付 強(qiáng),楊大偉,張吉來,史文浩,朱榮生

(1.江蘇大學(xué) 流體機(jī)械工程技術(shù)研究中心,江蘇 鎮(zhèn)江 212013; 2.中國核電工程有限公司,北京 100840)

0 引言

雙吸泵是一種特殊離心泵,由于它的性能要求高,因此對(duì)效率、汽蝕有較高的要求。國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究,李紅等[1]、張金鳳等[2]對(duì)雙吸泵進(jìn)行了優(yōu)化模擬,最終獲得較優(yōu)的模型。對(duì)于雙吸泵而言,各種情況下的汽蝕性能也很重要,文獻(xiàn)[3-5]對(duì)初生空化、流動(dòng)等進(jìn)行數(shù)值模擬,研究了其中的現(xiàn)象,對(duì)后續(xù)研究有較大價(jià)值。文獻(xiàn)[6-8]主要采用了PIV技術(shù)對(duì)內(nèi)部流動(dòng)及空化現(xiàn)象進(jìn)行測量分析。Sun等[9]通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,研究了離心泵在部分載荷下的氣蝕-渦-壓力波動(dòng)相互作用。Meng等[10]指出在空化條件下,葉片背面會(huì)產(chǎn)生微型旋渦。

目前研究集中在泵葉輪、壓水室[11-13],對(duì)雙吸泵半螺旋形吸入室的研究相對(duì)較少。鄧起凡等[14]、張濤等[15]研究了半螺旋吸入室隔舌對(duì)雙吸泵性能及其內(nèi)部非定常內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài),證明隔舌形狀、長度對(duì)性能都有明顯的影響。王洋等[16]、付強(qiáng)等[17]則是對(duì)半螺旋吸入室的擋板進(jìn)行了研究,證明了吸入室的擋板對(duì)空化及外特性曲線都有一定的影響。

針對(duì)某核電用設(shè)備冷卻水泵(即雙吸泵)展開研究,采用CFD技術(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬,并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。著重于不切斷隔舌情況下半螺旋型吸入室擋板的長度對(duì)性能曲線的影響,并研究其空化性能,為吸入室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 研究對(duì)象與數(shù)值模擬

1.1 研究對(duì)象

雙吸泵的主要設(shè)計(jì)參數(shù)為:流量Q=3 740 m3/h、揚(yáng)程H=60 m、轉(zhuǎn)速n=1 480 r/min、比轉(zhuǎn)速ns=180。主要幾何參數(shù):葉輪進(jìn)口直徑Dj=324 mm、葉輪出口直徑D2=486 mm、葉輪出口寬度b2=60 mm、葉片數(shù)Z=7、葉片包角φ=95°、蝸殼基圓直徑D3=500 mm、蝸殼進(jìn)口寬度b3=136 mm。介質(zhì)為清水。

定義:擋板末端距離葉輪豎直中心線的距離為s,s=100、200、300、400、500,分別命名為模型A、B、C、D、E。無擋板時(shí)定義為模型F,擋板厚度為10 mm,如圖1所示,可以看到不同擋板的位置。

圖1 不同擋板長度

1.2 網(wǎng)格劃分

利用Pro/e5.0進(jìn)行模型建立,采用ICEM軟件對(duì)模型劃分網(wǎng)格,主要包括進(jìn)口段、吸入室、葉輪、蝸殼、出口段,對(duì)于延長段采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,其余部分由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜,采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,在蝸殼隔舌處,曲率較大的地方進(jìn)行加密,整體網(wǎng)格質(zhì)量在0.3以上。

同時(shí),做網(wǎng)格無關(guān)性檢查。逐步增加網(wǎng)格數(shù)量,選取5種網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行模擬,隨著網(wǎng)格數(shù)的增加,揚(yáng)程逐漸增大并且趨近于62.1 m。流域網(wǎng)格劃分如圖2所示,網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)結(jié)果如表1所示,采用340萬的網(wǎng)格數(shù)。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)結(jié)果

