基于CFD技術(shù)的離心泵汽蝕性能優(yōu)化

陳 冰,李志鵬,羅幼如,馮少生

(1. 湖南天一奧星泵業(yè)有限公司，湖南 岳陽 414000； 2. 長沙理工大學，湖南 長沙 410114)

離心泵在汽蝕條件下工作會產(chǎn)生振動和噪聲，過流部件的某些地方會遭到汽蝕破壞，引起泵的揚程、效率等性能下降，嚴重時會使泵中液流中斷，不能工作。通過設(shè)計優(yōu)化提升泵的抗汽蝕性能，可降低泵發(fā)生汽蝕的概率，提升離心泵運行的穩(wěn)定性。汽蝕現(xiàn)象主要是由泵內(nèi)液體介質(zhì)流動狀態(tài)變化引起的。隨著計算流體動力學(CFD)和計算機技術(shù)的發(fā)展，將離心泵內(nèi)部流動的數(shù)值模擬與試驗研究相結(jié)合已成為揭示葉輪機械內(nèi)部流動規(guī)律的重要方法【1】。通過分析離心泵內(nèi)壓力場和速度場，同時結(jié)合氣液兩相流模型進行研究，可以對泵的汽蝕性能進行準確預(yù)測【2-9】。

離心泵汽蝕主要發(fā)生在葉輪的入口處，通過改進葉輪設(shè)計參數(shù)、增加葉輪進口部分光潔度、優(yōu)化泵吸入部分形狀、提高裝置汽蝕余量等均可改善泵的抗汽蝕性能【10】。本文僅對離心泵葉輪的結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化，探討葉輪幾何參數(shù)對改善泵抗汽蝕性能的影響。

1 原泵計算模型及網(wǎng)格劃分

1.1 三維模型

本文擬進行數(shù)值計算并優(yōu)化的離心泵型號為TSY500-400-895，其設(shè)計性能參數(shù)如表1所示，葉輪幾何參數(shù)如表2所示。

表1 離心泵設(shè)計參數(shù)

表2 離心泵葉輪幾何參數(shù)

根據(jù)離心泵的結(jié)構(gòu)特點，將離心泵整個流動通道分為吸入室、葉輪、壓出室、進口延長段、出口延長段等部分分別建模，然后依據(jù)流動的順序彼此裝配在一起，形成離心泵整體流道。離心泵各過流部件幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，采用Solidworks 2019三維建模軟件對離心泵全流道進行幾何建模。原離心泵流動域三維幾何模型見圖1～圖5。

圖1 計算域三維模型

圖2 吸入段計算域模型

圖3 葉輪計算域正視

圖4 壓出段計算域模型

圖5 葉輪計算域側(cè)視

1.2 網(wǎng)格劃分

利用ANSYS ICEM軟件對各段計算域劃分自適應(yīng)極強的四面體網(wǎng)格，對計算域中關(guān)鍵部件曲率較大的部位(如葉片前后緣)的網(wǎng)格進行局部加密以捕捉更加細致的流場特征。網(wǎng)格整體總數(shù)目為388萬，以Quality指標衡量的網(wǎng)格質(zhì)量在0.28以上，滿足計算要求。原離心泵整體流動域的網(wǎng)格模型如圖6所示，葉輪網(wǎng)格模型如圖7所示。

圖6 整體流動域網(wǎng)格模型示意

圖7 葉輪網(wǎng)格模型示意

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

將離心泵的揚程和軸功率作為準則進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，在Q=2 700 m3/h的設(shè)計工況點下，泵效率和軸功率與網(wǎng)格關(guān)系如表3所示。由表3可以看出，當網(wǎng)格從388萬增加到412萬時，泵揚程的增幅小于0.09%，軸功率的增幅小于0.03%，故采用388萬網(wǎng)格進行數(shù)值計算是合理的。

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證統(tǒng)計表

2 原泵汽蝕性能分析

2.1 計算方法與邊界條件

采用ANSYS CFX軟件將泵的吸入室、壓出室和葉輪作為一個整體進行內(nèi)部流場數(shù)值計算與汽蝕模擬。首先進行無汽蝕定常計算，湍流模型選擇標準k-ε模型，壓力和速度的耦合采用SIMPLE 算法，控制方程對流項采用二階迎風格式離散，擴散項和源項采用二階中心差分格式離散。進口邊界條件為壓力進口，出口邊界為質(zhì)量流量，壁面條件為無滑移固體壁面條件，使用標準壁面函數(shù)模擬固體壁面附近的流動。然后以無汽蝕的計算結(jié)果為初始條件進行汽蝕計算。汽蝕計算采用同形態(tài)轉(zhuǎn)化多相流模型，質(zhì)量轉(zhuǎn)化條件選擇汽蝕。

2.2 設(shè)計工況(Q=2 700 m3/h)汽蝕性能分析

當泵發(fā)生汽蝕后，體現(xiàn)在泵外特性曲線上，即泵的揚程會逐漸下降。將泵揚程下降3%時的裝置汽蝕余量NPSHa作為泵的臨界汽蝕值，即泵的必須汽蝕余量NPSHr。通過汽蝕性能仿真，可以很好地捕捉在入口條件(即裝置汽蝕余量NPSHa改變狀態(tài))下泵性能的變化情況。

