离心泵长短叶片空化行为

1、机械科学与技术杂志24日(10)(2010)2007 2016离心泵的长短叶片的空化行为Quangnha Thai and Changjin Lee 航天信息工程系，建国大学，1深圳市华洋忆可恩东，广津区，汉城143-701，韩国 (手稿收到2009年9月3日；接受2010年6月23日2010年5月31日修订；)摘要： 离心泵里的2-D级联模型CFD代码是为了预测叶轮叶片的离心叶轮的汽蚀行为。控制方程是两相雷诺平均Navier-Stokes方程为齐次形式，其中两个液相和气相被视为不可压缩流体。关闭模式，引入标准k-湍流模型，液相和气相之间的传质速率也被实现。进行参照比较在叶轮离心泵叶轮的数据来

2、实现验证。当前离心泵的气蚀特性测试是在设计测试点（V= 8米/秒）和两个非设计点（V= 20米/秒和V=30米/秒）。汽蚀和流动不稳定性判据呈现在叶片周围。结果表明，当前的离心泵在设计点可以安全地操作无空泡。此外，仿真结果表明气穴开发不均匀叶片在非设计点之中。此外，同时还研究了叶轮的叶片额外的影响。从数值计算的结果和外叶片汽蚀的角度来看，预计半身的叶片是最佳配置。关键词:汽蚀；半身的叶片；2-D级联；离心水泵；叶轮1导言 空化是一种现象，其中液体蒸发和蒸汽气泡发生的区域中的压力在蒸汽压力的液体降低。它通常是出现在高速流体机械如螺旋桨，泵和叶轮叶片在流加速和压力降低。空化可以产生侵蚀损坏，噪音，

3、振动和周期性水力性能恶自产生以来，成长，蒸汽气泡的枯竭。特别是，气蚀降低了离心泵效率并且造成压头的损坏。空泡流的理解的共同课题为高速流体设计师之一机械。在离心泵的流动在本质上是风起云涌，3-D和不稳定;有时会出现蚀。离心泵的设计主要是基于稳态理论，经验关系，模型试验相结合，和工程经验。在过去的几年中，然而，随着计算机的发展，存在有过许多研究的离心泵数值计算。 CROBA等。 1被认为是更现实的通过2-D，不稳定，不可压缩流和湍流。阿纳格诺斯托普洛斯（2006）2模拟三维紊流在离心泵叶轮与笛卡尔网格代表，足够的精确度为离心的复杂几何水泵叶轮。谢氏等。 （2007）3的模拟在一个离心泵叶轮具有六个

4、复杂的内部流扭曲的叶片通过使用三维纳维 - 斯托克斯代码与标准K-两方程湍流模型。不同的流速在入口边界被指定到预测的特性泵，如叶轮通道流，流动分离和压力分布。 如前所述，气穴中的叶轮自然是3-现象。然而，由于在相当复杂的固有相变，数学模型和数值性质方法是相当难以建立。一般情况下，该泵被设计成具有非零入射角操作在额定流速。然而，在业务范围的条件下，叶轮叶片的攻角保持非常小的，因为变流线和的，叶片相关曲率。在入口逆流可有时会发生，但它不强。所以，一个2-D接近级联可以采用。2-D级联的气穴计算被许多研究者研究至现在，代替的3-D计算。例如，Joussellin等人4模拟旋转气蚀和汽蚀采用二维非定常

5、的发生四刀片循环级联结合的空化模型的数值计算方法正压状态法。Igaetal.5模拟传播现象空化作用，对应于旋转的腔，通过循环列：三叶栅和讨论在不同条件下获得的结果的差异入口边界。法国研究人员的协同工作6，7进行了数值模拟和实验四叶片诱导剂使用的空蚀行为分析在叶栅非定常空泡流的 2-d模型。为减少计算时间和设计中分析，2-D级联对三维计算穴蚀分析看起来像一种新技术。基于预测的2 D级联。更清楚的了解，可望为三维空化。这就是为什么本论文想要模拟的原因通过使用2 D级联泵叶片周围的空。我们感兴趣的模拟离心泵叶轮的叶片周围的空蚀行为。主要目的是建立影响初生空化标准之间的互动在流道中的气蚀。，附加在离心

