双蜗壳离心泵启动过程瞬态流动特性与隔板处压力脉动特性

杨敬江，周润泽，陈汇龙，俞田宝

(1.江苏大学 国家水泵及系统工程技术研究中心，江苏 镇江 212013；2.江苏大学 能源与动力工程学院，江苏 镇江 212013)

双蜗壳结构压水室对减小泵在运行过程中叶轮径向力及降低振动噪声起到很大的作用.目前，一些学者对双蜗壳泵在稳定运行工况下的压力脉动特性、内部流动特性和动静干涉等问题进行了深入研究.杨敏等[1]对双蜗壳离心泵压力脉动特性及叶轮径向力进行了数值模拟，得到了内部流场特性及双蜗壳内压力脉动的情况，并对其进行了频谱分析.结果表明双蜗壳内存在比较明显的压力脉动.张霞等[2]对单、双蜗壳高比转速离心泵在不同工况下进行了数值模拟和外特性试验,得出双蜗壳离心泵具有更高的水力效率，并能有效抑制压力脉动.赵万勇等[3]研究了蜗壳断面面积变化规律对水力性能和径向力的影响，为解决径向力过大引起的断轴问题提供了理论依据.CUI B.L.等[4]对双蜗壳多级离心泵不同工况下的瞬态径向力进行了研究.结果表明瞬态径向力与径向振动密切相关.A.E.KHALIFA等[5]研究了不同工况下内部压力脉动与泵振动的分布规律，探索减小双蜗壳泵流激振动的方法，并通过试验优化叶轮与蜗壳隔舌的间隙，有效减小了因流动引起的振动.

泵快速启动特性在很多特殊场合有着重要的应用，例如，大型输水站应急供水系统、核电站冷却水系统等.目前，对于离心泵启动过程瞬态流动的研究已取得了的一定的成果.P.THANAPANDI等[6]对蜗壳式离心泵在不同阀门开度下进行了启动和停机过程的试验研究.结果表明，在低加速度情况下，其瞬态特性与准稳态计算结果基本吻合，并提出了启停性能预测模型.LI W.等[7]对混流泵在启动加速过程中的液压冲击和水力性能进行研究，得出启动加速度对叶片的变形和动应力影响较大.李志峰等[8]应用粒子成像测速技术对离心泵不同阀门开度的启动过程进行试验研究.张玉良[9]建立了离心泵循环管路系统，采用动网格方法对离心泵快速启动过程进行数值模拟，分析了启动过程中外特性的变化情况和内部流场的演化特性.吴绍科等[10]对不同阀门开度下离心泵启动过程进行了仿真分析，研究了启动转速、流量、功率和出口压力特性的变化规律.陈宗贺等[11]采用高速摄影测量的方法对混流泵启动过程中的瞬态空化特性进行了研究.

笔者对双蜗壳离心泵及其循环管路系统的启动过程进行非定常数值模拟，研究瞬态外特性随叶轮转速变化的规律，重点分析启动过程中蜗壳内部瞬态流动特性和双蜗壳隔板两侧的压力脉动特性.

1 双蜗壳离心泵启动过程的数值计算

1.1 离心泵的基本参数

采用的离心泵模型在最优工况下，流量Q=204 m3·h-1，扬程H=87 m，额定转速为2 950 r·min-1，比转速ns=90，叶轮叶片数z=5 片，叶轮进口直径D1=160 mm，叶轮外径D2=256 mm，叶片出口宽度b2=16 mm.

1.2 离心泵系统三维建模

采用NX10.0软件对离心泵整个循环管路系统建立三维模型.管路系统由离心泵、管路、水箱及阀门组成.离心泵入口管路直径为160 mm、出口管路直径为100 mm，水箱形状为长方体，长、宽、高分别为1、1、2 m，其出入口直径与泵进出口相同，如图1所示.

图1 离心泵循环管路系统

在循环管路系统中设置收缩管，通过调整收缩管最小直径Dv，使得该离心泵在额定转速下的性能接近最优工况点，起到代替阀门的作用.

通过多次稳态模拟试验确定收缩管的最小直径，泵在额定转速(2 950 r·min-1)下的性能如表1所示，当收缩管最小直径为35 mm时的结果最为接近设计工况点，计算得到泵在额定转速下的稳定流量为207.5 m3·h-1，相对误差为1.7%，扬程为88.3 m，相对误差为1.5%.

