岳彬，李濤，張一鳴，顧玉華

（北京航空工程技術(shù)研究中心，北京 100076）

引言

隨著工農(nóng)業(yè)的發(fā)展，石油、化工及水力電力等行業(yè)對具有優(yōu)良進口性能的離心泵的需求與日俱增。泵[1]在運轉(zhuǎn)中，若其過流部分的局部區(qū)域因為某種原因，當抽送的液體絕對壓力降到當時溫度的汽化壓力時，液體就會在該處開始汽化，形成氣泡。這些氣泡隨液體向前流動，到某高壓處時，則氣泡會在該區(qū)破滅。如果氣泡的破滅發(fā)生在壁面附近，就會出現(xiàn)水擊現(xiàn)象,隨著頻率很高的局部水擊，經(jīng)過一定時間之后就會對過流部件的表面造成破壞。這種產(chǎn)生氣泡和氣泡破裂使過流部件遭到破壞的過程就是泵的汽蝕。

汽蝕破壞是引起離心泵故障的主要原因之一，如何提高離心泵的汽蝕性能是流體機械泵研究領(lǐng)域的一個重要研究方向。一般泵汽蝕發(fā)源地是泵的葉輪進口處，所以要根治汽蝕必須防止在葉輪進口產(chǎn)生氣泡。衡量泵抗汽蝕性能好壞的一個重要指標是汽蝕余量。泵汽蝕余量的物理意義表示液體在泵進口部分壓力下降的程度。若泵的汽蝕余量低，則該泵的抗汽蝕性能好，反之則抗汽蝕性能差。

在泵進口加置誘導輪[2-6]是提高泵抗汽蝕性能的主要方法之一。與其它改善泵抗汽蝕性能諸多措施相比，加置誘導輪的優(yōu)勢在于結(jié)構(gòu)簡單、易于制造安裝，造價較低、通用性強、維修更換方便，更適用于整個泵機組的改造。由于工作環(huán)境及泵本身性能的限制，很多情況下需要在離心泵前加裝誘導輪來滿足使用要求。

1 研究對象及數(shù)值模擬

1.1 研究對象

本文主要針對XX型加油車用某型自吸離心泵進行數(shù)值仿真計算[7,8]研究，該泵主要由殼體、葉輪、齒輪箱等零部件組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示。主要針對該泵在高原高寒下的水力性能和汽蝕性能展開研究。高原海拔為4 500 m，最低運行溫度為-40 ℃，首先，泵組輸送的介質(zhì)為3號噴氣燃料，其物理性質(zhì)如表1所示，其粘度相比于常溫常壓下的水較大，導致泵組在工作過程中摩擦損失較大，因此需對該介質(zhì)下泵的性能展開數(shù)值計算研究；其次由于泵組要在高海拔下安全運行，并且需要保證一定的吸深高度，因此該泵需要非常好的汽蝕性能，一般泵組在設(shè)計時會通過水力設(shè)計兼顧汽蝕性能，但對于高要求的汽蝕性能的泵組，一般常采用前置誘導輪來大幅提高泵組的抗汽蝕能力，以達到特定的工況需求。

泵總裝結(jié)構(gòu)總裝圖如圖1所示，圖1（a）是無誘導輪的離心泵總裝，分別為葉輪、蝸殼和分離腔組成，圖1（b）是誘導輪的離心泵總裝，在圖1（a）的基礎(chǔ)上進口位置增加誘導輪。

下面具體給出泵的具體運行參數(shù)和葉輪的基本參數(shù)，表2為離心泵的幾何參數(shù)和額定工況點。

1.2 數(shù)值模擬

數(shù)值仿真計算的網(wǎng)格建立和劃分按照實際模型進行，本文研究對象結(jié)構(gòu)較為復雜，其中誘導輪和葉輪同軸旋轉(zhuǎn)，而進口引水管運行時存在進口管與誘導輪、葉輪與蝸殼間的動靜干擾問題?？紤]流動的復雜性，選取從進口引水管到出水引水管的360 °全流道進行計算。此外，為了避免內(nèi)部流場對進出口邊界有影響，對進出口管段延伸，長度約為10倍進出口管道直徑。建模模型分為進口段、葉輪旋轉(zhuǎn)域和蝸殼及分離腔靜止域三部分，如圖2（a）所示，對葉輪區(qū)域進行網(wǎng)格劃分；如圖2（b）所示, 蝸殼和分離器網(wǎng)格劃分結(jié)構(gòu)。