圖2 流域網(wǎng)格劃分

1.3 計(jì)算方法

數(shù)值計(jì)算采用SSTk-ω和基于Rayleigh-Plesset方程的輸運(yùn)空化模型。泵進(jìn)口采用速度進(jìn)口條件,出口條件給定壓力出口。SSTk-ω模型表達(dá)式如下。

(1)

Gω-Yω+Dω+Sω

(2)

(3)

(4)

式中:Gk、Gω為湍動(dòng)能k和耗散率ω的生成項(xiàng);Γk、Γω為k和ω的有效擴(kuò)散系數(shù);Yk、Yω為k和ω的耗散;Dω為交叉擴(kuò)散項(xiàng);Sk、Sω為用戶自定義源相;Cω為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),取1。

1.4 對(duì)比驗(yàn)證

按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)》標(biāo)準(zhǔn)搭建試驗(yàn)臺(tái),如圖3所示,對(duì)縮比后的樣機(jī)進(jìn)行性能試驗(yàn)和汽蝕試驗(yàn)。試驗(yàn)數(shù)據(jù)按照IEC標(biāo)準(zhǔn),模擬與樣機(jī)性能曲線見圖4。

圖3 試驗(yàn)樣機(jī)實(shí)物圖

圖4 模擬與樣機(jī)性能曲線

對(duì)比數(shù)值模擬與雙吸泵樣機(jī)的試驗(yàn)結(jié)果,發(fā)現(xiàn)兩者總體趨勢一致,主要的差異由鑄造、機(jī)加工、儀表誤差等造成,但其誤差小于1.7%。因此,可以判斷數(shù)值模擬是可靠的。

2 方案分析

2.1 性能預(yù)測

采用CFX軟件對(duì)雙吸泵進(jìn)行了全流域的模擬,預(yù)測了不同擋板長度的雙吸泵的水力性能。為了更方便對(duì)比不同的擋板長度的性能變化,將不同流量點(diǎn)作為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn),研究同一流量下不同模型性能曲線的變化,具體如圖5所示。從圖5(a)可以看出,在0.8～1.2Q的流量下,揚(yáng)程從A模型至C模型逐漸下降,而D、E、F(無擋板)模型的揚(yáng)程趨于穩(wěn)定;在0.6Q流量下,揚(yáng)程一直降低至D模型,然后上升;在1.4Q流量下,揚(yáng)程的變化類似波浪狀,在B模型達(dá)到最低點(diǎn)。綜合所有模型,A模型的揚(yáng)程均高于F(無擋板)模型,變化幅度為 0.76～1.2 m;D、E模型的揚(yáng)程變化在0.2 m以下,分析是由于擋板的長度較短,在進(jìn)口不遠(yuǎn)處分流后又很快匯合進(jìn)入葉輪,導(dǎo)致導(dǎo)流效果不好,因此,后續(xù)研究考慮A、C、F模型。

圖5 不同模型在不同工況下的性能曲線

從圖5(b)可以看出,在0.9～1.1Q的流量下,效率的變化并不明顯,在1.1Q下F模型的效率略低于其他模型,低于A模型0.2%,但在遠(yuǎn)離工況流量附近時(shí),A模型的效率較F模型下降更快。在不切斷隔舌的半螺旋吸入室中添置擋板可以提高工況點(diǎn)附近的揚(yáng)程,且效率在0.03%～0.36%波動(dòng),變化幅度較小。

2.2 半螺旋吸入室壓力與速度分析

圖6為吸入室入口的速度云圖,可以發(fā)現(xiàn)C模型與F模型的速度基本一致,而A模型的入口速度梯度與F模型相反,證明擋板末端的位置對(duì)吸入室的流動(dòng)有定量的影響,擋板上側(cè)流速由于末端的彎曲而降低。

