射油器內空化現象的分析

陳 鑫，余永生，劉 紅

（1.安徽電網公司電力科學研究院，安徽合肥230601；2.清華大學熱能工程系，北京100084）

射油器內空化現象的分析

陳 鑫1，余永生1，劉 紅2

（1.安徽電網公司電力科學研究院，安徽合肥230601；2.清華大學熱能工程系，北京100084）

采用非定常數值模擬方法，對某型600 MW汽輪機組潤滑油系統中射油器內部的空化現象進行了數值模擬。模擬結果顯示，在喉部入口處存在間歇性空化區域，與實際空蝕區的位置非常吻合。通過分析空化產生過程和對應的流場變化，找出了射油器內空化現象形成的機理。在射油器噴嘴出口處的空化現象，是因高速射流形成的強剪切層而引起。在喉管壁面附近的空化現象，是由旋渦產生的瞬時低壓所引起。

機組；射油器；射流；漩渦；空化；數值；模擬；分析

0 概 述

射油器是汽輪機潤滑油系統中的重要組件，設備的運行性能，將直接影響潤滑油系統和主油泵的油壓及流量，關系到整個潤滑系統的穩定運行。

1 射油器的結構與空蝕現象

射油器的結構，如圖1所示。射油器將來自主油泵出口的高壓油通過噴嘴產生高速射流，由于射流的卷吸作用，在射流周圍產生一個負壓區，使大量的低壓油從油箱中被吸出后進入混合室，高速油和低速油在喉管進行速度交換。在喉管末端，兩者速度趨于一致，完成混合的油流經過擴壓管將動能轉化成壓力勢能，實現小流量的高壓油向大流量的低壓油的轉化。目前，國內300～600 MW機組所采用的射油器，常在喉管部位出現空蝕現象。射油器喉部出現的空蝕區域，如圖2所示。空蝕現象發生在喉管中段，離喉管進口處約6～21 cm。射油器的空蝕現象不僅造成喉管的損蝕變薄，還影響了射油器本身的結構強度，同時，由于空蝕層的剝落，對軸頸造成威脅，在運行過程中產生的巨大噪聲和振動，也對環境和其他設備造成不利影響。可見射油器的空蝕問題，已對機組的安全運行構成威脅。

圖1 射油器的結構

圖2 射油器空蝕區域

液體內部空化現象的研究一直是流體機械領域的一個研究熱點。對于射流空化和旋渦空化現象，國內外專家學者開展了許多工作，在射流空化方面：Cunningham（于1970年）對較小噴嘴和分離區域射流空化的研究表明，空化發生在射流中旋渦結構的核心位置處，并與剪切層的波動相關[1]。Cerutti（于2000年）結合簡化的計算模型分析高雷諾數的軸對稱射流的空化，發現初生空化數隨著噴嘴直徑的增大而增大[2]。龍新平（于2003年）等人對某射流泵內不同空化階段的非定常汽液兩相空化流動過程，進行了數值模擬，捕捉了空泡從射流邊界層內初生、分裂、聚合、膨脹及消失的過程[3]。在旋渦空化方面，Arndt（于1976年）研究了旋渦空化出現的位置，指出旋渦空化發生在剪切層內旋渦的渦核低壓區內[4]。Kato（于1998年）研究了旋渦空化的結構和產生破滅過程，指出旋渦空化是有許多小空化泡在旋渦中心區聚集形成的[5]。王國玉，曹樹良等人研究了高速水流中旋渦空化的形成機理[6]，并研究了因旋渦空化所引起的空蝕和振動現象，根據空蝕和振動之間的關系，指出旋渦空化能引起嚴重的空蝕和劇烈的振動[7]。現采用非定常數值模擬方法，對某型600 MW機組的多孔射油器內部空化與空蝕現象進行研究，找出射油器內空化與空蝕的起因。同時，針對射流空化和旋渦空化等現象，研究空化形成的過程和對應流場形態的變化，探索射油器內空化現象的形成機理。

2 模型的網格劃分與簡化

數值模擬計算對幾何模型結構和網格數量的要求較高，通過對射油器的定常和非定常計算，發現高壓入口段和喉管出口流場較為均勻，參數變化平緩。然后，對原幾何模型進行簡化，著重分析混合室、噴嘴到喉管段的流場，同時考慮幾何結構的對稱性，對半周內的流場進行計算時，增加一對稱面邊界條件，如圖3所示，對簡化后的模型，選取適當的網格數，模擬計算了該區域內的流場。

