高抗汽蝕誘導(dǎo)輪在國產(chǎn)化首臺套LNG泵的設(shè)計實現(xiàn)與驗證

嚴(yán)文澤，姚寶運，姚會茹

（大連深藍(lán)泵業(yè)有限公司，大連 116031）

隨著我國工業(yè)裝置大規(guī)模發(fā)展，在深海油氣輸送、石化、核電、航空航天、冶金等領(lǐng)域內(nèi)，離心泵可輸送介質(zhì)呈現(xiàn)多樣化，特別是在輸送易汽化介質(zhì)和氣體低溫液化輸送（液氧、液氮等）等應(yīng)用領(lǐng)域的不斷拓展，對離心泵穩(wěn)定運行可靠性、輸送經(jīng)濟(jì)性、汽蝕性能都提出了更高要求。

眾多學(xué)者對離心泵抗汽蝕性能的深入研究，已提出一些行之有效的技術(shù)解決方案，其中，離心泵入口前置誘導(dǎo)輪已成為常用措施，國外技術(shù)先進(jìn)的泵企業(yè)通過配置高抗汽蝕誘導(dǎo)輪，使得泵汽蝕比轉(zhuǎn)速達(dá)到了6 000 ～ 7 000。匹配幾何尺寸理想的誘導(dǎo)輪，不但可以顯著改善泵的汽蝕性能[1]，同時也可以減弱泵汽蝕而導(dǎo)致的振動、噪聲及材料磨損及破壞[2]。崔寶玲等[3]通過CFD 計算手段對等螺距誘導(dǎo)輪的內(nèi)部流動進(jìn)行數(shù)值模擬，揭示了等螺距誘導(dǎo)輪內(nèi)部壓力場及流場的分布；黎義斌等[4]對口環(huán)間隙變化對誘導(dǎo)輪離心泵汽蝕性能影響進(jìn)行研究；孫健等[5]研究了變螺距誘導(dǎo)輪的設(shè)計參數(shù)選擇，總結(jié)了一些關(guān)鍵參數(shù)的選擇。潘中永[6]對誘導(dǎo)輪的設(shè)計進(jìn)行系統(tǒng)論述并給出計算方 法。

鑒于上述學(xué)者研究以及實際泵產(chǎn)品性能規(guī)劃及開發(fā)，大連深藍(lán)泵業(yè)采用CFD 水力優(yōu)化設(shè)計手段，理論與試驗驗證相結(jié)合的方法，使得配置誘導(dǎo)輪的泵產(chǎn)品汽蝕性能達(dá)到國際領(lǐng)先水平，且其他性能指標(biāo)（效率，振動噪聲，曲線形狀等）均滿足要求，同時形成了誘導(dǎo)輪的水力設(shè)計規(guī)范及水力設(shè)計計算程序。本文以某LNG 國產(chǎn)化首臺套泵研發(fā)項目為依托開展高抗汽蝕誘導(dǎo)輪設(shè)計論述。

1 高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的設(shè)計策略及原則

1.1 高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的設(shè)計思路及流程

誘導(dǎo)輪是軸流式葉輪，其具備軸流葉輪的汽蝕特性，在輪緣處產(chǎn)生的氣泡，在沿軸向向前運動的過程中，由于輪轂側(cè)液體受離心力作用向外壓的原因，使氣泡被壓縮在輪緣局部區(qū)域并在此凝結(jié)，不會造成整個流道堵塞。另外，選擇較大的葉柵稠密度、進(jìn)口過流面積以及較薄的葉片進(jìn)口厚度和較小的進(jìn)口角，使得誘導(dǎo)輪抗汽蝕性能又整體優(yōu)于軸流葉輪。高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的設(shè)計思路可以概括為：“通過控制葉片進(jìn)口角及過流面積保證高抗汽蝕性能、出口角及輪緣直徑保證必須的揚程；通過協(xié)調(diào)設(shè)計，使得葉柵稠密度處在合理范圍內(nèi)”。

通常情況下，誘導(dǎo)輪的計算如式（1）、圖1 所示。

圖1 誘導(dǎo)輪與主葉輪的速度三角形示意Fig.1 Velocity triangle between the inducer and the main impeller

