葉輪進口邊位置對自吸泵性能的影響分析

程效銳, 劉明建, 楊登峰

(1. 蘭州理工大學 能源與動力工程學院, 甘肅 蘭州 730050; 2. 蘭州理工大學 甘肅省流體機械及系統(tǒng)重點實驗室, 甘肅 蘭州 730050)

自吸泵是利用氣液分離室和回流孔等特殊結(jié)構(gòu)實現(xiàn)自吸性能,在使用上具有一次灌水、終身引水的特點,因此被廣泛應(yīng)用于化工制藥、市政排污、農(nóng)業(yè)灌溉和食品紡織等領(lǐng)域[1-2].目前,國內(nèi)自吸泵的使用依然存在自吸時間長、啟動噪音大、氣液混合不充分等問題,自吸泵的研究主要集中在啟動初期氣液兩相流工況下的模擬分析,以及改變自吸泵回流孔等結(jié)構(gòu)來提升自吸泵性能[3-5].

近年來,特別是鑒于原子能反應(yīng)堆安全問題,許多學者對氣液兩相入流條件下離心泵的特性進行了深入研究[6].程效銳等[7-8]通過數(shù)值計算和實驗相結(jié)合的方法,利用非定常計算對離心泵內(nèi)部流場進行了分析研究.劉洪生等[9]利用非穩(wěn)態(tài)的數(shù)值計算方法模擬了自吸泵的自吸過程,發(fā)現(xiàn)葉輪與導葉的間隙對自吸時間影響呈負相關(guān).司喬瑞等[10]通過實驗研究了氣液兩相入流條件下離心泵在不同含氣率下振動和壓力脈動特性.袁建平等[11]利用高速攝影和PIV超聲成像等技術(shù),對數(shù)值計算模型進行修正來滿足研究需要.閆思娜等[12]研究了離心泵進口含氣率對氣液兩相流條件下葉輪內(nèi)部氣體的分布規(guī)律.

針對自吸泵內(nèi)部結(jié)構(gòu)國、內(nèi)外學者研究表明，改變蝸殼隔舌間隙和氣液分離室結(jié)構(gòu)可以有效提升自吸泵效率,改變?nèi)~輪幾何參數(shù)可以有效提升葉輪的抗汽蝕性能[13].劉建瑞等[14]通過正交試驗研究了葉輪幾何參數(shù)變化對自吸泵自吸性能的影響,結(jié)果表明選取合適的葉輪參數(shù)可以有效提升離心泵的自吸性能.劉宜等[15]通過數(shù)值計算方法研究了離心泵進口幾何參數(shù)變化對離心泵空化特性的影響.趙萬勇等[16]研究了葉輪葉片進口邊位置對離心泵性能的影響,結(jié)果表明葉片進口邊位置前伸可以有效改善離心泵的空化特性.王洋等[17]對漩渦自吸泵非定常流動進行研究,得到不同工況下監(jiān)測點的壓力脈動特性.崔玉松等[18]通過氣液分離室內(nèi)的流場分析對自吸泵性能進行了預(yù)測.范宗霖等[19]對外混式自吸泵自吸時間和自吸高度進行計算,并給出了不同自吸高度下自吸時間的計算公式.王春林等[20]利用Fluent對旋流自吸泵進行了氣液兩相流動數(shù)值計算,發(fā)現(xiàn)在進口含氣率為15%時液體通過相互作用力帶動氣體流動,并且液體的運動速度大于氣體的運動速度.

綜上所述,目前對氣液兩相流的研究方法和理論已經(jīng)日趨成熟,關(guān)于自吸泵葉輪進口參數(shù)變化對自吸性能提升的研究具有重要的價值.因此,本文基于外混式無密封自吸泵,利用數(shù)值計算與實驗相結(jié)合的方法,揭示了葉輪葉片進口邊位置前掠對自吸泵自吸能力的影響規(guī)律,為自吸泵的設(shè)計和優(yōu)化提供了一定的理論依據(jù).