圖3 射油器模型簡化示意

網格劃分的示意圖，如圖4所示。因實際工程中射油器的氣蝕破壞發生在喉管段，必須重點關注喉管部位的空化問題，所以，在喉管段采用結構化網格，并對管壁附近的網格進行了加密。混合室內有5孔高壓噴嘴及拉緊螺栓等零件，結構較為復雜，鑒于非結構網格具有良好的壁面貼附效果，在混合室段選用了四面體/六面體混合型非結構網格。網格利用Icem CFD生成。流體在噴嘴至喉管進口段的流動狀態較復雜，所以，對這些區域的網格進行了局部加密，總體上Y plus在100以下，滿足所選湍流模型的要求。劃分后各部位網格數，如表1所示。

圖4 射油器計算網格的劃分

表1 劃分后各部位網格數

3 數值計算方法和邊界條件

采用時間推進的非定常計算方法，選用雷諾平均的NS方程作為控制方程，選用標準k-ε湍流模型，近壁處流動采用標準壁面函數處理。選用Zwart空化模型，模型具體內容可見文獻[8]。壓力和速度耦合方程采用全隱式多網格耦合求解。時間離散格式采用二階向后差分，時間步長1 e～4 s，模擬總時長0.05 s。因為整個流場中溫度的變化不大，故可假設整個流動過程中無熱量交換，進出口均根據原幾何模型計算結果給定壓力分布邊界條件，在高、低壓進口處給定總壓，在出口處給定背壓。

4 計算結果分析

4.1 空化區域描述

圖5是計算結束時刻氣相體積分數10-3等值區域圖，可看出發生空化的區域主要有兩部分：一部分是噴嘴出口區域，空化呈現云狀分布；一部分是喉管中段，空化呈離散的泡狀分布，并且主要集中在壁面附近區域，射油器中實際發生空蝕的也正是該位置的管壁。在噴嘴空化區域和喉管空蝕區域之間，無空化現象發生。

圖5 氣相體積分數10-3等值區域圖

4.2 噴嘴出口處空化現象分析

圖6為噴嘴出口處氣相體積分布圖。圖7為噴嘴出口前端不同軸向截面的氣相體積分布云圖。從圖6、圖7可知，在噴嘴出口處一段區域內均有空化現象發生，且呈環狀分布，離噴嘴距離越遠，空化程度越弱。

圖6 噴嘴出口處氣相體積分布圖

圖7 不同截面氣相體積分布云圖

圖8 所示，是對稱的兩外圍噴嘴出口處氣相體積分數沿徑向的分布情況。根據距噴嘴的不同距離，繪制了不同的線條，在x=±0.022處，為兩噴嘴圓心連線的中點。可見噴嘴出口處的氣體分布符合中間少、邊緣多的規律，這與環狀分布的特征相符。圖9為兩外圍噴嘴出口處速度梯度沿徑向的分布情況，可見噴嘴出口處的速度梯度分布也符合中間小、邊緣大的規律，與上述的氣相體積分數的分布規律十分相似。圖10為兩外圍噴嘴出口處湍動能沿徑向的分布情況。可見湍動能也基本符合中間小、邊緣大的規律，只是在兩噴嘴的內側連接區域出現了特殊的極大值，因為有低速油從噴嘴間隙處漏入這部分區域，相互之間的摻混碰撞，導致了該處較大的湍動能，這現象可從圖11所示的徑向截面速度矢量中看出。從上述分析可知，產生空化的噴嘴邊緣區域也是速度梯度和湍動能很高的區域。可推測，在噴嘴出口，高速流與吸卷而來的低速流發生劇烈的速度和動量交換，形成強剪切層，誘發了空化現象。

圖8 噴嘴出口處氣相體積分數沿徑向分布圖

圖9 速度梯度沿徑向分布圖

圖10 湍動能沿徑向的分布圖

圖11 徑向截面速度矢量圖

4.3 喉管段空化現象分析

圖12所示，為喉管中段壁面附近一段時間內氣相體積分布的變化情況。在模擬時，可明顯看出空泡產生、成長、合并、縮小、潰滅的動態過程。當空泡在離壁面極近處潰滅時，產生的瞬時高壓足以對壁面造成破壞，形成空蝕。圖13是所對應的流線圖，可發現在空泡區域都有對應的漩渦產生，伴隨著旋渦大小和強度的變化，對應的空泡也出現了有規律的變化。例如，流線圖13中左方框內的旋渦強度逐漸減弱，范圍縮小，對應氣相云圖中的空泡逐漸縮小；中方框內的旋渦強度增強，范圍擴大，對應的空泡增大；右方框內旋渦的范圍逐漸擴大，強度則先變小后增大，對應了空泡的合并過程。