通過圖8～圖10可以看出，在不同裝置汽蝕余量NPSHa狀態(tài)下，葉輪內(nèi)部的氣相分布各不相同。當葉輪進口壓力充足時，葉輪內(nèi)部氣相分布很少，隨著葉輪進口壓力的逐漸降低，葉輪內(nèi)部的氣相逐漸增加，直至堵塞葉輪，發(fā)生明顯的汽蝕現(xiàn)象，嚴重時甚至會發(fā)生斷流。以NPSHa=20 m 時的揚程值為基準，揚程下降3%時的NPSHa值作為泵臨界汽蝕值NPSHr。通過仿真分析，在設(shè)計工況Q=2 700 m3/h運行時，泵的臨界汽蝕值NPSHr為6.5 m。不同裝置汽蝕余量NPSHa下的泵揚程統(tǒng)計如表4所示。

圖8 NPSHa=20 m時流體域內(nèi)部氣相分布

圖9 NPSHa=8 m時流體域內(nèi)部氣相分布

圖10 NPSHa=6.5 m時流體域內(nèi)部氣相分布

表4 不同裝置汽蝕余量NPSHa下的揚程統(tǒng)計

3 葉輪水力模型的優(yōu)化

葉輪結(jié)構(gòu)對泵的汽蝕性能有重要影響，為提高離心泵自身的抗汽蝕性能，對葉輪結(jié)構(gòu)進行了以下幾個方面的改進設(shè)計：1)增加葉輪進口直徑；2)增加葉輪的進口寬度；3)增大蓋板進口部分曲率半徑；4)減小葉片包角與葉片的數(shù)量；5)進口邊輪轂側(cè)向入口方向適當延伸；6)增大葉片進口沖角；7)葉片厚度向進口處逐漸減薄，使之接近流線型。改進后的葉輪幾何參數(shù)見表5，改進前后葉輪的型線對比如圖11所示。

表5 改進后離心泵葉輪幾何參數(shù)

圖11 原葉輪與改進葉輪型線對比

3.1 優(yōu)化后汽蝕性能分析

將優(yōu)化后的葉輪流道進行三維建模與網(wǎng)格劃分，優(yōu)化后葉輪的三維模型與網(wǎng)格模型見圖12。將優(yōu)化后的葉輪與原泵的吸入室、壓出室作為一個整體進行內(nèi)部流場數(shù)值計算與汽蝕模擬，計算方法與邊界條件與優(yōu)化前計算設(shè)置的方法保持一致。

圖12 優(yōu)化后葉輪三維及網(wǎng)格模型示意

優(yōu)化后的離心泵在Q=2 700 m3/h工況下運行時，泵臨界汽蝕值NPSHr為5 m，比優(yōu)化前下降了1.5 m。優(yōu)化后不同裝置汽蝕余量NPSHa下的揚程統(tǒng)計如表6所示。

表6 優(yōu)化后不同裝置汽蝕余量NPSHa下的揚程統(tǒng)計

3.2 汽蝕性能試驗驗證

一定流量下泵的汽蝕性能以裝置汽蝕余量與揚程的關(guān)系曲線來描述，計算式為：

式中：NPSHa——裝置汽蝕余量，m；

H1——泵進口總水頭，m；

Pa——當?shù)卮髿鈮毫Γ琍a；

PV——一定溫度下介質(zhì)的飽和蒸汽壓力，Pa；

ρ——流體介質(zhì)的密度，kg/m3；

g——重力加速度，m/s2。

以額定流量下?lián)P程下降3% 作為汽蝕發(fā)生的判斷標準，并按GB/T 3216—2005《回轉(zhuǎn)動力泵水力性能驗收試驗1級和2級》標準，在B級精度試驗臺對在Q=2 700 m3/h設(shè)計工況下運行的優(yōu)化前后的離心泵汽蝕性能進行真機試驗，并與數(shù)值模擬的預(yù)測結(jié)果進行比對。該離心泵優(yōu)化前后汽蝕性能試驗曲線與CFD計算預(yù)測曲線比對如圖13 所示。

圖13 優(yōu)化前后汽蝕性能曲線

額定流量Q=2 700 m3/h工況下，該雙吸離心泵優(yōu)化前汽蝕試驗顯示NPSHr為6.3 m ，數(shù)值計算預(yù)測NPSHr為6.5 m；優(yōu)化后汽蝕試驗顯示NPSHr為5.1 m ，數(shù)值計算預(yù)測NPSHr為5 m；預(yù)測值與試驗值基本相吻合。優(yōu)化后泵的臨界汽蝕余量NPSHr降低了1～1.5 m,離心泵的汽蝕性能得到了有效改善。

4 結(jié)論

1) 離心泵葉輪的形狀及結(jié)構(gòu)參數(shù)決定著泵汽蝕性能的好壞，采取適當增加葉輪進口直徑、增加葉輪的進口寬度、增大蓋板進口部分曲率半徑、進口邊輪轂側(cè)向入口方向適當延伸、增大葉片進口沖角、葉片厚度向進口處逐漸減薄使之接近流線型等措施，可以有效改善泵的汽蝕性能。

2) 利用CFD技術(shù)對泵流道內(nèi)部流動進行數(shù)值模擬能準確反映泵內(nèi)壓力和速度的流場分布情況，判斷汽蝕發(fā)生區(qū)域以及汽蝕發(fā)生的程度。將汽蝕預(yù)測結(jié)果與汽蝕試驗結(jié)果進行對比分析，結(jié)果基本吻合，說明利用CFD軟件進行汽蝕分析，可以有效地指導(dǎo)工程實踐。