圖6 吸入室入口的速度云圖

圖7為吸入室出口的壓力云圖,可以看出,C、F模型的壓力分布較為類似,主要區(qū)別在于隔舌處的壓力,在C模型中的高壓區(qū)略多于F模型,這也是擋板分流的作用,相對(duì)于A模型,這一現(xiàn)象更為明顯,A模型隔舌處的壓力分布均勻,其流動(dòng)規(guī)律比較好。

圖7 吸入室出口的壓力云圖

為了探尋不同長度擋板對(duì)不切斷隔舌吸入室的具體影響,在吸入室內(nèi)部設(shè)置20個(gè)監(jiān)測點(diǎn),具體如圖8所示。圖9和圖10為半螺旋吸入室內(nèi)部的壓力和速度變化曲線。從吸入室內(nèi)部的壓力變化曲線可以看出,3個(gè)模型的壓力變化是類似的,但A模型的整體壓力要低于C、F模型,這3個(gè)模型主要區(qū)別在于15至20點(diǎn),是因?yàn)閾醢彘L度的影響,A模型在監(jiān)測點(diǎn)15、監(jiān)測點(diǎn)16處可以以較高的速度通過,因此壓力有一個(gè)下降的過程,而另外2種模型在這個(gè)位置的水流已經(jīng)發(fā)生了匯合,因此,壓力變化不大。

圖8 吸入室監(jiān)測點(diǎn)設(shè)置

圖9 吸入室內(nèi)部壓力變化曲線

圖10 吸入室內(nèi)部速度變化曲線

從吸入室內(nèi)部速度變化曲線可以發(fā)現(xiàn),A模型擋板對(duì)于上側(cè)的水流的引導(dǎo)作用較好,從入口至隔舌處(監(jiān)測點(diǎn)7)的速度變化均勻,而模型C、F在監(jiān)測點(diǎn)5至監(jiān)測點(diǎn)7點(diǎn)處有一個(gè)陡降的趨勢,是由于不切斷隔舌的影響,兩側(cè)的水流會(huì)在隔舌處發(fā)生沖擊,產(chǎn)生漩渦和二次流,影響進(jìn)入葉輪的流態(tài)。A模型在監(jiān)測點(diǎn)12處的速度有一個(gè)下降的趨勢,是由于擋板下側(cè)流速較高而有一個(gè)180°的轉(zhuǎn)彎引起的低流速,但在隔舌處的流速均勻,可以看出隔舌末端長度對(duì)于進(jìn)入葉輪流動(dòng)平緩性有一定的影響。

2.3 葉輪流場特性分析

在半螺旋吸入室中,已經(jīng)驗(yàn)證了擋板對(duì)吸入室出口的流動(dòng)有一定的影響,集中于隔舌處及上述監(jiān)測點(diǎn)11至監(jiān)測點(diǎn)13的流動(dòng),因此需要分析對(duì)葉輪的影響。

圖11為雙吸泵葉輪流道中間截面速度云圖,可以看出其內(nèi)部速度變化并不明顯,主要變化集中于隔舌處(圖中框內(nèi)),可以發(fā)現(xiàn)A模型的低速區(qū)較C、F模型要小一些,對(duì)內(nèi)部流動(dòng)的穩(wěn)定性更好。圖12為隔舌處的局部放大圖,可以看出不同模型在隔舌處的流線,F模型貼近葉片背面的流線更加密一些,水流由于速度的影響,擠壓葉片背面,形成低速區(qū),并隨著隔舌長度增加而不斷減緩,A模型的流線最為平緩,因此,隔板長度增加可以改善隔舌處的流態(tài)。

圖11 葉輪流道中間截面速度云圖

圖12 隔舌處的局部放大圖

結(jié)合上述速度變化曲線,發(fā)現(xiàn)監(jiān)測點(diǎn)11至監(jiān)測點(diǎn)13的流動(dòng)在圖11中并不明顯。圖13為利用Q-準(zhǔn)則(Q=0.06)提取的葉輪內(nèi)部渦結(jié)構(gòu)分布。