在一般情況下，誘導(dǎo)輪的設(shè)計流程如圖2 所示。

1.2 高抗汽蝕誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)形式的確定原則

根據(jù)誘導(dǎo)輪汽蝕比轉(zhuǎn)速的限定要求，在設(shè)計過程中推薦使用的誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)形式如表1 所示。

在滿足性能要求，節(jié)約成本的前提下，在設(shè)計過程中推薦選用的誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)先級為：

圖2 誘導(dǎo)輪設(shè)計流程Fig.2 Design flow of induction wheel

表1 優(yōu)先推薦使用的誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)形式Table 1 Preferentially recommends the use of the inducer wheel structure

等螺距誘導(dǎo)輪＞圓柱型變螺距誘導(dǎo)輪＞圓錐型變螺距誘導(dǎo)輪

1.3 誘導(dǎo)輪的優(yōu)選運行范圍及進(jìn)口流量系數(shù)的匹配

基于額定流量設(shè)計的誘導(dǎo)輪，其優(yōu)選的運行工作范圍為80% Qbep～ 120% Qbep，當(dāng)流量Q＞1 000 m3/ h時，不建議誘導(dǎo)輪偏大流量工況使用；在一般情況下，不建議超工況范圍使用，這是由誘導(dǎo)輪的自身空化特性所決定的。圖3 為一般情況下誘導(dǎo)輪的汽蝕特性曲線：

圖3 誘導(dǎo)輪汽蝕特性曲線Fig.3 Cavitation characteristic curve of inducer

存在最優(yōu)的進(jìn)口流量系數(shù)φt，獲得最低的NPSHr，即：

布倫菲爾德（Brumfield）準(zhǔn)則：

式中 λ—— 誘導(dǎo)輪進(jìn)口壓降系數(shù)，通常取0.01 ～ 0.02。

由于誘導(dǎo)輪進(jìn)口沖角的影響，進(jìn)口流量系數(shù)φt匹配關(guān)系間如表2 所示。

表2 進(jìn)口流量系數(shù)的匹配關(guān)系Table 2 Matching relation of inlet flow coefficient

汽蝕比轉(zhuǎn)速C 與流量系數(shù)的關(guān)系式如式（4）所示。

已經(jīng)有大量的文獻(xiàn)資料對其他關(guān)鍵參數(shù)（葉柵稠密度、輪緣間隙等）進(jìn)行分析研究，在此不再贅述。

2 高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的設(shè)計實現(xiàn)

2.1 誘導(dǎo)輪水力設(shè)計及三維模型

按照上述設(shè)計理論及原則，針對某LNG 國產(chǎn)化首臺套高壓泵，開展高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的水力開發(fā)，其設(shè)計參數(shù)如表3 和表4 所示。

表3 某國產(chǎn)化首臺套LNG 高壓泵水介質(zhì)設(shè)計參數(shù)Table 3 Design parameters of water medium of the first LNG high-pressure pump

表4 某國產(chǎn)化首臺套LNG 高壓泵高抗汽蝕誘導(dǎo)輪部分設(shè)計幾何參數(shù)Table 4 Design parameters of the first LNG high pressure pump with high cavitation resistance induction wheel

根據(jù)已知設(shè)計參數(shù)，選取水力模型的葉輪NPSHr= 8 m，并不能滿足泵汽蝕余量的設(shè)計要求，且相差甚遠(yuǎn)；通過葉輪汽蝕性能優(yōu)化，亦無法滿足，因此，采用前置誘導(dǎo)輪的設(shè)計方法，期望滿足設(shè)計要 求。

按照上文敘述的高抗汽蝕誘導(dǎo)輪設(shè)計思路及設(shè)計流程，通過高抗汽蝕誘導(dǎo)輪設(shè)計計算程序，確定誘導(dǎo)輪設(shè)計參數(shù)；應(yīng)用SolidWorks 對設(shè)計出的不同方案水力模型進(jìn)行三維建模。三維模型如圖4～5所 示。