表1 泵在额定转速下的性能

1.3 计算域网格与边界条件

整个循环系统采用非结构化网格，并对蜗壳隔舌等部位进行加密，提高网格整体质量以及计算效率.通过网格无关性计算，确定了计算域网格总数为2 966 245个.其中叶轮区域网格数为1 660 857个，蜗壳区域网格数为864 099个，管路区域网格总数为353 169个，水箱区域网格数为88 120个，叶轮和蜗壳区域的计算网格分别如图2、3所示.

图2 叶轮区域网格

图3 蜗壳区域网格

应用ANSYS CFX 15.0软件进行三维非定常数值模拟，以雷诺时均N-S方程作为基本控制方程，采用RNGk-ε湍流模型，残差收敛精度设置为10-4.对离心泵循环管路系统进行数值模拟时，无需设置泵的进出口边界条件，并将水箱顶部设为压力进口[12]，其值为恒定的大气压，同时设为零梯度.将旋转域与静止域之间的交接面设置为瞬态转子-定子，叶轮各壁面设置为旋转壁面，静止区域的壁面设置为无滑移壁面.

1.4 数值求解方法

启动过程中转速通常随时间呈指数规律变化，可以通过编写CEL表达式来描述，从而对离心泵整个启动过程进行数值模拟.根据文献[13]的研究结果，启动过程中叶轮转速n的曲线方程为

n=n0(1-e-t/t0)，

式中：n0为叶轮额定转速2 950 r·min-1；t为启动时间；t0为名义加速时间，即转速从0变化为额定转速的63.2%时所使用的时间，设为0.15 s.

为研究启动过程中由于离心泵结构的不对称性及内部流动的不均匀性而产生的压力脉动，在双蜗壳的隔板上设立6个监测点，它们分别位于隔板初始端两侧(P1、P2)、中间段两侧(P3、P4) 以及末端两侧(P5、P6)，如图4所示.整个瞬态启动过程持续时间为1.00 s，额定转速为2 950 r·min-1，由于在启动初期转速较小，时间步长设为1 ms，总计算时间为1.00 s，结果输出频率设置为每个时间步长，以定常计算结果作为非定常计算的初始值.

图4 隔板处各监测点位置分布

2 蜗壳内部瞬态流动分析

离心泵启动时间为0～0.08 s时，双蜗壳流道内部速度场的变化如图5所示.离心泵在启动开始的0.10 s内，叶轮启动旋转加速度非常大，使得启动初期双蜗壳内部流动情况变化剧烈；启动时间为0.04 s时，双蜗壳流道内整体流速较小，蜗壳入口处速度梯度不明显，受叶轮与隔舌之间动静干涉作用的影响，在隔舌周围出现了较小面积的高速区；启动时间在0.04 s后，隔板内侧流速变化迅速，隔板外侧速度分布较均匀，且速度较低，蜗壳入口处速度梯度逐渐变大，隔舌部位的高速区域面积明显增大，并向蜗壳出口方向扩散；在0.08 s时，隔板初始位置处也出现了明显的高速区域.由于隔板对叶轮出口液流的阻挡作用，使得流体的动能很大程度上转化为压力能，导致隔板外侧流速变化较小，流场分布均匀.

图5 离心泵启动时间为0～0.08 s时，双蜗壳流道内部速度场的变化

离心泵启动时间为0.10～1.00 s时，双蜗壳流道内部速度场的变化情况如图6所示，叶轮转速成指数增长并达到额定转速，双蜗壳流道内部变化逐渐趋于稳定，在0.10 s时，隔板内侧流道在隔板初始至中间段区域流速较大，之后逐渐移至隔板初始位置，而隔板外侧流速沿隔板初始端至末端逐渐递增，由于隔板外侧受叶轮动静干涉影响较小，其流场分布仍较均匀；0.20 s后隔舌部位的高速区域形成明显的速度梯度并且面积逐渐减小，同时隔板初始位置的高速区域开始缩小，蜗壳入口处的速度梯度也逐渐降低；在1.00 s时，叶轮转速达到额定值，蜗壳内部速度场整体分布较为稳定，蜗壳入口位置出现的高速区相对于基圆圆心具有一定的对称性，且蜗壳扩散管内速度场相对于隔板末端切线位置对称.

图6 离心泵启动时间为0.10～1.00 s时，双蜗壳流道内部速度场的变化情况

从图5、6可以看出：由于启动初期叶轮旋转加速度较大，在启动时间为0～0.08 s时，双蜗壳内部流动变化较剧烈，隔舌和隔板初始位置出现了明显的高速区；在启动时间为0.10～1.00 s时，内部流动变化逐渐减小并趋于稳定，且高速区逐步减小，蜗壳入口处的速度梯度先迅速增大再逐渐减小并达到相对稳定，同时在启动过程中隔板外侧流速相对隔板内侧较小且较均匀.