表1 3號噴氣燃料的基本物理參數(shù)

圖1 離心泵三維幾何模型

表2 離心泵的幾何參數(shù)和設(shè)計工況點

圖2 離心泵網(wǎng)格劃分

采用ANSYS CFX對離心風機的三維流場進行求解，通過求解雷諾時均Navier-Stokes方程進行模擬。離心泵介質(zhì)（水或油）為不可壓縮穩(wěn)態(tài)流動，忽略重力和溫度對流場的影響，離心泵流動基本上都是紊流狀態(tài)，湍流模型采用RNG k-ε模型，壓力速度耦合方程采用SIMPLEC算法，設(shè)置進口邊界條件為壓力進口，出口邊界條件設(shè)置為質(zhì)量流量，葉輪與進口及蝸殼間交界面設(shè)置成動靜交界面，靜止域和轉(zhuǎn)動域采用凍結(jié)轉(zhuǎn)子法連接。所有固體壁面均為無滑移、絕熱壁面，收斂精度設(shè)為1×10-5?？栈g模擬計算以穩(wěn)態(tài)計算結(jié)果作為計算的初始條件，收斂精度與穩(wěn)態(tài)一致。設(shè)置如圖3所示。

為了獲得泵的汽蝕余量，通過改變進口壓力使離心泵發(fā)生空化，記錄不同吸水室壓力下的泵汽蝕性能。

為后續(xù)全面展開離心泵在不同環(huán)境下3號噴氣燃料介質(zhì)使用工況下的仿真計算，需首先驗證仿真的準確性，該泵（帶誘導輪）在水力試驗臺進行過常溫水質(zhì)下的試驗，對其進行仿真計算并和試驗數(shù)據(jù)進行比對，以驗證仿真計算的可靠性，為離心泵的設(shè)計優(yōu)化和工程應用提供一定的參考價值。邊界條件設(shè)置如表3所示。

通過上述的方法對自吸離心泵進行仿真計算，通過仿真計算結(jié)果可以得出泵組的外特性曲線，如圖4所示，泵外特性的數(shù)值計算和試驗對比結(jié)果可以看出，數(shù)值計算的結(jié)果較試驗偏高，由于數(shù)值計算中忽略了前后蓋板間隙等流動損失，造成計算結(jié)果數(shù)值偏大，在額定工況點Q=100 m3/h時其誤差約為7 %，但其趨勢在全流量基本保持一致，數(shù)值仿真計算結(jié)果可以為葉輪優(yōu)化設(shè)計和工程應用提供一定的參考。

2 離心泵在噴氣燃料介質(zhì)下性能模擬計算分析

對離心泵誘導輪下進行數(shù)值仿真計算，分別對介質(zhì)為20 ℃和-40 ℃下的3號噴氣燃料進行計算。

2.1 無誘導輪離心泵在不同環(huán)境下的仿真計算

圖5給出了單葉輪分別在葉片數(shù)7、葉片數(shù)9和葉片數(shù)11下的外特性曲線。

圖3 計算模型前處理設(shè)置

表3 整機去濾芯試驗測試和仿真計算對比

圖4 泵的性能預測與試驗值對比

圖5 不同環(huán)境下泵在3號噴氣燃料下的外特性曲線

根據(jù)仿真計算結(jié)果，圖5為不同環(huán)境下泵在3號噴氣燃料下的外特性曲線，得出泵組的外特性曲線，和圖4水介質(zhì)的外特性對比，泵外特性的數(shù)值計算和試驗對比結(jié)果可以看出，水介質(zhì)和3號噴氣燃料介質(zhì)的壓力-流量性能曲線趨勢一致，可以看出介質(zhì)的變化會影響泵的壓升，而不會改變泵的性能，類似于泵的相似換算，后期可以針對不同的介質(zhì)進行研究，總結(jié)相應的規(guī)律。

