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2019-05-10 07:17:59浙江申一泵业制造有限公司[863]
前 言 
空化现象一直以来是离心泵面临的一个难题,空化会使泵的性能下降、腐蚀破坏过流部件、产生振动和噪声等,严重时泵将不能运行[1]。 因此有必要对离心泵汽蚀时的汽-液两相流进行深入研究。

基于经验的传统叶轮设计需要繁琐的模型试验,大大增加了设计成本和设计周期,制约了离心泵高空化性能优化设计的进一步发展[2] 。随着计算流体动力学( CFD) 技术在水力机械内部流场计算中应用日益广泛,CFD成为优化设计的重要工具。长期以来,国内外学者采用数值模拟的方法对水泵内部空化流动进行了很多研究[5,6],并成功预测了空化临界点[7,8,9]和离心泵叶轮内发生的多区域空化流动现象等[10,11]。如Medvitz等[12]捕捉到了离心泵在偏流量工况的能量和扬程下降特性,Coutier Delgosha等[13]采用正压状态方程对3台离心泵进行定常空化流动计算,成功获取了泵的扬程下降曲线及空泡结构。

不难看出,上述离心泵的空化研究较多集中于对外特性的预测,目前对叶轮空化性能优化改进的相关工作虽然也做了不少,但仍有待于深入研究。本文应用汽液两相流混合模型基本方程,对一台比转速为100的双吸泵叶轮内部空化性能进行数值计算和分析,并通过修改叶轮入口直径、前盖板圆弧半径及叶片进口边形状来提升叶轮空化性能,旨在给出离心泵空化流计算中叶轮改进的合理建议。

2.基本参数及网格划分
本文计算模型为一台双吸泵,流量 QO=7000m3/h,扬程H=55m,叶片数Z=6,转速n =740rpm。计算域由吸水室、叶轮及压水室组成。划分网格时采用非结构化四面体网格,并在叶片头部及尾部,压水室隔舌处进行加密,计算域见图1。进行网格无关性检查时,当扬程的相对误差低于0.5%便可认为网格对计算结果无影响,最后确定计算所采用的网格总数为240万。


1.边界条件设定
边界条件在入口设为总压,进口处水的体积分数设为1,气泡的体积分数设为0。出口边界设为质量出口以控制模型的流量。通过调节进口压力改变进口的有效空化余量,从而控制水泵内部空化发生的程度。

2.空化模型及湍流模型
空化计算应用均质多相模型和Zwart-Gerbe-Belamri空化模型来考虑空泡的生长与溃灭,介质的饱和蒸汽压力设置为3574Pa,空泡的平均直径为2*10-6m。湍流模型选用RNG模型,该模型最主要的优点为:考虑到壁面上大尺度分离的影响,能有效地处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动,所以在预测流体机械中三维非定常流动,能得出很好的结果。

3计算结果分析
首先对双吸泵进行单相流场数值模拟,并以该计算结果为初始值,添加空化模型进行空化两相流计算。

1原始叶轮空化性能预测
图2给出了数值计算所得扬程下降曲线。NPSHa值根据下式计算:

(1)式中:分别为叶轮进口压力,Pa;为工作介质密度,kg/m3;g为重力加速度,m/s2;为计算域进口断面的绝对速度,m/s2;相应温度下水的汽化压力,单位为Pa,文中主要在300K时取3574Pa。
空化计算收敛的标准通常以进出口流量差(允许的最大流量差≤0.4%)及残差曲线衡量,求解过程中不同空化余量下的流动收敛性都较好。可以看出:NPSH值逐渐减小的过程中,扬程也相应出现下降。

图3(a)给出了数值计算所得叶轮内空泡的分布(黄色区域为空泡,汽相体积分数等值面取5%),可见空化主要发生在叶片吸力面头部靠前盖板附近,并向流道中心延伸。图3(b)所示现场拍摄的图片中,叶片金属表面几乎在相同位置显现蜂窝状,这主要由空泡溃灭引起局部高速水流打击金属而使其表面疲劳破坏形成,这些蜂窝孔一般与外部相通,且大多数坑槽与都与金属表面垂直。上述分析不难说明计算所采用的空化流数值方法在捕捉空泡现象时具有一定的准确性。
工程上规定:能量参数下降某一百分数( 1~3%) 时的NPSH值为水力机械的空化余量的临界值,记为 NPSHcr。现取扬程下降3%的点为临界空化余量,得到允许空化余量[12]。

NPSH=NPSHcr+k     

(2)式中k取0.3 。该水泵的NPSHcr=6.8m(图2中工况D),因而选用的双吸泵空化余量NPSH=7.1m。综合看来,该水泵的空化性能略差。实际应用中,通常采用修整叶片头部的方法来改善水泵的空化性能,具体做法是将叶片头部背面修薄,原理是减低叶片进口的水流速度和叶轮进口排挤,从而提高泵的抗空化能力。此外,采用耐空化材料,如铜合金、合金铸钢等,也不失为一种提高叶轮空化性能的可行之法。

