擋板長度對半螺旋吸入室內部流動及空化影響

付 強,楊大偉,張吉來,史文浩,朱榮生

(1.江蘇大學 流體機械工程技術研究中心,江蘇 鎮江 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,因此對效率、汽蝕有較高的要求。國內外學者進行了大量的研究,李紅等[1]、張金鳳等[2]對雙吸泵進行了優化模擬,最終獲得較優的模型。對于雙吸泵而言,各種情況下的汽蝕性能也很重要,文獻[3-5]對初生空化、流動等進行數值模擬,研究了其中的現象,對后續研究有較大價值。文獻[6-8]主要采用了PIV技術對內部流動及空化現象進行測量分析。Sun等[9]通過實驗驗證,研究了離心泵在部分載荷下的氣蝕-渦-壓力波動相互作用。Meng等[10]指出在空化條件下,葉片背面會產生微型旋渦。

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

針對某核電用設備冷卻水泵(即雙吸泵)展開研究,采用CFD技術進行數值模擬,并進行試驗驗證。著重于不切斷隔舌情況下半螺旋型吸入室擋板的長度對性能曲線的影響,并研究其空化性能,為吸入室結構設計提供參考。

1 研究對象與數值模擬

1.1 研究對象

雙吸泵的主要設計參數為:流量Q=3 740 m3/h、揚程H=60 m、轉速n=1 480 r/min、比轉速ns=180。主要幾何參數:葉輪進口直徑Dj=324 mm、葉輪出口直徑D2=486 mm、葉輪出口寬度b2=60 mm、葉片數Z=7、葉片包角φ=95°、蝸殼基圓直徑D3=500 mm、蝸殼進口寬度b3=136 mm。介質為清水。

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 網格劃分

利用Pro/e5.0進行模型建立,采用ICEM軟件對模型劃分網格,主要包括進口段、吸入室、葉輪、蝸殼、出口段,對于延長段采用結構化網格,其余部分由于結構復雜,采用非結構化網格,在蝸殼隔舌處,曲率較大的地方進行加密,整體網格質量在0.3以上。

同時,做網格無關性檢查。逐步增加網格數量,選取5種網格數進行模擬,隨著網格數的增加,揚程逐漸增大并且趨近于62.1 m。流域網格劃分如圖2所示,網格無關性檢驗結果如表1所示,采用340萬的網格數。

表1 網格無關性檢驗結果

圖2 流域網格劃分

1.3 計算方法

數值計算采用SSTk-ω和基于Rayleigh-Plesset方程的輸運空化模型。泵進口采用速度進口條件,出口條件給定壓力出口。SSTk-ω模型表達式如下。

(1)

Gω-Yω+Dω+Sω

(2)

(3)

(4)

式中:Gk、Gω為湍動能k和耗散率ω的生成項;Γk、Γω為k和ω的有效擴散系數;Yk、Yω為k和ω的耗散;Dω為交叉擴散項;Sk、Sω為用戶自定義源相;Cω為經驗常數,取1。

1.4 對比驗證

按GB/T 3216—2005《回轉動力泵水力性能驗收試驗1級和2級》標準搭建試驗臺,如圖3所示,對縮比后的樣機進行性能試驗和汽蝕試驗。試驗數據按照IEC標準,模擬與樣機性能曲線見圖4。

圖3 試驗樣機實物圖

圖4 模擬與樣機性能曲線

對比數值模擬與雙吸泵樣機的試驗結果,發現兩者總體趨勢一致,主要的差異由鑄造、機加工、儀表誤差等造成,但其誤差小于1.7%。因此,可以判斷數值模擬是可靠的。

2 方案分析

2.1 性能預測

采用CFX軟件對雙吸泵進行了全流域的模擬,預測了不同擋板長度的雙吸泵的水力性能。為了更方便對比不同的擋板長度的性能變化,將不同流量點作為一個標準,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,揚程從A模型至C模型逐漸下降,而D、E、F(無擋板)模型的揚程趨于穩定;在0.6Q流量下,揚程一直降低至D模型,然后上升;在1.4Q流量下,揚程的變化類似波浪狀,在B模型達到最低點。綜合所有模型,A模型的揚程均高于F(無擋板)模型,變化幅度為 0.76～1.2 m;D、E模型的揚程變化在0.2 m以下,分析是由于擋板的長度較短,在進口不遠處分流后又很快匯合進入葉輪,導致導流效果不好,因此,后續研究考慮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%,但在遠離工況流量附近時,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附近的揚程,且效率在0.03%～0.36%波動,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,可以發現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吸入室的流動有定量的影響,擋板上側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,主要區別在于隔舌處的壓力,在C模型中的高壓區略多于F模型,這也是擋板分流的作用,相對于A模型,這一現象更為明顯,A模型隔舌處的壓力分布均勻,其流動規律比較好。

圖7 吸入室出口的壓力云圖

為了探尋不同長度擋板對不切斷隔舌吸入室的具體影響,在吸入室內部設置20個監測點,具體如圖8所示。圖9和圖10為半螺旋吸入室內部的壓力和速度變化曲線。從吸入室內部的壓力變化曲線可以看出,3個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個模型主要區別在于15至20點,是因為擋板長度的影響,A模型在監測點15、監測點16處可以以較高的速度通過,因此壓力有一個下降的過程,而另外2種模型在這個位置的水流已經發生了匯合,因此,壓力變化不大。