6、泵叶轮叶片的影响此外研究了通过评估空化特性包括空化区域和波动的地区质量流率。也把额外的刀片优点和缺点作为这项研究的讨论。2. 基本方程及数值程序 2.1 基本方程气液流被描述为一个被视为一种均匀的气泡 - 液体混合物单流体模型。该下单流体模型包括一组方程的雷诺平均纳维 - 斯托克斯的保守形式公式，K-两方程湍流封闭和用于液体体积分数输运方程。相应的，动量和液相体积比例的方程被写入在笛卡尔坐标系如下： (1) (2) (3)综上可得对于密度和动力粘度的本构关系混合物的是： 紊动粘性系数的定义如下：2.2 空化模型 空化条件的基础上，Kunz等。模型8中，使用在这项研究中。蒸发和冷凝速率给出如下：

7、综上2.3 数值方法理事方程的离散化。 （1），（2），（3）完成利用有限体积法。同位网格系统用于分配速度分量和从属变量。对流扩散和条款区别在于迎风格式和中央计划。压力和速度的解决办法可以显示一个非物理振荡由于使用了并置的网格系统和应通过在动量方程使用插值处理来避免振荡。在参考文献9中科院找到详细的数值的描述。2.4 2-D级联和边界条件分析流场数据将对流动机制提供深度见解。 2-D级联流被采纳为方法用于本研究流分析。二维刀片到刀片级联是通过切割的3-D诱导几何绘制以恒定的半径等于所述顶端半径的70，如图。 1.详细信息见参考文献10。轴向流入口结合了叶片和意愿的旋转速度导致流和叶片之间的相对

8、速度。在本的2-D计算中，刀片被认为是静止的和相对流程进入刀片与一定的角度攻击。在本模拟中所用的边界条件包括流入，流出，防滑，以及周期性边界条件。在入口，流速和液体馏分是施加和压力从内部外推点。在下游，压力被施加，而其他变量外推。在壁中，速度是零而另一个变量从内部外推点。沿着该分隔叶片的线，所有变量从内部点外推。周期性条件是在第四和第一通道之间施加。假人电池必须被想象成尽可能的细胞原来的相应行考虑周期性边界条件。变量必须根据被转移箭头，如图3所示。 2.两行的段1必须被转移到两个相应的线路上段2。图1. 2-D级联模型10图2.变量间段1和2段中定期转移图3.级联域和边界条件图4.通过轮廓的液

9、相体积分数的瞬时流场的比较3.代码验证3.1空泡流的2-D级联泵诱导模型2-D四叶片叶栅被认为是来检查的有效性我们内部的代码。在计算条件中的计算域、边界正如图3所述。刀片式服务器截面是克拉克Y-6%；沥青弦比和东倒西歪水翼艇的角度则分别为1.62和64.270。的工作液是纯液态水( l=1），谈到叶片截面随速度34.54m/s和角发作的40。雷诺数被固定为5 10511。泵诱导轮操作标准压力下，空化数是0.5。图4显示瞬时流场与腔表示由体积分数及所有通流部分充液在当下中灰色的颜色，而不是红色的颜色被修改要突出显示空化区域的计算。自从刀片式服务器旋转被俘虏2 D级联建模、序列空化行为可以审查由大

10、小的变异从一开始的连续叶片。对叶片汽蚀A1折叠在刀片A2然后继续崩溃论叶片A3或空化对叶片B1在叶片B2，开发然后继续上叶片B3进行开发。增长和汽蚀枯竭导致流流动不稳定性。斯特鲁哈尔数成反比的升力系数谱吻合良好波动可以找到与引用的比较11，如图5所示的结果。强度的波动在St很大=0.25，然后变得更小的增加在频率。这意味着，片蚀段落之间的不均匀分布的开头计算，但逐渐变得更均匀到期对波动逐渐减少。如果水流条件达到稳定，波动的强度会减弱针对这种较低的限制。换句话说，最小的波动在稳定中得到。在这种情况下，仍有波动，但强度最小。图5.斯特鲁哈尔数的升力系数波动频谱的比较图6. 叶片流道和套管3.2非恒