2改进方案空化性能预测
影响水泵汽蚀性能的主要因素包括叶轮进口几何形状、叶片进口边形状、进出口安放角及流道形状等。因而,要改善一台水泵自身的空化性能,应重点从从水力结构做优化。研究主要从以下几个方面对叶轮进行优化改进: ( 1 )原叶轮入口直径 D0增大2%; ( 2)原叶片进口冲角B1增加4°; ( 3)叶片进口边位置向叶轮入口偏移,同时调整叶片进口边形状微拱起; (4)增大叶轮盖板拐弯处曲率半径 r1。改型前后的叶轮形状见图4,其中黑色线为改型后叶轮外轮廓。对改型后叶轮进行空化流计算所得扬程下降曲线如图5所示。图6则给出了叶轮流道内空泡发展的全过程。
图5中曲线的实心点依次对应了图6中空泡的形态。从扬程曲线可以看出:当NPSH值较大时泵的能量特性几乎不受影响,扬程变化不大(工况A和B);随着NPSH的逐步降低,扬程出现不同程度的下降趋势,说明此时泵叶轮内已开始发生空化(工况C);NPSH值继续变小时扬程陡降,此时叶轮内空化区域逐步增大,导致泵的外特性发生变化(工况D和E)。扬程的急剧下降对应于空化区域的骤然变化,主要是由于成长的空泡急剧增大导致叶轮部分有效过流面积减小造成的。


叶轮流道空泡的发展
改型后水泵的NPSHcr=5.8m(图5中工况D),而空化余量NPSH=6.1m,比改型前抗空化能力提高了约1m。为进一步直观说明优化前后叶轮空化性能的差异,图7给出了相同进口压力下改型前后叶轮流道的空泡分布。不难看出,图7(a)中空泡几乎占据流道整个喉部,而优化后的叶轮通道空泡面积显著缩小,对流道堵塞及泵性能的损害也相应减弱,这主要与上述改进措施所带来的叶轮入口流速减小,压力增加并抑制空化发生有关。
综上所述,增大叶轮入口直径及前盖板半径、将叶片进口边位置向叶轮入口延伸等,可有效改善水泵的空化性能。 因而在工程实践过程中,可重点通过上述措施来提高水泵的空化性能。另一方面,将CFD技术与两相流的基本理论相结合,应用于叶轮改善空化性能优化设计当中,可够弥补试验方法费用高和周期长的不足,也必成为离心泵优化设计的一个发展方向。

4结 论 
结合汽液两相流基本理论,利用CFD技术对双吸泵全流道进行定常空化流动计算,并提出相应的空化性能改进措施。研究表明:扬程下降是由叶轮内空泡急剧增大从而堵塞流道造成的;增大叶轮入口直径及前盖板半径、叶片进口边向叶轮入口延伸并调整叶片进口形状微拱起、增加叶片进出口安放角等措施,可有效改善水泵的空化性能,削弱空化对叶轮的磨损。

参 考 文 献:
[1]赵万勇. 大型泵叶轮抗空化性能改善 [ J]. 流体机械, 1998 , 26( 9) : 36 -39 .

[2]李兆君, 余兵,詹少青.关于如何提高泵的抗空化性能的探讨 [ J].机电信息, 2007 , 16 : 48 -54 .

[3]Coutier-Delgosha O., Fortes-Patella R., Reboud J. L. Numerical simulation of pump cavitating behavior.  ASME FEDSM, Quebec Canada, 2002.

[4]Chikezie Nwaoha. Cavitation control in centrifugals. WORLD PUMPS, 2009: 22-24

[5]Mejri I., Bakir F., Rey R., Belamri T. Comparison of Computational Results Obtained From a Homogeneus Cavitation Model With Experimental Investigations of Three Inducers. ASME. Fluids Eng., 2005: 1308-1323

[6]李军,刘立军,李国君等. 离心泵叶轮内空化流动的数值预测. 工程热物理学报,2007, 28(6): 948~950

[7]Coutier Delgosha O., Reboud J. L., Fortes Patella R. Numerical study of the effect of the leading edge shape on cavitation around inducer blade sections. Proceedings of the 4th Int. Symp. On Cavitation, 2001.

[8]Philippe Dupont Dr., Ernesto Casartelli Dr. Numerical prediction of the cavitation in pumps. ASME FEDSM, Quebec Canada, 2002.

[9]Imene Mejri, Farid Bakir. Robert Rey. Comparison of computational results obtained from a VOF cavitation model with experimental investigations of three inducers. ASME, 2005: 1166-1191

[10]Medvitz Richard B., Kunz Robert F. , Boger David. Performance Analysis of Cavitating Flow in Centrifugal Pumps Using Multiphase CFD. ASME Fluids Eng, 2002(124) : 377-383 .

[11]Coutier Delgosha O., Fortes Patella R., Reboud J. L. Experimental and Numerical Studies in a Centrifugal Pump with Two-Dimensional Curved Blades in Cavitating Condition. ASME. Fluids Eng.,2003(125): 970-978

张克危. 流体机械原理: 上册[ M].北京: 机械工业出版社, 1991

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