圖8 吸入室監測點設置

圖9 吸入室內部壓力變化曲線

圖10 吸入室內部速度變化曲線

從吸入室內部速度變化曲線可以發現,A模型擋板對于上側的水流的引導作用較好,從入口至隔舌處(監測點7)的速度變化均勻,而模型C、F在監測點5至監測點7點處有一個陡降的趨勢,是由于不切斷隔舌的影響,兩側的水流會在隔舌處發生沖擊,產生漩渦和二次流,影響進入葉輪的流態。A模型在監測點12處的速度有一個下降的趨勢,是由于擋板下側流速較高而有一個180°的轉彎引起的低流速,但在隔舌處的流速均勻,可以看出隔舌末端長度對于進入葉輪流動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,已經驗證了擋板對吸入室出口的流動有一定的影響,集中于隔舌處及上述監測點11至監測點13的流動,因此需要分析對葉輪的影響。

圖11為雙吸泵葉輪流道中間截面速度云圖,可以看出其內部速度變化并不明顯,主要變化集中于隔舌處(圖中框內),可以發現A模型的低速區較C、F模型要小一些,對內部流動的穩定性更好。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,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。

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

結合上述速度變化曲線,發現監測點11至監測點13的流動在圖11中并不明顯。圖13為利用Q-準則(Q=0.06)提取的葉輪內部渦結構分布。

圖13 葉輪內部渦結構分布

由圖13可以看出,渦結構主要分布在葉輪進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,堵塞流道,導致過流不暢。這也是吸入室監測點12至監測點14速度陡降所引起的結果,是造成泵的效率下降的一個重要因素。對于這種不切斷隔舌處的半螺旋吸入室,隔舌附近的流動會影響內部其他處的流動,而隨著擋板長度的增加,隔舌處的流態會有所改善,但監測點12處的速度陡降對葉輪也會產生負面影響,二者結合來看,效率下降0.13%。

2.4 葉輪內部流動空化分析

2.4.1空化曲線對比

圖14為A、C、F模型以及F模型試驗的空化特性曲線,可以發現C模型與F模型的曲線趨勢相似,并且二者的揚程也接近,因此,主要針對A模型與F模型進行內部空化分析。取揚程下降3%時所對應的空化余量作為泵的臨界空化余量,可以發現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模型的數值模擬與試驗的空化余量分別為9.65 m和9.28 m。數值模擬臨界空化余量比試驗所測值小3.8%。產生偏差的主要原因是數值模擬無法彌補氣液兩相間的相對速度、相變熱效應破裂等的變化。

圖14 空化特性曲線

2.4.2葉輪空泡體積分數分布

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,空泡主要在葉片進口靠近前蓋板處以及背面產生,這是因為進口圓周速度大于其他位置,根據伯努利方程守恒,壓力會隨著速度的增大而減小,在低壓處容易發生空化。隨著有效空化余量的減小,泵內部的空泡含量逐漸增大,沿葉片背面向出口方向擴散,并向葉片工作面擴展。

圖15 葉片內部空泡分布云圖

在空化性能曲線中,有效空化余量大于10.82 m時,揚程的變化小于1%,有效空化余量為10.82,F模型中的第6葉片進口背面已經出現空泡,體積分數在0.9～1.0,這是由于吸入室第14監測點的速度差影響,速度較高引起低壓區產生空泡。而A模型的第7葉片處則是產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,也就是A模型揚程下降3%處,F模型揚程下降4.5%處,內部已經產生了大量的空泡,同時空化已經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,空泡數要小于F模型。有效空化余量處于8.32時,揚程已經開始急速下降,流道內已經產生大量空泡,隨空泡體積不斷增大,開始逐漸擴展到葉片的工作面,并向葉片中部蔓延,嚴重影響泵揚程,使得揚程斷崖式下跌。

2.4.3葉輪葉片上初生空泡形狀

Thomas在1924年提出一個無量綱σ,經常用來表示流體空化現象的發展。一般地,σ值又被稱為空化數,它是流體力學中一個十分重要的參數[18]。其空化數計算式如下。

(5)

(6)

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

逐漸降低泵進口壓力,也就是逐步讓其汽蝕,查看葉輪葉片表面空泡形態,并將葉輪剛發生空化時稱為初生空化。判定當σ=1.0時,葉片表面剛剛發生空化[18],產生的空泡對外特性無影響作為初生空化的判定依據。空泡體體積分數以10%為標準,設置等值面,以此判定初生空化的發生。

通過對比,A模型的空泡體積要大于C模型,也就是說A模型的擋板會促進空泡的初生。主要不同在于隔舌處與吸入室14監控點處進入葉輪的位置。A模型隔舌處的空化要好于F模型,監測點14處則相反,空泡幾乎發展至全葉片進口背面。葉片初生空化下空泡形態如圖16所示。

圖16 葉片初生空化下空泡形態

3 結論

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雙吸泵性能曲線有影響,主要體現在揚程的變化上,在高效區附近的效率保持不變,隨著擋板末端位置越靠近葉輪中心,揚程越高,較無擋板情況下提高1 m。

2) 對半螺旋型吸入室設置一系列的監測點,可以發現擋板長度對螺旋段內的速度及壓力有影響。改善隔舌處葉輪的流態會在螺旋段處產生負面影響。

3) 在初生空化階段,比對A模型與F模型(無擋板),空泡體體積分數以10%為標準,擋板對空泡的產生起到了促進作用,導致空泡更早產生;對比不同有效空化余量下的葉片空泡體積分數,隔板長度對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,在標準工況下對吸入室內部添置隔板,會在保持效率波動不大的情況下提高揚程,并隨著隔板長度的增加而增加,同時改善汽蝕性能。

在下一研究階段,擬對吸入室監測點12至監測點14處及隔舌處繼續研究,探究在切斷隔舌的半螺旋吸入室中是否有相關聯的現狀,并探究不同工況下的流態及汽蝕性能,以期對半螺旋型吸入室的設計提供有效支持。