隨著環(huán)境溫度的降低，介質(zhì)的粘度會隨溫度的降低而增大，當介質(zhì)粘度增大，會造成揚程降低，這是因為運動粘度增大，在流動過程中介質(zhì)和葉輪的摩擦力增大，因此造成揚程降低，在額定工況Q=100 m3/h時，泵在-40 ℃環(huán)境下工作較在20 ℃環(huán)境下其表壓降低了4.13 %，說明粘度對泵組性能的影響較大，在高寒環(huán)境下進行工作時，為滿足特定需求需要適當?shù)奶岣弑媒M的轉(zhuǎn)速。

2.2 有誘導輪不同環(huán)境下的仿真計算

如圖6所示，對不同介質(zhì)工況下泵的性能進行對比，工況1、工況2、工況3和工況4分別為：無誘導輪、常溫常壓，無誘導輪、高原高寒，誘導輪、常溫常壓和誘導輪、高原高寒，數(shù)值計算結(jié)果得到，泵組在額定工況下（Q=100 m3/h）分別在20 ℃ 和-40 ℃環(huán)境工況下的表壓分別為1.27 MPa和1.21 MPa。其中趨勢和無誘導輪計算結(jié)果相同，隨著介質(zhì)粘度的增加，其壓升會相應的降低。

由數(shù)值計算仿真外特性可以得到和無誘導輪計算仿真結(jié)果相同的結(jié)果，溫度越低，粘度越大，表壓越低，因此在優(yōu)化時和設(shè)計選型時要考慮環(huán)境變化引起介質(zhì)粘度的變化所導致的泵壓變化。

圖7是葉輪區(qū)域的渦核分布圖。圖示在靠近上部蝸舌處的葉輪流道內(nèi)有明顯的渦核，并且有無誘導輪均在-40 ℃時的工況更為嚴重，有可能是介質(zhì)粘度增大所產(chǎn)生的摩擦力加巨了葉輪內(nèi)部的渦流，因此導致其揚程有所降低。渦流分布的位置都是位于葉輪出口在靠近蝸殼上部蝸舌處。

3 離心泵在噴氣燃料介質(zhì)下汽蝕模擬計算分析

為滿足泵組在高原高寒工況下安全運行（大氣壓59 781.7 Pa和-40 ℃），不僅泵組的性能參數(shù)要滿足要求，汽蝕性能是保證泵組安全運行的最主要的參數(shù)之一，因此必須對泵組的汽蝕性能進行考核。在額定工況下必須滿足低氣壓下（59 781.7 Pa）和3 m的吸深要求，并且要保證0.5 m的安全余量，因此泵組的汽蝕余量不能大于2.5 m，運行工況環(huán)境相當嚴酷。

圖6 3號燃料介質(zhì)在不同工況下的性能比對

圖7 葉輪區(qū)域的渦核分布圖

計算模型采用性能計算模型進行汽蝕仿真計算，對有無誘導輪進行仿真計算，計算額定工況流量Q=100 m3/h下泵的汽蝕性能，采用與實驗相同的方法，通過降低泵的進口壓力使其產(chǎn)生汽蝕，進而得到泵在額定工況下的汽蝕性能，汽蝕的參考標準為泵的揚程下降超過3 %即認為發(fā)生汽蝕。分別對無誘導輪離心泵在不同環(huán)境下（20 ℃和-40 ℃）進行汽蝕仿真計算，其中設(shè)20 ℃和-40 ℃環(huán)境下的飽和蒸汽壓力分別為3 200 Pa和3 000 Pa，進口壓力邊界條件從入口靜壓（101 325 Pa和59 781.7 Pa）依次以10 000 Pa遞減，直至泵發(fā)生汽蝕停止計算，在汽蝕點附近可以適當增加工況點。