圖13 葉輪內(nèi)部渦結(jié)構(gòu)分布

由圖13可以看出,渦結(jié)構(gòu)主要分布在葉輪進(jìn)口及葉輪葉片的尾緣處。A模型葉輪葉片的尾緣處及蝸殼隔舌處較另外兩模型存在明顯且尺度較大的渦團(tuán),堵塞流道,導(dǎo)致過流不暢。這也是吸入室監(jiān)測點(diǎn)12至監(jiān)測點(diǎn)14速度陡降所引起的結(jié)果,是造成泵的效率下降的一個(gè)重要因素。對(duì)于這種不切斷隔舌處的半螺旋吸入室,隔舌附近的流動(dòng)會(huì)影響內(nèi)部其他處的流動(dòng),而隨著擋板長度的增加,隔舌處的流態(tài)會(huì)有所改善,但監(jiān)測點(diǎn)12處的速度陡降對(duì)葉輪也會(huì)產(chǎn)生負(fù)面影響,二者結(jié)合來看,效率下降0.13%。

2.4 葉輪內(nèi)部流動(dòng)空化分析

2.4.1空化曲線對(duì)比

圖14為A、C、F模型以及F模型試驗(yàn)的空化特性曲線,可以發(fā)現(xiàn)C模型與F模型的曲線趨勢相似,并且二者的揚(yáng)程也接近,因此,主要針對(duì)A模型與F模型進(jìn)行內(nèi)部空化分析。取揚(yáng)程下降3%時(shí)所對(duì)應(yīng)的空化余量作為泵的臨界空化余量,可以發(fā)現(xiàn)A模型的有效空化余量為8.94 m,C模型的有效空化余量為9.21 m,F模型的數(shù)值模擬與試驗(yàn)的空化余量分別為9.65 m和9.28 m。數(shù)值模擬臨界空化余量比試驗(yàn)所測值小3.8%。產(chǎn)生偏差的主要原因是數(shù)值模擬無法彌補(bǔ)氣液兩相間的相對(duì)速度、相變熱效應(yīng)破裂等的變化。

圖14 空化特性曲線

2.4.2葉輪空泡體積分?jǐn)?shù)分布

圖15為不同有效空化余量下葉片的空泡分布,從圖中可以看出,空泡主要在葉片進(jìn)口靠近前蓋板處以及背面產(chǎn)生,這是因?yàn)檫M(jìn)口圓周速度大于其他位置,根據(jù)伯努利方程守恒,壓力會(huì)隨著速度的增大而減小,在低壓處容易發(fā)生空化。隨著有效空化余量的減小,泵內(nèi)部的空泡含量逐漸增大,沿葉片背面向出口方向擴(kuò)散,并向葉片工作面擴(kuò)展。

圖15 葉片內(nèi)部空泡分布云圖

在空化性能曲線中,有效空化余量大于10.82 m時(shí),揚(yáng)程的變化小于1%,有效空化余量為10.82,F模型中的第6葉片進(jìn)口背面已經(jīng)出現(xiàn)空泡,體積分?jǐn)?shù)在0.9～1.0,這是由于吸入室第14監(jiān)測點(diǎn)的速度差影響,速度較高引起低壓區(qū)產(chǎn)生空泡。而A模型的第7葉片處則是產(chǎn)生了逐步蔓延至葉片中部的趨勢。有效空化余量處于8.94時(shí),也就是A模型揚(yáng)程下降3%處,F模型揚(yáng)程下降4.5%處,內(nèi)部已經(jīng)產(chǎn)生了大量的空泡,同時(shí)空化已經(jīng)逐步延伸至葉片的中部,特別是前蓋板附近,A模型第3葉片處也是由于半螺旋吸入室引入速度的影響,空泡數(shù)要小于F模型。有效空化余量處于8.32時(shí),揚(yáng)程已經(jīng)開始急速下降,流道內(nèi)已經(jīng)產(chǎn)生大量空泡,隨空泡體積不斷增大,開始逐漸擴(kuò)展到葉片的工作面,并向葉片中部蔓延,嚴(yán)重影響泵揚(yáng)程,使得揚(yáng)程斷崖式下跌。

