董志強(qiáng)

(上海凱士比泵有限公司,上海 200245)

雙蝸殼是迄今為止工程中應(yīng)用最廣泛的平衡蝸殼泵徑向力方法之一,其工作原理是單蝸殼式壓水室通過額外設(shè)置內(nèi)部隔板形成雙流道式結(jié)構(gòu),以增加非設(shè)計(jì)工況下泵內(nèi)部流動(dòng)的均勻性,降低壓水室內(nèi)高速液體與低速液體之間撞擊,最終實(shí)現(xiàn)平衡泵徑向力的目的[1-3].隔板設(shè)計(jì)屬于雙蝸殼的關(guān)鍵技術(shù),研究并評(píng)估隔板設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)雙蝸殼泵外特性、徑向力特性的影響,對(duì)優(yōu)化雙蝸殼泵的結(jié)構(gòu)、提高雙蝸殼泵運(yùn)行穩(wěn)定性意義重大.

國內(nèi)外很多學(xué)者在雙蝸殼泵內(nèi)部流動(dòng)特性[4]、壓力脈動(dòng)特性[5-7]、徑向力特性[8-9]等方面開展了大量的研究工作[2-7],然而,目前關(guān)于雙蝸殼隔板設(shè)計(jì)方面的研究比較匱乏,鮮見有文獻(xiàn)進(jìn)行隔板的起點(diǎn)位置、終點(diǎn)位置及二者匹配關(guān)系對(duì)泵外特性和徑向力特性影響的研究.因此,文中以雙蝸殼式離心泵為例,在保持隔板形狀設(shè)計(jì)不變的前提下,提出不同隔板起點(diǎn)、終點(diǎn)組合方案,分別對(duì)每種方案下離心泵全流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值仿真模擬,并預(yù)測(cè)泵的外特性和作用在葉輪上的徑向力,最后通過分析計(jì)算結(jié)果,評(píng)估隔板設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)雙蝸殼泵的外特性和徑向力特性的影響規(guī)律.

1 計(jì)算模型

計(jì)算對(duì)象為一臺(tái)臥式離心泵.設(shè)計(jì)點(diǎn)流量Qopt=360 m3/h,設(shè)計(jì)點(diǎn)揚(yáng)程Hopt=65 m,轉(zhuǎn)速n=2 950 r/min,泵的進(jìn)口直徑Din=200 mm,泵的出口直徑Dout=150 mm,該泵采用閉式葉輪,葉片數(shù)為6,葉輪進(jìn)口直徑D1=160 mm,葉輪出口直徑D2=240 mm.

整泵計(jì)算流體域分為進(jìn)水室、葉輪、蝸殼、蓋板前腔和蓋板后腔這5部分,同時(shí)為了避免水流沖擊、渦流擾動(dòng)和液體回流等不利因素對(duì)計(jì)算精度的影響,按照GB/T 3216—2016《回轉(zhuǎn)動(dòng)力泵 水力性能驗(yàn)收試驗(yàn) 1級(jí)、2級(jí)和3級(jí)》[10]標(biāo)準(zhǔn)推薦,分別在泵的進(jìn)出口處增加長(zhǎng)度為2倍管徑的延長(zhǎng)段,采用UG NX 11.0依次進(jìn)行各流體域三維建模,如圖1所示.

圖1 計(jì)算流體域

2 研究方案

雙蝸殼隔板主要設(shè)計(jì)參數(shù)有隔板設(shè)計(jì)方程、隔板起點(diǎn)位置、隔板終點(diǎn)位置.

關(guān)于隔板設(shè)計(jì)方程,理論推導(dǎo)及試驗(yàn)均已證明:理想狀態(tài)下,為了水力性能最優(yōu)化,螺旋形壓水室內(nèi)液流應(yīng)彼此無撞擊,速度矩為常數(shù),因此,隔板設(shè)計(jì)方程與螺旋形壓水室設(shè)計(jì)方程一致,均滿足過流斷面封閉圍線上速度環(huán)量為零的設(shè)計(jì)理論,形狀為一條對(duì)數(shù)螺旋線[11].