3.1 汽蝕仿真外特性結(jié)果分析

對離心泵有無誘導輪在不同環(huán)境工況下進行汽蝕仿真計算，計算結(jié)果如圖8所示。在無誘導輪情況下，-40 ℃工況下的飽和蒸氣壓值偏小，空化汽蝕余量為3.92 m，20 ℃的空化汽蝕余量為5.23 m，因此隨著環(huán)境溫度的變低，其飽和蒸汽壓力值減小，汽蝕余量值變小。帶誘導輪離心泵汽蝕計算結(jié)果趨勢基本和無誘導輪一致，-40 ℃工況下，空化汽蝕余量為1.31 m，20 ℃的空化汽蝕余量為1.96 m。同介質(zhì)隨著溫度的降低汽蝕余量隨之降低。在同樣環(huán)境溫度下，加裝誘導輪后，泵的抗汽蝕能力明顯增強，20 ℃的空化汽蝕余量為1.96 m，較無誘導輪泵組減小了3.27 m，降低了62.52 %，-40 ℃工況下，空化汽蝕余量為1.31 m，較無誘導輪泵組減小了2.61 m，降低了66.58 %。

3.2 汽蝕仿真性能結(jié)果分析

設(shè)工況A為當前環(huán)境下大氣壓設(shè)為進口壓力的汽蝕計算結(jié)果，工況B為已經(jīng)完全汽蝕的計算點。圖9～圖12為Z=O截面（葉輪軸面中間截面）的空泡形態(tài)。

圖9和圖10依次對應了圖8中曲線的實心點中空泡的形態(tài)的兩個工況點。從揚程曲線可以看出：當NPSH值較大時泵的能量特性幾乎不受影響，出口壓力變化不大（工況A）；隨著NPSH的逐步降低，揚程出現(xiàn)不同程度的下降趨勢，說明此時泵葉輪內(nèi)已開始發(fā)生空化（工況B）；NPSH值繼續(xù)變小時出口壓力陡降，此時葉輪內(nèi)空化區(qū)域逐步增大。出口壓力的急劇下降對應于空化區(qū)域的驟然變化，主要是由于成長的空泡急劇增大導致葉輪部分有效過流面積減小造成的。圖11和圖12為帶誘導輪的離心泵葉輪的空泡形態(tài)，與無誘導輪的計算結(jié)果趨勢一致。

圖8 有無誘導輪下泵的汽蝕余量對比

圖9 無誘導輪離心泵20 ℃下葉輪的空泡形態(tài)

圖10 無誘導輪離心泵-40 ℃下葉輪的空泡形態(tài)

圖11 帶誘導輪離心泵20 ℃下葉輪的空泡形態(tài)

圖12 帶誘導輪離心泵-40 ℃葉輪的空泡形態(tài)

4 結(jié)論

針對泵組在不同工況運行條件，通過數(shù)值計算仿真結(jié)果對比可以得到：

1）在無誘導輪的情況下，泵的汽蝕余量數(shù)值較大，抗汽蝕能力相對較差，尤其在高原高寒環(huán)境下，在額定流量工況下必須滿足低氣壓下（59 781.7 Pa）和3 m的吸深，汽蝕余量不能超過2.5 m，仿真計算結(jié)果得到，-40 ℃工況下的飽和蒸氣壓值偏小，空化汽蝕余量為3.92 m，20 ℃的空化汽蝕余量為5.23 m，因此該泵組在無誘導輪的情況下不能在該環(huán)境下運行，極易發(fā)生汽蝕，導致葉輪損壞，泵組停止工作。

2）泵組加裝誘導輪后其抗汽蝕能力得到很大的提高，20 ℃的空化汽蝕余量為1.96 m，較無誘導輪泵組減小了3.27 m，降低了62.52 %，-40 ℃工況下，空化汽蝕余量為1.31 m，較無誘導輪泵組減小了2.61 m，降低了66.58 %。因此誘導輪可以有效的提高泵組的抗汽蝕能力，并且能滿足高原高寒的運行工況。

3）數(shù)值計算結(jié)果顯示，無誘導輪泵組不能滿足在高原工況下保證3 m的自吸高度下運行，通過加裝前置誘導輪可以滿足系統(tǒng)工況運行，通過數(shù)值計算仿真為泵組的設(shè)計提供了一定的參考依據(jù)，具體參數(shù)性能需通過實驗進行進一步驗證，以保證安全可靠。