11、定流叶轮使用2 D级联模型最近，北野武马吉求解非定常三维粘性在整个叶轮和蜗壳套管的离心泵流量并且结果表明通过叶片通道质量流率有波动12。本论文希望，为核查之用，以确保内部代码可以不只取决于水翼艇上空化特性在也取决于在离心泵叶片泵诱导轮。商业叶轮参考的原始模型12示于图. 6。它笼罩，并有五个离心叶片。叶片轮廓的轮毂和之间变化的外形。在枢纽入口叶片从18.50角度变化导风槽到300人；出口处叶片角度是23.50。出口直径，叶轮出口通道宽度分别是508毫米，72.5毫米。基圆直径蜗壳宽度在蜗壳壳体的基圆523毫米，94.3毫米分别。在设计点的质量流率、总水头、转速和特定速度是730.0千克/秒、4

12、6.68米、1482转、68分钟-1。详细信息请参考参考12表1。1780 x 30结构化的网格生成；边界条件计算的数值计算方法相近与上一个。水的流量来到的入口段落以6米/秒的速度。离心泵是在标准压强条件下操作的。在质量流率右后叶片在任期的时间进行比较本结果与参考。同样的趋势图7所示非定常流动率在每篇文章中的可以观察到虽然本计算的结果是不是如此接近参考。两个之间差异的主要原因结果在这里是因为在每次计算中采用的不同方法(三维计算中与2-D级联的参考文件在本论文中计算）。然而，可以看出，2-D级联模型相比三维方法能起到相当良好的预测作用汽蚀。图7.通过每个段落的非定常的质量流率表1.离心泵的工作范

13、围 温度 （） 密度 （） 动态粘滞度 （） 速 度 （） -35 838.15 0.006727 6 20 795.948 0.0009375 8 43 781.218 0.0011925 10 图8. 3-D几何形状和叶轮的预测 图9. 配置泵叶轮不具有和具有半长刀片4.结果与讨论4.1汽蚀周围使用2 D级联的叶轮的叶片在本研究是对馈送燃料JP-7;叶轮的结构如图8所示.叶片有两个圆弧形，厚度为0.5mm（S）和18毫米弦长（C）。外径（D2）和内径（d1）的60个毫米和21毫米。入口（s1）和出口叶片（s2）的角度是150和230有3个叶片和3半长叶片与11.25毫米通道宽度（H）。旋转

14、速度（n）是5660rpm。这离心泵通常工作在上设计点处的入口速度和标准温度分别为8米/秒和200。这种离心的工作温度范围泵从-35至43和相应的价值变化密度，动力学粘度和流速列于所示表1中。在本文中所考虑的泵叶轮如图9所示。首先围绕叶片的空化行为没有半长叶片泵叶轮进行了研究，然后将泵叶轮与半长叶片是也被认为是研究的半身叶片的作用。该方法和技术在此计算中应用的描述在上一节2.4。稳定的空化研究其结果可以在图中观察到。 10.在设计点，结果表明，没有气穴。然而，对称和稳定空化发生在吸入侧每个刀片的断设计点。从设计点上，增加的速度，直到约20米/秒，空化的开始被发现。稳定的计算进行了再由逐渐增加的

15、速度。最后，我们得到空化，如图11判据曲线，大黑点和矩形框描述的情况在设计点和该离心器的工作范围。很明显，这种离心泵运行在一个安全的区域，而不外观空化。离心泵有时操作条件可能不会在上设计点由于旋转速度或温度的变化。因此，在某些不稳定的空泡流关闭设计点进行了研究，以及和一个任意速度30米/秒拿起计算。瞬时流场由液相体积分数的轮廓研究了作为图12得到的结果。表叶片在抽吸侧之间的空化是不对称的了，因为在稳定计算。它的发展不均由于通过通道流率的变化。该增长和空化枯竭创建和移动从一个刀片到下一个叶片按照图4中的箭头。 根据图12的箭头，它会导致在叶片级联的不稳定。图10.空泡形状的稳定的计算，在打开和关