3 外特性与压力脉动分析

3.1 启动过程外特性变化分析

双蜗壳离心泵在启动过程中，流量与扬程随时间的变化如图7所示，流量与扬程的上升规律同转速上升规律相似，表明在启动过程中，转速变化直接决定了流量和扬程的大小.

图7 启动过程外特性曲线

离心泵启动过程进出口总压特性曲线如图8所示，启动初期进口总压呈现微小的下降，整体变化平稳，其波动相对于出口总压较小.而出口总压在启动的前0.50 s呈明显上升趋势，后0.50 s上升趋势趋于平缓，其波动随着转速的提高而逐渐变大.

图8 进出口总压特性曲线

由于扬程的大小由泵进出口压力决定，同时出口压力变化对扬程大小变化起到关键作用，因此，扬程受到出口压力脉动的影响呈波动上升，随叶轮转速的不断变大，扬程波动的幅度逐渐增大，上升趋势也与出口压力近似，表明叶轮与蜗壳之间的动静干涉效应随转速提升更加明显.当转速接近额定转速时，扬程波动的幅度基本稳定.

在启动过程中，流量的变化与转速变化规律类似.在启动后约0.15 s，叶轮转速迅速提升到了额定转速的63.2%，流量在这个时间段内也急剧上升；随后在0.15 s到0.50 s之间，流量变化率逐渐减小，上升逐渐变缓；0.50 s后，流量非常缓慢地上升，直至达到相对稳定.同样，流量受压力脉动影响，在整个变化过程中也存在微弱的波动.

3.2 隔板内侧压力脉动分析

隔板内侧压力脉动曲线如图9所示，启动过程中，隔板内侧P1、P3、P5监测点的压力随时间先剧烈上升，再逐渐缓慢上升，最后保持稳定.叶轮与隔板初始位置存在强烈的动静干涉效应，同时流体流出叶轮并与隔板产生碰撞，导致流动变得十分复杂，使隔板内侧初始端P1点处的压力脉动十分剧烈.P3、P5监测点分别位于隔板内侧的中间位置和末端位置.P3点所受的动静干涉作用相对于隔板初始端P1点较小，P5点虽处于隔板与隔舌之间，但该点与隔舌存在一定距离，同时隔舌阻挡了一部分从叶轮流出的液体，减小了隔板末端流体的动能，使动静干涉作用减弱，因此P3、P5处的压力脉动幅值相对于P1点较为稳定.由于叶轮流出的液体与隔板发生碰撞，流体的部分动能转化为压力能，隔板内侧所受压力从初始位置至末端位置有递增的趋势.

图9 隔板内侧压力脉动曲线

3.3 隔板外侧压力脉动分析

启动过程中隔板外侧监测点的压力脉动如图10所示.

图10 隔板外侧压力脉动曲线

从图10可以看出：隔板外侧初始端P2点、中间段P4点及末端P6点处的压力均值变化较为接近，P4、P6监测点所受压力的平均值相近似，但P4点压力脉动的幅值明显小于P6点.P2、P4监测点的压力均大于隔板内侧相对监测点P1、P3的压力，这2点处压力脉动的幅值明显小于隔板内侧P1、P3监测点，这是由于双蜗壳隔板能有效阻挡从叶轮快速流出的液流，叶轮出口液流对隔板外侧流体流动的影响明显减弱，动静干涉作用也明显减小，因此,在启动过程中隔板外侧流体流动相对于隔板内侧更加平稳.P6点位于隔板外侧末端，同样由于隔舌与隔板对叶轮出口液流的阻碍作用，减弱了该位置处动静干涉效应，使得该点与P5点的压力脉动曲线相近.

4 结 论

1) 在双蜗壳离心泵启动过程中，0.10 s内，蜗壳内部流速变化较为剧烈，隔舌及隔板初始位置出现高速区域，蜗壳入口处出现明显的速度梯度；0.10 s后，高速区域逐渐减小，蜗壳入口处速度梯度减小，蜗壳内部流动逐渐趋于稳定，隔板外侧流速均匀，且速度相对于内侧较小.

2) 由于叶轮与蜗壳隔舌及隔板之间存在动静干涉效应，启动过程中，隔板初始位置和隔板末端位置的压力脉动相对较明显，同时，隔板外侧的压力脉动相对于隔板内侧较稳定.