楊敏等[12]、肖若富等[13]研究結(jié)果表明:隔板最優(yōu)起點(diǎn)與隔舌相隔180°,二者以基圓為中心呈對(duì)稱分布,這種結(jié)構(gòu)將葉輪出口區(qū)域分割成包角相等的兩部分流道,更有利于蝸殼內(nèi)液流的平穩(wěn)性及均勻性,但對(duì)于小基圓蝸殼而言,隔板頭部與蝸殼內(nèi)壁之間的空間較為狹小,難以采用該方法進(jìn)行隔板設(shè)計(jì).如圖2所示,文中提出6種研究方案:方案A, B, C的隔板起點(diǎn)均與隔舌相隔180°,其中,方案A隔板終點(diǎn)與起點(diǎn)相隔90°,方案B隔板終點(diǎn)延伸至隔舌所在徑向平面,與起點(diǎn)相隔180°,方案C隔板終點(diǎn)與蝸殼第10斷面相交;方案D,E,F的隔板起點(diǎn)在左側(cè)方案基礎(chǔ)上旋轉(zhuǎn)30°,與隔舌相隔210°,其中,方案D隔板終點(diǎn)與起點(diǎn)相隔90°,方案E隔板終點(diǎn)延伸至隔舌所在徑向平面,與起點(diǎn)相隔150°,方案F隔板終點(diǎn)與蝸殼第10斷面相交.

圖2 計(jì)算研究方案圖

3 數(shù)值模擬

網(wǎng)格類型及尺度均對(duì)計(jì)算的精度有影響,六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成質(zhì)量高,數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,網(wǎng)格數(shù)值耗散更小,計(jì)算更精準(zhǔn);四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格數(shù)量及尺度易于控制,對(duì)復(fù)雜幾何邊界具有較高適應(yīng)性.考慮到雙蝸殼自身形狀的不規(guī)整性,故采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,其余流體域?yàn)榱骟w結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,應(yīng)用Workbench中ICEM網(wǎng)格劃分軟件分別對(duì)各部分流體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分.考慮到變量梯度較大的近壁區(qū)域內(nèi)精細(xì)化模擬,網(wǎng)格劃分時(shí)近壁處均進(jìn)行邊界層的設(shè)置,以揚(yáng)程和效率作為監(jiān)測(cè)量進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,監(jiān)測(cè)量最大波動(dòng)值設(shè)定為0.5%,最終確定整體網(wǎng)格數(shù)為450萬,網(wǎng)格最低質(zhì)量為0.34.各部分網(wǎng)格如圖3所示.

圖3 網(wǎng)格示意圖

應(yīng)用Workbench中CFX仿真模塊,計(jì)算介質(zhì)設(shè)置為25 ℃清水;采用RNGk-ε模型與動(dòng)量守恒方程(N-S)、靜止坐標(biāo)下的連續(xù)性方程構(gòu)成封閉方程組;基于有限體積法和二階迎風(fēng)離散格式對(duì)流道內(nèi)定常流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值求解;選取收斂性最穩(wěn)健的進(jìn)口速度-出口壓力邊界組合,計(jì)算收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為1.0×10-5.

4 外特性測(cè)試

選取單蝸殼及方案F進(jìn)行整泵外特性試驗(yàn).測(cè)試在某廠內(nèi)閉式試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行,試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)按照GB/T 3216—2016《回轉(zhuǎn)動(dòng)力泵 水力性能驗(yàn)收試驗(yàn) 1級(jí)、2級(jí)和3級(jí)》執(zhí)行,該試驗(yàn)臺(tái)精度滿足ISO中2級(jí)要求,測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)如圖4所示.