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1 計算模型

本文研究對象是350WFB-1200-50型外混式立式無密封自吸泵,二維結(jié)構(gòu)如圖1所示,模型泵設(shè)計參數(shù)如表1所列.該模型泵由進口S型彎管、儲液室、葉輪、蝸殼、氣液分離室、密封腔和副葉輪7個部分組成,采用ProE軟件對模型泵進行三維建模.

圖1 立式自吸泵二維結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Two-dimensional structure diagram of vertical self-priming pump

表1 自吸泵設(shè)計參數(shù)Tab.1 Self-priming pump design parameters

自吸泵葉輪木模圖前掠切割如圖2所示,葉輪葉片軸面投影如圖3所示.在保證葉輪其他幾何參數(shù)不變的情況下,對木模圖中葉輪葉片進行前掠切割,分別向出口方向延伸5°、10°、15°和20°,不同葉輪進口邊位置對應(yīng)圖3中入口邊、a、b、c和d,得到5種不同葉輪模型方案,葉輪三維結(jié)構(gòu)如圖4所示.在進行數(shù)值計算時，保證切割后不同模型方案葉輪進口邊厚度和圓角不變,通過定常數(shù)值計算和非定常數(shù)值計算并結(jié)合實驗,研究葉輪葉片進口邊前掠對自吸泵自吸能力的影響規(guī)律.

圖2 葉輪木模圖進口邊前掠切割圖Fig.2 The front-swept cutting diagram of the inlet side of the impeller wood model diagram

圖3 葉片進口邊位置軸面投影圖Fig.3 Axial projection of blade inlet position

圖4 葉輪進口邊三維結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Three-dimensional structure diagram of the impeller inlet

1.2 網(wǎng)格劃分和網(wǎng)格無關(guān)性驗證

采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格對全流域模型進行劃分,各過流部件網(wǎng)格尺寸和數(shù)量如表2所列,立式無密封自吸泵主要過流部件計算域網(wǎng)格如圖5所示.

圖5 自吸泵主要過流部件網(wǎng)格示意圖Fig.5 Schematic diagram of the main flow components of the self-priming pump

表2 各過流部件網(wǎng)格尺寸和數(shù)量Tab.2 Mesh size and quantity of each flow-through component

為保證數(shù)值計算結(jié)果的準確性,對自吸泵內(nèi)間隙進行多層網(wǎng)格加密處理,對葉輪進口邊位置進行網(wǎng)格加密處理.

為降低網(wǎng)格數(shù)量對數(shù)值計算結(jié)果的影響,對自吸泵全流域網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,自吸泵額定工況下不同網(wǎng)格數(shù)量定常數(shù)值計算結(jié)果如圖6所示.隨著數(shù)值計算網(wǎng)格數(shù)量的增加,自吸泵總揚程不斷增加并趨于穩(wěn)定,當網(wǎng)格數(shù)量達到609萬時,網(wǎng)格數(shù)量增加對自吸泵揚程影響不足0.9%,說明此時網(wǎng)格數(shù)量已經(jīng)能滿足數(shù)值計算的要求.綜合分析考慮計算機性能和計算時間,最終選擇計算域網(wǎng)格數(shù)量為609萬,針對不同模型方案,其網(wǎng)格數(shù)量基本保持一致.

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性驗證曲線Fig.6 Grid independence verification curve

2 兩相流控制方程和湍流模型

2.1 兩相流控制方程

VOF模型的基本方程由連續(xù)性方程、物性方程、混合流體的雷諾時均Navier-Stokes方程、湍動能方程(k方程)和湍動能率耗散方程(ε方程)等5類方程組成[21].根據(jù)不可壓縮流體物性方程等可以得到各相體積組成的輸運方程為

(1)

式中：R為凈相變率；ui為混合流體速度,m/s；設(shè)第q相的體積分數(shù)為φq,自吸泵中存在著氣液兩相,因此,q=1、2；t為時間,s；xi(i=1,2,3)為直角坐標系中3個方向.

混合流體的雷諾平均Navier-stokes方程為

式中：ui、uj為混合流體速度,m/s；g為重力加速度,9.8 m/s2；μ為混合流體黏性系數(shù),Pa·s；μ1、μ2分別為第1項和第2項黏度,Pa·s；μt為湍動能黏度系數(shù),Pa·s；ρ為混合流體密度,kg/m3；φ1、φ2分別為各項黏度系數(shù)；xj(j=1,2,3)為直角坐標系中3個方向.