圖12 喉管壁面附近不同時刻氣相體積分布云圖

圖13 喉管壁面附近不同時刻流線圖

喉管軸向截面速度矢量分布情況，如圖14所示，可明顯看出，在管壁附近存在流動分離，并且有回流和旋渦出現。這主要是高速流在與低速流摻混的過程中吸卷能力減弱，同時存在較大的逆壓梯度造成的。圖15是渦核分布圖，使用Q-Criterion= 0.1的判別標準，可看出大部分的渦核在喉管壁面附近產生，位置與空化區域基本重合，可知空化起源于旋渦中心產生的低壓區。通過分析，可知壁面附近的空化現象與旋渦的產生有密切的關系，旋渦的中心區壓力很低，極易產生空化現象，出現的空泡集中在旋渦中心，形成旋渦空化。在喉管后端，雖然旋渦依然存在甚至有所增強，但由于總體壓力上升，不易出現空化現象。

圖14 喉管速度矢量圖

圖15 渦核分布圖

5 結 語

通過CFD方法，對某型600 MW機組的多噴嘴射油器內部空化現象進行了數值模擬，分析了射油器內部空化特點和空化的成因，為處理射油器以及類似設備的空化空蝕問題，提供了一定理論依據。

（1）在射油器的噴嘴出口處和喉管中段都有空化現象發生。噴嘴出口處的空化狀態較穩定，呈環狀分布，空化分布與速度梯度和湍動能的分布規律十分類似。高速射流與卷吸來的低速流在噴嘴出口處發生強烈的摻混和動量交換，產生的強剪切層誘發了空化現象的發生。

（2）喉管中段的空化狀態不穩定，由壁面附近旋渦區產生的瞬時低壓引起。喉管壁面附近的旋渦區是由流動分離現象引起的。由于喉管內存在較大的逆壓梯度，且高速流卷吸能力不足，導致壁面附近出現流動分離。

（3）對比運行時射油器的空蝕情況，利用模擬計算結果，準確預測了空化區域的相應位置，并闡明射油器壁面附近的空化現象。

[1]Cunningham R G，Hansen A G，Na T.Jet pump cavitation[J]. Trans ASME，1970，92（3）：483-494.

[2]Chu，Lee JH.Spreading of turbulent round jet in coflow[J]. Journal of Hydraulic Engineering，1999，125（2）：193-204.

[3]Cerutti S，Omar K，Katz J.Numerical study of cavitation inception in the near field of an axisymmetric jet at high reynolds number[J].Physics of Fluids，2000（12）：10-13.

[4]龍新平，程茜，韓寧.射流泵空化流動的數值模擬[J].排灌機械工程學報，2010，28（1）：7-11.

[5]Arndt R E A.Semiempirical analysis of cavitation in the wake of sharp-edged disk[J].Trans ASME，1998（3）：560-562.

[6]Kato H.Complex structure of sheet cloud cavitationProc third int conf on pumps and fans[C].Beijing：Tsinghua University Press，1998.

[7]王國玉，曹樹良.剪切層區域旋渦空化的發生機理[J].清華大學學報，2001，41（10）：62-64.

[8]王國玉，曹樹良.高速水流中旋渦空化所引起的空蝕和振動[J].工程熱物理學報，2002，23（6）：707-710.

[9]顧磊，張景松，楊春敏.汽蝕工況液體射流泵的實驗研究[J].流體機械，2006，34（2）：7-9.

[10]Zwart P J，Gerber A G，Belamri T.A Two-Phase Flow Model for Predicting Cavitation Dynamics[D].Yokohama，Japan，2004.

Study on Cavitation Mechanisms in Oil Ejector

CHEN Xin1，YU Yong-sheng1，LIU Hong2
（1.Electric Power Research Institute of Anhui Power Grid Corporation，Hefei 230601，Anhui，China；2.Department of Thermal Engineering，Tsinghua University，Beijing 100084，China）

The cavitation in the oil ejector of a 600 MW steam turbine lube oil system were studied by unsteady numerical simulation added Zwart cavitation model.It reveals the mechanism of cavitation erosion through identifying the cavitation areas corresponded with the actual erosional wall and finds out the reasons for two kings of cavities formation by analysing the bubble growth process and the corresponding changes in the flow field.The results showed the cavitation in the nozzle exit is jet cavitation caused by the high-shear layers and the cavitation near the wall resulted from the low pressure in the vortex core.

unit，oil ejector；shear；vortex；cavitation；numerical；stimulations；study

TK263 68

A

1672-0210（2016）02-0048-05

2016-02-29

陳鑫（1988-），男，工程師，碩士研究生，畢業于清華大學，從事電站熱力系統分析與汽輪機性能方面的研究工作。