圖4 外特性試驗(yàn)臺(tái)

5 計(jì)算結(jié)果及分析

圖5為外特性曲線圖,Q/Qopt為流量比,H為揚(yáng)程,η為效率.由圖可知:與單蝸殼離心泵外特性計(jì)算曲線相比,雙蝸殼離心泵外特性計(jì)算曲線整體分布偏低,下降程度隨流量的增大而越顯強(qiáng)烈,不同隔板方案的揚(yáng)程、效率曲線下降幅度均在1%～4%;方案A與D、方案B與E、方案C與F數(shù)值計(jì)算的外特性曲線近似重合,同一工況下?lián)P程、效率最大偏差均小于2%,說明隔板起點(diǎn)位置在與隔舌相隔180°基礎(chǔ)上小范圍增大對(duì)離心泵的外特性影響較小;對(duì)比相同起點(diǎn)位置、不同長(zhǎng)度隔板方案的外特性曲線,不同運(yùn)行工況下隔板長(zhǎng)度的變化對(duì)離心泵外特性的影響較大,隨著隔板長(zhǎng)度的增加,揚(yáng)程曲線及效率曲線越發(fā)陡峭,在偏小流量工況下,揚(yáng)程、效率計(jì)算結(jié)果呈上升趨勢(shì),在偏大流量工況下,揚(yáng)程、效率計(jì)算結(jié)果呈下降趨勢(shì).

圖5 外特性曲線

對(duì)比外特性計(jì)算曲線及試驗(yàn)曲線,二者變化趨勢(shì)完全一致,吻合度較高,受到偏小流量工況下離心泵內(nèi)部復(fù)雜流態(tài)的影響,計(jì)算曲線與試驗(yàn)曲線之間的偏差表現(xiàn)出隨流量減小而增大的規(guī)律,但計(jì)算的相對(duì)誤差均不超過4.2%,這驗(yàn)證了文中采用的數(shù)值計(jì)算方法的可行性.

為闡釋隔板長(zhǎng)度對(duì)離心泵內(nèi)部流態(tài)的影響,以方案A,C為例,分別提取外特性曲線差異最大的0.4Qopt,1.2Qopt工況下蝸殼中間平面的流態(tài)圖進(jìn)行對(duì)比分析,如圖6所示,圖中v為流速.

圖6 蝸殼中間平面流線分布圖

由圖6a,6b可知,當(dāng)流量為0.4Qopt時(shí),葉輪內(nèi)部流態(tài)較差,葉片出口背壓面已經(jīng)存在大范圍流動(dòng)分離,造成葉輪流道一定程度的堵塞,葉輪出口區(qū)域流線出現(xiàn)明顯回流現(xiàn)象,進(jìn)而導(dǎo)致蝸殼內(nèi)部液體流態(tài)較為混亂,流線曲率變化較大,局部區(qū)域形成大尺度旋渦.方案A蝸殼內(nèi)部共存在2處明顯旋渦區(qū):一處為隔板出口處,主要由于小流量工況下,葉輪內(nèi)部流動(dòng)均勻性較差、流速較低,導(dǎo)致隔板內(nèi)外側(cè)不同流速液體在隔板出口處撞擊在一起,形成小范圍低速區(qū),該區(qū)域液體主要以渦流形態(tài)存在;另一處存在于蝸殼擴(kuò)散段的轉(zhuǎn)彎處,低速液體流經(jīng)此處時(shí),受到擴(kuò)散段自身形狀的影響,會(huì)在轉(zhuǎn)彎的拐點(diǎn)及后側(cè)區(qū)域回流,形成旋渦.方案C中隔板終點(diǎn)延伸至蝸殼出口,避免了隔板內(nèi)外兩側(cè)區(qū)域流體撞擊形成的旋渦,整個(gè)蝸殼區(qū)域僅在擴(kuò)散段存在一處旋渦區(qū).