2.2 網(wǎng)格劃分

采用ANSYS ICEM 網(wǎng)格劃分軟件，采用適應(yīng)性較強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格類型，對于葉片進(jìn)口、出口、圓角等重要位置進(jìn)行了局部加密，葉片表面采用棱柱層網(wǎng)格處理，誘導(dǎo)輪與葉輪計算域總網(wǎng)格數(shù)量約250 萬。

當(dāng)模型網(wǎng)格數(shù)大于250 萬時，網(wǎng)格數(shù)對性能影響不大，而且計算耗時比較合理，因此選擇該網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行數(shù)值計算。

2.3 汽蝕模型和邊界條件

圖4 誘導(dǎo)輪三維模型Fig.4 3D model of induction wheel

圖5 誘導(dǎo)輪和首級葉輪三維模型Fig.5 3D models of the induction wheel and head impeller

空化模型選用ANSYS CFX 軟件提供的均相流（Homogeneous）模型，此模型認(rèn)為蒸汽速度與液體速度相同，采用Rayleigh-Plesset 方程描述空泡形成和潰滅時液相與氣相之間質(zhì)量傳遞的過程。誘導(dǎo)輪離心泵內(nèi)部流動為三維不可壓黏性湍流流動，控制方程為連續(xù)性方程和雷諾時均N-S 方程，湍流模型選用能夠較好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大流動的RNG k-ε 模型。采用高階求解差分格式，收斂精度為10-5。壁面滿足無滑移邊界條件，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法；以單相流動數(shù)值計算的收斂結(jié)果作為空化數(shù)值計算的初始流場，通過不斷減小進(jìn)口總壓力值進(jìn)行定常空化數(shù)值計算。

圖6 計算模型網(wǎng)格數(shù)-揚程變化曲線Fig.6 Grid-head variation curve of the calculated model

圖7 計算模型網(wǎng)格示意Fig.7 Grid diagram of calculation model

2.4 數(shù)值模擬結(jié)果與評價

根據(jù)表5 汽蝕性能計算結(jié)果，認(rèn)為NPSHr= 20 m時，誘導(dǎo)輪與葉輪內(nèi)沒有發(fā)生汽蝕，此時的揚程134.2 m 作為未發(fā)生汽蝕的衡量指標(biāo)，按API 610 標(biāo)準(zhǔn)要求，以揚程下降3%時的NPSHr值為考核點。當(dāng)NPSHr= 0.9 m 時，若只按揚程指標(biāo)來看，此時仍未發(fā)生汽蝕，需結(jié)合流場做進(jìn)一步分析，其曲線見圖8。

表5 額定工況汽蝕性能預(yù)測結(jié)果Table 5 Cavitation performance prediction results at rated conditions

圖8 汽蝕性能預(yù)測曲線Fig. 8 Cavitation performance prediction curve

圖9、圖10 流線圖中顯示的誘導(dǎo)輪內(nèi)部紅色高亮部分為氣體體積分?jǐn)?shù)ξ ≥0.5 所占用的體積空間。當(dāng)NPSHr= 1.2 m 時，氣泡被制約在誘導(dǎo)輪葉片1/3 位置上。當(dāng)NPSHr= 1 m 時，氣泡消失于誘導(dǎo)輪葉片2/3 位置上，并未對主流形成過多干擾。而當(dāng)NPSHr= 0.9 m 時，氣泡布滿整個誘導(dǎo)輪葉片占據(jù)大量空間，對主流形成明顯的堵塞作用，誘導(dǎo)輪為液體提供能量的作用減弱，大量氣泡聚集在葉輪葉片入口背面位置上，影響葉輪做功能力。

圖9 不同NPSHr值下氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖Fig.9 Distribution of gas phase volume fraction under different NPSHrvalues

圖10 不同NPSHr值下的氣相分布圖Fig.10 Gas phase distribution under different NPSHrvalues

圖11～圖13 為不同NPSHr 值下，誘導(dǎo)輪與首級葉輪不同流面（Span=0.1、0.5、0.9）下的氣相分布?？梢钥闯觯S著入口總壓不斷降低，NPSHr不斷降低，在3 個流面上，氣相體積占比不斷增加的；而在這3 個流面中，NPSHr相同時，氣相分布規(guī)律明顯：從進(jìn)輪轂流面（Span=0.1）至近輪緣流面（Span=0.9），氣相占比逐漸增加，這也與上文分析相互對應(yīng)。

