的準(zhǔn)確模擬。通過以上分析可以看出，將滑移界面直接取在蝸殼進(jìn)口的做法是不合理的。

3.5 隔舌處的壓力脈動(dòng)特性

壓力脈動(dòng)特性是水泵性能的重要指標(biāo)，而隔舌處的脈動(dòng)特性則最具代表性。在本文中，壓力脈動(dòng)的幅值以壓力系數(shù)的形式表示，且壓力系數(shù)定義為

圖4 后蓋板腔體域內(nèi)的速度分布Fig.4 Velocity distributions in domain of hub cavity

圖5 泵內(nèi)軸面流線圖Fig.5 Streamlines in meridian plane

圖8 隔舌處壓力脈動(dòng)特性Fig.8 Pressure fluctuation characteristics of volute tongue

圖6 蝸殼圓周測點(diǎn)布置Fig.6 Circumferential measuring points arrangement of volute

圖7 蝸殼基圓上的速度分布Fig.7 Inlet velocity distribution of volute

(2)

又知本文研究對(duì)象的轉(zhuǎn)速為2 900 r/min、葉片數(shù)為6，故其軸頻和葉頻分別為48.3 Hz和290 Hz。

圖8為不同方案下隔舌處壓力脈動(dòng)時(shí)域圖和頻域圖。從圖中可以看出，各方案的主頻均為葉頻及其倍頻，且葉頻振幅依次為0.018 93、0.018 01、0.018 46、0.023 16和0.016 68，而主頻基本都在4倍葉頻以內(nèi)；對(duì)于方案Ⅱ和Ⅳ而言，其2、3倍葉頻都明顯降低，基本在0.005～0.007的范圍內(nèi)；對(duì)于方案Ⅲ和方案Ⅳ而言，除葉頻及其倍頻外，小于葉頻的低頻振動(dòng)明顯出現(xiàn)，特別是方案Ⅳ，已出現(xiàn)突出的低頻寬帶，最高幅值達(dá)到0.01。根據(jù)文獻(xiàn)[19-20]可以發(fā)現(xiàn)，由于數(shù)值模擬時(shí)沒有現(xiàn)場干擾源，且研究對(duì)象也不具有主背葉片干涉的條件，故頻域圖中出現(xiàn)明顯的低頻脈動(dòng)是不合理的，這應(yīng)是旋轉(zhuǎn)域緊靠隔舌的緣故。另外，葉頻及其倍頻的幅值應(yīng)是逐漸降低的，即方案Ⅴ的模擬結(jié)果是最合理的。

4 結(jié)論

(1)在離心泵流動(dòng)的數(shù)值模擬中，不同的滑移界面的選取方式對(duì)模擬結(jié)果會(huì)產(chǎn)生較大的影響。

(2)對(duì)于緊貼葉輪的短一字形滑移界面(方案Ⅰ)和環(huán)繞葉輪的倒U字形滑移界面(方案Ⅴ)而言，2種方案的水泵效率模擬結(jié)果的平均誤差均在1%左右，精度相當(dāng)；在滑移界面附近的流態(tài)和蝸殼進(jìn)口的速度分布等方面均符合已有研究認(rèn)知；而方案Ⅴ在泵腔的相對(duì)速度分布中表現(xiàn)為最強(qiáng)剪切流動(dòng)出現(xiàn)在邊界層之外，在理論上更符合真實(shí)的物理流動(dòng)，且在隔舌處的壓力脈動(dòng)特性也更符合相關(guān)的模擬和試驗(yàn)研究。

(3)對(duì)于緊貼葉輪的長一字形滑移界面(方案Ⅲ)和緊貼基圓的長一字形滑移界面(方案Ⅳ)而言，2種方案在外特性方面均表現(xiàn)為軸功率偏低、效率偏高的不合理結(jié)果，這是由于兩者均將泵腔設(shè)為旋轉(zhuǎn)域，人為導(dǎo)致流體相對(duì)運(yùn)動(dòng)程度減小、圓盤摩擦損失的模擬值大大降低，且導(dǎo)致滑移界面附近的流態(tài)不符合以往的研究規(guī)律，如后腔體壁面速度很大、蝸殼斷面無對(duì)渦狀二次流等。