2.4.3葉輪葉片上初生空泡形狀

Thomas在1924年提出一個(gè)無量綱σ,經(jīng)常用來表示流體空化現(xiàn)象的發(fā)展。一般地,σ值又被稱為空化數(shù),它是流體力學(xué)中一個(gè)十分重要的參數(shù)[18]。其空化數(shù)計(jì)算式如下。

(5)

(6)

式中:P1為泵進(jìn)口壓力,Pa;Pv為常溫水飽和蒸汽壓,Pv= 3 169 Pa;ρ為水的密度,kg/m3;U1為葉輪葉片進(jìn)口邊與前蓋板交點(diǎn)處的圓周速度,m/s;D1為葉輪進(jìn)口直徑,m。

逐漸降低泵進(jìn)口壓力,也就是逐步讓其汽蝕,查看葉輪葉片表面空泡形態(tài),并將葉輪剛發(fā)生空化時(shí)稱為初生空化。判定當(dāng)σ=1.0時(shí),葉片表面剛剛發(fā)生空化[18],產(chǎn)生的空泡對(duì)外特性無影響作為初生空化的判定依據(jù)?？张蒹w體積分?jǐn)?shù)以10%為標(biāo)準(zhǔn),設(shè)置等值面,以此判定初生空化的發(fā)生。

通過對(duì)比,A模型的空泡體積要大于C模型,也就是說A模型的擋板會(huì)促進(jìn)空泡的初生。主要不同在于隔舌處與吸入室14監(jiān)控點(diǎn)處進(jìn)入葉輪的位置。A模型隔舌處的空化要好于F模型,監(jiān)測點(diǎn)14處則相反,空泡幾乎發(fā)展至全葉片進(jìn)口背面。葉片初生空化下空泡形態(tài)如圖16所示。

圖16 葉片初生空化下空泡形態(tài)

3 結(jié)論

1) 雙吸泵中在半螺旋型吸入室不切斷隔舌情況下,擋板末端長度的位置對(duì)雙吸泵性能曲線有影響,主要體現(xiàn)在揚(yáng)程的變化上,在高效區(qū)附近的效率保持不變,隨著擋板末端位置越靠近葉輪中心,揚(yáng)程越高,較無擋板情況下提高1 m。

2) 對(duì)半螺旋型吸入室設(shè)置一系列的監(jiān)測點(diǎn),可以發(fā)現(xiàn)擋板長度對(duì)螺旋段內(nèi)的速度及壓力有影響。改善隔舌處葉輪的流態(tài)會(huì)在螺旋段處產(chǎn)生負(fù)面影響。

3) 在初生空化階段,比對(duì)A模型與F模型(無擋板),空泡體體積分?jǐn)?shù)以10%為標(biāo)準(zhǔn),擋板對(duì)空泡的產(chǎn)生起到了促進(jìn)作用,導(dǎo)致空泡更早產(chǎn)生;對(duì)比不同有效空化余量下的葉片空泡體積分?jǐn)?shù),隔板長度對(duì)空化性能的改善也有幫助,降低了0.3 m的有效空化余量。

綜上,在標(biāo)準(zhǔn)工況下對(duì)吸入室內(nèi)部添置隔板,會(huì)在保持效率波動(dòng)不大的情況下提高揚(yáng)程,并隨著隔板長度的增加而增加,同時(shí)改善汽蝕性能。

在下一研究階段,擬對(duì)吸入室監(jiān)測點(diǎn)12至監(jiān)測點(diǎn)14處及隔舌處繼續(xù)研究,探究在切斷隔舌的半螺旋吸入室中是否有相關(guān)聯(lián)的現(xiàn)狀,并探究不同工況下的流態(tài)及汽蝕性能,以期對(duì)半螺旋型吸入室的設(shè)計(jì)提供有效支持。