圖11 不同NPSHr下，誘導(dǎo)輪+葉輪近輪轂流面（Span=0.1）的氣相分布Fig.11 Gas phase distribution of the induction wheel and impeller near the hub flow surface (Span=0.1) under different NPSHr

圖12 不同NPSHr下，誘導(dǎo)輪+葉輪中間流面（Span=0.5）的氣相分布Fig.12 Gas phase distribution of inducer and impeller middle flow surface (Span=0.5) under different NPSHr

圖13 不同NPSHr下，誘導(dǎo)輪+葉輪近輪緣流面（Span=0.9）的氣相分布Fig.13 Gas phase distribution on the flow surface (Span=0.9) of the induction wheel and impeller at different NPSHr

3 試驗驗證

該LNG 高壓泵在大連深藍(lán)泵業(yè)有限公司的I 級試驗臺以及LNG 介質(zhì)試驗臺分別進(jìn)行性能試驗。在試驗過程中，泵頭插入深度L=1.8 m，以首級揚程下降3%時的汽蝕值作為臨界汽蝕值。測試結(jié)果如下表6 和圖14 所示。需要說明的是，入口取壓點位于液面以下，測試的NPSHr值是以試驗泵安裝平面為基準(zhǔn)的，需要將NPSHr值換算值誘導(dǎo)輪入口中心處，因此：

表6 額定工況汽蝕性能測試結(jié)果Table 6 Test results of cavitation performance at rated conditions

圖14 額定工況水介質(zhì)下，NPSHr性能測試曲線Fig.14 NPSHrperformance test curve under rated working condition

NPSHr實際= NPSHr測試+ L = -0.95 + 1.8 = 0.85 m（5）式中 L——泵頭插入深度，m。

在隨后的LNG 介質(zhì)下，NPSHr實際= 0.5 m，很好地實現(xiàn)了設(shè)計預(yù)期。

對比NPSHr預(yù)測結(jié)果與最終結(jié)果不難發(fā)現(xiàn)，按 照高抗汽蝕誘導(dǎo)輪設(shè)計思路及結(jié)構(gòu)選取原則，借助CFD 分析手段，使得該高抗汽蝕誘導(dǎo)輪設(shè)計開發(fā)非常成功，設(shè)計吻合性優(yōu)異。同時，也可以看出，在離心泵的設(shè)計領(lǐng)域內(nèi)，無論是重大項目研發(fā)，還是日常的水力性能優(yōu)化中，CFD 正扮演著越來越重要的角 色。

4 結(jié)論

本文提煉出若干離心泵高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的設(shè)計準(zhǔn)則，并以某LNG 高壓泵國產(chǎn)化首臺泵項目為依托，采用CFD 和試驗相結(jié)合的方法，很好地實現(xiàn)了高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的水力開發(fā)及驗證，并從中得到以下結(jié) 論：

（1）借助CFD 分析手段，在高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的水力設(shè)計中，可以很好地與理論設(shè)計相結(jié)合，提高了水力設(shè)計準(zhǔn)確率，節(jié)約經(jīng)濟(jì)成本和縮短設(shè)計周期。

（2）從實踐角度出發(fā)，本文在一定范圍內(nèi)總結(jié)了離心泵高抗汽蝕誘導(dǎo)輪的水力設(shè)計思想及形式選取原則，可對相關(guān)從業(yè)人員在設(shè)計時進(jìn)行參考。

（3）當(dāng)NPSHr值相同時，氣體相從近輪轂流面到近輪緣流面逐漸增加，主要氣泡最終聚集在輪緣處。

（4）在提高離心泵汽蝕性能的設(shè)計措施中，前置誘導(dǎo)輪是一種行之有效的設(shè)計方法，良好的設(shè)計匹配，能夠很好地提升離心泵的汽蝕性能。