由圖6c,6d可知,隨著流量增大,在1.2Qopt工況下,葉輪及蝸殼內(nèi)部流動(dòng)良好,除了隔舌后面出口區(qū)域流線分布混亂外,其余區(qū)域流線分布十分整齊.與方案A相比,方案C此處流態(tài)混亂程度更為嚴(yán)重,惡化成尺度較大的旋渦,說明隔板的分割導(dǎo)致此處過流面積與流量匹配關(guān)系變差.同時(shí),由于受到液體沖擊,隔板進(jìn)口外側(cè)出現(xiàn)了紅色高速區(qū),會(huì)造成定量的沖擊損失,方案A中紅色高速區(qū)面積狹小,后方流線十分規(guī)整;方案C中隔板進(jìn)口處外側(cè)流道幾乎均為紅色高速區(qū),后方隔板外側(cè)出現(xiàn)嚴(yán)重的流動(dòng)分離,形成狹長(zhǎng)的脫流帶.

經(jīng)過上述分析可以看出,在較小流量0.4Qopt工況下,長(zhǎng)隔板方案C內(nèi)部流態(tài)優(yōu)于短隔板方案A,而在較大流量1.2Qopt工況下,短隔板方案A在抑制隔板外側(cè)脫流方面更具有優(yōu)勢(shì),這也闡明了不同工況下外特性隨隔板長(zhǎng)度的變化規(guī)律.

設(shè)計(jì)工況下,葉輪出口液體流速與蝸殼內(nèi)液體流速近似相等,彼此無撞擊,蝸殼內(nèi)壓力分布均勻,此時(shí)葉輪受到徑向力最小;偏離設(shè)計(jì)工況,葉輪出口液體與蝸殼內(nèi)液體因?yàn)榱魉俨坏榷l(fā)生撞擊,破壞壓力場(chǎng)的均勻性,葉輪徑向力隨之增大,因此徑向力隨流量變化的曲線應(yīng)為一條先下降再上升的曲線.圖7為不同工況下徑向力變化曲線,圖中Q/Qopt為流量比,F為徑向力,由圖7可見,徑向力理論分析結(jié)果與數(shù)值計(jì)算曲線吻合良好.

圖7 不同工況下徑向力變化曲線

由圖7可以看出,同一工況、不同隔板方案下徑向力相差明顯,說明隔板起點(diǎn)、終點(diǎn)位置對(duì)葉輪徑向力影響較大;對(duì)比相同起點(diǎn)、不同終點(diǎn)隔板方案下徑向力曲線,方案A,B,C中,徑向力由大到小依次為方案A,方案C和方案B;方案D,E,F中,徑向力由大到小依次為方案D,方案F和方案E,這與肖若富等[14]計(jì)算的最優(yōu)平衡徑向力隔板終點(diǎn)位置一致;隔板終點(diǎn)位置相近、起點(diǎn)位置不同的方案中,方案D,E和F在0.4Qopt～1.0Qopt工況下平衡徑向力性能分別略低于方案A,B和C,但在1.2Qopt工況下,前者削減徑向力效果更明顯.

6 結(jié) 論

1) 隔板的起點(diǎn)、終點(diǎn)位置對(duì)雙蝸殼離心泵的外特性及徑向力特性具有較大影響,理想的隔板模型起點(diǎn)與隔舌相隔180°,終點(diǎn)位置與起點(diǎn)位置處于同一徑向平面,該模型能夠同時(shí)兼顧離心泵的外特性及徑向力特性.

2) 終點(diǎn)臨近蝸殼出口的長(zhǎng)隔板方案對(duì)小流量工況下泵內(nèi)紊亂的流態(tài)具有一定整流作用,可以避免隔板內(nèi)外側(cè)不同流速液體撞擊所造成的水力損失.

3) 在與隔舌相隔180°基礎(chǔ)上,將隔板起點(diǎn)與隔舌之間角度額外增大30°能夠保持原來的水力性能.流量小于設(shè)計(jì)工況時(shí),隔板平衡徑向力能力呈下降趨勢(shì);流量大于設(shè)計(jì)工況時(shí),隔板平衡徑向力能力呈上升趨勢(shì).因此,工程設(shè)計(jì)中,可以采取起點(diǎn)與隔舌相隔210°、終點(diǎn)與起點(diǎn)相隔150°的模型實(shí)現(xiàn)小基圓雙蝸殼的設(shè)計(jì).