2.2 湍流模型

選用標準的k-ε湍流模型,對每相解k-ε方程,分別描述氣液兩相湍流,標準k-ε方程可表示為

式中：Gk為湍動能的產(chǎn)生項；Sk為湍動能源項；Sε為湍動能耗散率源項；Gb為由浮力引起的湍動能k的產(chǎn)生項,即湍流耗散率；YM為可壓湍流中脈動擴張的產(chǎn)生項;對于不可壓縮流體Gb=0,YM=0；模型常量分別為C1ε=1.44,C2ε=1.92,C3ε=0.09,cμ=0.09,σk=1.0，σε=1.39.

2.3 邊界條件設(shè)置

采用Fluent對自吸泵全流場進行定常和非定常數(shù)值計算迭代求解,計算域中葉輪和密封葉輪為旋轉(zhuǎn)部件,其余部分為靜止部件.定常數(shù)值計算初始狀態(tài)進口截面條件設(shè)為速度進口,介質(zhì)為常溫25 ℃清水,出口邊界條件設(shè)為自由出流,自吸泵內(nèi)過流部件表面粗糙度Ra=0.025 μm,設(shè)收斂精度為10—5.根據(jù)經(jīng)驗公式計算湍動能和湍流耗散率,壁面均采用無滑移條件,在保證湍流模型對近壁面網(wǎng)格要求的前提下,葉輪作為主要的旋轉(zhuǎn)部件,近壁區(qū)網(wǎng)格y+值控制在240以內(nèi)[22],并采用標準壁面函數(shù)處理近壁面問題.為保證數(shù)據(jù)的一致性,各流體域動靜耦合面均采用Interor面.

為了探究自吸泵在自吸階段不同時刻泵體內(nèi)氣液分布變化規(guī)律,對自吸泵全流域進行非定常數(shù)值計算,并且需要在一定時間間隔t內(nèi)對自吸泵內(nèi)部流場數(shù)據(jù)和監(jiān)測點數(shù)據(jù)進行保存.考慮到自吸泵額定轉(zhuǎn)速為n=1 450 r/min,確定葉輪旋轉(zhuǎn)3°為1個計算時間步長,每120步葉輪旋轉(zhuǎn)1周,每個時間步長在計算時迭代20次得到計算結(jié)果.因此,可以確定計算時間步長Δt=3.448×10—4s,每周計算2 400步,葉輪旋轉(zhuǎn)1周所用時間為0.041 3 s.非定常數(shù)值計算采用VOF多相流模型,自吸泵進口邊界條件設(shè)為速度進口,出口邊界條件設(shè)為自由出流,并且在進口S型彎管段上部設(shè)置體積V=0.11 m3的空氣柱,液體與氣體交界面的相互作用力為0.07.與定常數(shù)值計算進行對比，并將結(jié)果作為判定非定常數(shù)值計算是否收斂的依據(jù).通過對自吸泵出口監(jiān)測點數(shù)據(jù)分析得到不同時刻氣體含量,再對時間進行積分得到排出氣體的體積.

3 實驗驗證和水平因素分析

3.1 外特性實驗

實驗裝置現(xiàn)場如圖7所示,工作臺示意圖如圖8所示.實驗采用開放式實驗臺對樣機進行測試,通過計算機采集系統(tǒng)測量自吸泵出口含氣率,根據(jù)采集電機工作電流得到樣機軸功率.在自吸泵S型彎管進口處安裝DKF-60電動空氣控制閥,自吸泵啟動時電控閥關(guān)閉，S型彎管上的進氣口形成真空狀態(tài)完成自吸過程.停泵時，重力作用導致進口段液體回落到儲液池之中,此時電控閥開啟使得進口段與外界連通,確保自吸泵內(nèi)液體不隨進口管路回落到儲液池，從而達到消除虹吸的現(xiàn)象,保證自吸泵二次自吸時正常工作.