(4)對(duì)于緊貼基圓的短一字形滑移界面(方案Ⅱ)和緊貼基圓的長一字形滑移界面(方案Ⅳ)而言，2種方案在蝸殼進(jìn)口的速度分布上存在不合理之處，表現(xiàn)為液流經(jīng)過隔舌時(shí)速度嚴(yán)重下降，其原因應(yīng)是旋轉(zhuǎn)域因緊貼隔舌而導(dǎo)致隔舌對(duì)液流的切割作用被放大。另外，方案Ⅳ在隔舌處壓力脈動(dòng)特性方面表現(xiàn)為出現(xiàn)較強(qiáng)的低頻脈動(dòng)，這也與已有研究結(jié)論相悖。

(5)在滑移界面選取時(shí)，直接將泵腔設(shè)為旋轉(zhuǎn)域和將滑移界面緊貼隔舌的做法均不可取，這樣會(huì)使模擬結(jié)果有較大程度的偏差。綜合來看，推薦方案Ⅴ作為滑移界面的選取方案，即將滑移界面取為環(huán)繞葉輪的倒U字形，因?yàn)樵摲桨缸钅茉诒ＷC模擬精度的同時(shí)突出泵腔內(nèi)流速的梯度變化、體現(xiàn)真實(shí)的物理流動(dòng)。

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Shape and Position of Sliding Interface for Transient Flow Simulation of Centrifugal Pump

WANG Chaoyue1WANG Fujun1,2

(1.CollegeofWaterResourcesandCivilEngineering,ChinaAgriculturalUniversity,Beijing100083,China2.BeijingEngineeringResearchCenterofSafetyandEnergySavingTechnologyforWaterSupplyNetworkSystem,Beijing100083,China)

Sliding mesh method is one of the most important methods for analyzing transient rotor-stator coupling of centrifugal pump. The shape and position of sliding mesh interface have direct impacts on the calculation results of transient flow field. However, until now there was no uniform view on how to select the sliding mesh interface. A centrifugal pump was taken as study object. Five different sliding mesh interface schemes were used to simulate the transient flow field. Results showed that the average simulation errors of pump efficiencies for scheme I (i.e., the short line-shaped interface close to impeller outlet) and scheme V (i.e., the inverted U-shaped interface surrounding impeller) were both about 1%. The streamlines in meridian plane and velocities in volute inlet for both schemes were in line with existed experimental results. Specially, the scheme V can give more reasonable gradient of velocity in pump chamber, and gain right results of pressure fluctuation in tongue area. Both scheme Ⅲ (i.e., the long line-shaped interface close to impeller outlet) and scheme Ⅳ (i.e., the long line-shaped interface close to base circle of spiral casing) set the pump chamber to a rotating domain, and gave the simulation errors of pump efficiency as 5.2% and 9.2%, respectively, which also resulted in incorrect streamlines in meridian plane. Both scheme Ⅳ and scheme Ⅱ (i.e., the short line-shaped interface close to base circle of volute casing) set the rotating domain close to tongue, and caused shearing action of tongue to be enlarged. The inlet velocities in tongue area were decreased seriously. In summary, the schemes that made the entire pump chamber into rotating domain or made the interface close to the tongue would make the simulation results unreasonable. The scheme taking the inverted U-shaped interface surrounding impeller as interface was suggested. This scheme can guarantee the simulation accuracy and reflect the real characteristics of the flow field.

centrifugal pump; sliding mesh method; sliding interface; transient analysis

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.01.011

2016-09-22

2016-11-15

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51321001、51139007)和“十二五”國家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2015BAD20B01)

王超越(1993—)，男，博士生，主要從事水動(dòng)力學(xué)與水力機(jī)械研究，E-mail： 1209080407@cau.edu.cn

王福軍(1964—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事水動(dòng)力學(xué)與水力機(jī)械研究，E-mail： wangfj@cau.edu.cn

TH311

A

1000-1298(2017)01-0081-08