圖7 自吸泵實驗裝置現(xiàn)場圖Fig.7 Site map of self-priming pump experimental device

圖8 自吸泵實驗裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.8 Schematic diagram of the structure of the self-priming pump experimental device

3.2 實驗驗證對比分析

為驗證數(shù)值計算結(jié)果的準確性,對自吸泵樣機原模型數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比分析,結(jié)果如圖9所示.圖中，Qd為額定工況下自吸泵的流量,Q為不同工況下的流量,橫坐標為不同工況流量與額定流量的比值.可以看出：不同流量工況下數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果變化趨勢基本一致;在0.2Qd、0.4Qd、0.6Qd小流量工況下數(shù)值計算值略高于實驗值,這是由于在小流量工況下實驗時進口閥門損失較大,導致實驗值偏低;在1.2Qd和1.4Qd大流量工況下實驗值略高于數(shù)值計算值,這是由于自吸泵在大流量工況下間隙泄漏減小,從而導致容積效率增高.綜合分析數(shù)值計算值和實驗值的誤差在允許誤差5%之內(nèi),該實驗結(jié)果說明了數(shù)值計算方法可以滿足本文的需要.

圖9 不同工況比值下計算值和實驗值外特性曲線Fig.9 Characteristic curve of calculated value and experimental value under different working condition ratios

4 數(shù)值計算結(jié)果分析

4.1 不同進口邊位置外特性對比分析

額定工況下不同進口邊模型方案外特性曲線如圖10所示.可以看出：對于不同模型方案在相同進、出口邊界條件下,隨著前掠角度的增加定常數(shù)值計算的揚程和效率均有所降低;在0～10°內(nèi)葉片進口邊向出口前掠不會對揚程造成太大的影響,但是當進口邊前掠超過15°時自吸泵揚程會出現(xiàn)明顯的下降;隨著前掠角度增加自吸泵效率降低且基本呈線性變化,對比原模型方案當前掠角度達到20°時,自吸泵總效率下降3.9%.

圖10 額定工況下不同進口邊模型外特性Fig.10 Outer model characteristics of different inlet edges under rated conditions

4.2 不同時刻自吸泵內(nèi)氣液兩相流結(jié)果

4.2.1自吸泵中間截面氣體體積分布

自吸泵模型進口邊前掠0°時，樣機在自吸啟動過程中氣體體積分布如圖11所示.可以看出：初始t=0時,進口S型彎管上部分為空氣段,自吸泵其余部分為清水；隨著自吸過程的進行當t=0.4 s時,葉輪的旋轉(zhuǎn)作用使得空氣段沿管路開始進入儲液腔進行氣液混合,此時葉輪進口邊位置出現(xiàn)氣液混合層;隨著葉輪對氣液兩相混合作用的進行,當t=0.8 s時,由于葉輪誘導液體產(chǎn)生預(yù)旋作用,所以儲液腔內(nèi)氣液混合作用越來越充分,葉輪內(nèi)含氣率不斷增加;當t=1.0、1.2、1.4 s時，液體不斷從儲液池由進口S型管路進入泵腔,氣體在自吸泵內(nèi)不斷發(fā)生混合和分離作用，不斷被排出泵體,并且在葉輪外緣處出現(xiàn)大量漩渦,氣液分離室進口位置處出現(xiàn)明顯的回流現(xiàn)象[23-24];隨著時間的增加儲液腔內(nèi)氣體逐漸減少,氣液兩相混合液體因葉輪旋轉(zhuǎn)做功而被全部排出泵體,此時自吸泵完成自吸過程,樣機各參數(shù)趨于穩(wěn)定進入正常工作狀態(tài).

圖11 自吸泵排氣過程中的氣相體積分布圖Fig.11 The gas phase volume distribution diagram during the exhaust process of the self-priming pump

4.2.2葉輪中間截面氣相分布變化

自吸泵葉輪中間截面的氣體體積分數(shù)和流線分布如圖12所示.隨著自吸時間的增加,葉輪中間截面氣體體積分數(shù)不斷改變,葉輪中間截面處在靠近蝸殼隔舌處，氣體體積分數(shù)較高,這與經(jīng)典的理論分析相同.由圖12可以看出：從t=0.4 s到t=0.6 s葉輪進行氣液混合作用時,氣體首先由靠近隔舌位置進入葉輪,然后隨著時間推移氣體不斷向葉輪其他截面擴散；當t=0.8 s時葉輪內(nèi)充滿氣液兩相混合液體,此時自吸泵進入主要排氣階段,自吸泵出口氣體含氣率維持較高水平.對比分析不同時刻流線分布可以看出,自吸泵葉輪進行氣液混合時會對流線分布產(chǎn)生影響,導致葉輪內(nèi)流線分布不均勻,形成較多的漩渦,這是由于自吸泵內(nèi)發(fā)生非常復雜的氣液混合和分離作用.

圖12 泵內(nèi)葉輪中間截面氣體體積和流線分布圖Fig.12 Gas volume and streamline distribution diagram in the section of the impeller in the pump

4.2.3葉輪中間截面壓力變化

自吸泵葉輪中截面壓力和流線分布如圖13所示.可以看出：當t=0.3 s時葉輪進口中心位置依然充滿液體,此時氣體未進入葉輪進行氣液混合,葉輪中心位置處壓力較低且呈現(xiàn)出負壓狀態(tài);隨著自吸過程的進行,當t=0.6 s時氣體進入葉輪進行氣液混合,從而導致葉輪中心位置處壓力升高,且壓力不斷沿圓周方向升高;隨著氣體被排出葉輪,當t=0.9 s時葉輪中間截面氣體體積分數(shù)降低,液體重新充滿葉輪,葉輪中心位置處壓力不斷降低,重新呈現(xiàn)出負壓狀態(tài).

圖13 自吸泵葉輪中間截面的壓力和流線分布圖Fig.13 The pressure and streamline distribution diagram of the cross section of the self-priming pump impeller

4.3 不同進口邊位置自吸時間計算

不同模型方案在額定工況下不同時刻自吸泵出口含氣率的變化曲線如圖14所示.經(jīng)分析可知：不同方案曲線對時間進行積分即為單位流量下排出泵體的氣體體積;再乘以自吸泵額定流量,得到曲線包含面積即為排出氣體的體積;當出口含氣率為0時,自吸泵完成自吸過程.由圖14可以看出：當前掠角度為0°時,自吸泵完成自吸時間為3.04 s;當前掠角度為10°時,自吸泵完成自吸時間為2.24 s,縮短了25%.由圖15可以看出：在一定范圍內(nèi)隨著進口邊前掠角度的增大，排氣時間不斷縮短;當進口邊前掠角度為10°時,自吸泵完成自吸時間出現(xiàn)極值;當前掠角度繼續(xù)增大時，排氣時間不斷增長.綜合分析發(fā)現(xiàn)，葉輪進口邊最佳前掠角度為10°,此時可以明顯提升自吸泵自吸性能，縮短自吸時間.

圖14 不同時刻自吸泵出口氣含率變化Fig.14 Change of outlet gas holdup of self-priming pump at different times

圖15 不同模型方案排氣完成時間Fig.15 Different model scheme exhaust completion time

5 結(jié)論

本文采用數(shù)值計算和實驗相結(jié)合的方法研究了葉輪不同進口邊位置對自吸泵自吸性能的影響規(guī)律,得到以下結(jié)論：

1) 在一定范圍內(nèi)改變自吸泵葉輪葉片進口邊前掠位置可以明顯提升葉輪的氣液混合能力,有效縮短自吸泵自吸時間,但是在減少自吸時間的同時效率稍有下降.

2) 在氣液兩相入流條件下,葉輪中心位置壓力會升高,并隨著氣液分離的完成重新回到低壓狀態(tài);在靠近隔舌區(qū)域的截面內(nèi)氣體含量較高,且隨著時間變化分布到其他截面.

3) 在氣液兩相入流條件下,對中高比轉(zhuǎn)速葉輪進口邊前掠進行切割,可以使得葉輪進口邊工作時對流體進行分時加載,有效提升葉輪的氣液混合能力.

4) 通過非定常數(shù)值計算發(fā)現(xiàn)，當葉輪進口邊前掠角度為10°時,在額定工況下自吸泵自吸時間可以縮短25%,有效提升自吸泵自吸性能,可為自吸泵的設(shè)計提供重要理論依據(jù).