16、闭的设计要点图11.标准曲线的空化初生图12.由轮廓的液相体积分数在非设计点的瞬时流场4.2半长叶片的作用对另一个有趣的问题进行了研究，定义角色离心泵叶轮内的半身的叶片。作为上面提到的空化作用可发生在非设计点其中的速度足够大。本论文是感兴趣在定义在速度方面的初生空化和额外的叶片的长度。因此，在研究中计算了空化区域的面积。上面的图13所示由于实行空化区域的减少额外的叶片。与半长叶片，我们可以预期最小气穴区域相对于其他的情况。该下图给出了气穴形状清晰的可视化与半长叶片的情况下，与黑色区域是放大到有更好的观察中所示两底部的数字。这显然是看到在那空大小每个秒20米的速度小于30m/s对应到在上面的图1

17、3中的较小值。 在现实中，当空蚀发生时，就有回流完整叶片压力面。汽蚀的发生是创建回流的主要原因。强回流将是大空区域。当一些适当的额外叶片位于之间充分叶片，从完整叶片压力面回流将触摸额外叶片吸力面。这似乎是回流量有赶上和沿移动额外叶片吸力面而不是将移回的完整叶片前缘曲线。这就是原因为什么回流量近完整叶片压力面中部不能搬回了领先的叶片，并推入下游对额外叶片吸力面。然后，后面完整叶片压力面和吸力侧之间流动更多的刀片要弱。此外，流了走向后缘的额外的倾向通过其压力侧的叶片。这些附加叶片间接通过减少回流减少空或流动不稳定性。结果表明，最优长度的更多的刀片应该是叶片的一半。另一种半身的叶片的好处是发现如图1

18、4所示。非空化区域是改进并有点广泛比在案件没有半身的叶片。这离心泵更安全地运行。例如，在没有增加三个半身叶片叶轮入的情况下和在标准操作温度条件下（20 ），自成立以来空化发生如果速度增加高达20米/秒。但是，它不会出现三个半身刀片是否尚未加入这种泵叶轮。泵仍是自由运作从空化。在此操作条件下，泵仍是空的安全。这是添加三个的好处之一半身进入叶轮的叶片。这使得速度离心泵易发生汽蚀可以延迟长达到23米/秒，而不是秒在案件没有半身刀片20米。下游叶片的质量流率的波动也是离心泵的重要的安全运行。这就是为什么FFT分析的质量流率的波动本文被研究以及。在图15中，结果在在设计列出以不同长度的增加叶片。一般与其

19、他的叶片，波动是弱于没有额外的叶片。然而，它是在一定的频率略高。在低频和高频，比较，可以很容易观察到，在图16中和图17，与半身的叶片，幅值的波动与小得多相比大约2000赫兹。在其他情况下，离心泵，在很大的波动高频率影响破坏性的安全运行和结构。因此，半身叶片的另外作出贡献通过消除高频振荡的稳定流动质量流率。图15.在设计上点质量流率波动的比较图16 在设计点低频段质量流率波动的比较图17. 在设计点高频率的质量流量率波动的比较图18.低频段非设计点V=20m/s质量流率波动的比较图19和图21也显示了几乎相同的倾向振幅在高频的所观察到的特征与半长叶片在两个不同的非设计点。然而，较高的波动在低频

20、观察大约500 Hz的图 18和图20.本离心泵是还是精致即使它不稳定的条件下工作。通过增加3个半长叶片进入叶轮，离心泵可预期具有更稳定的操作特性在整个工作范围。在操作范围内，附加叶片有助于流动成为通过抑制高频波动更稳定。即使是超出范围，附加的刀片减少空化规模，高频振荡，提高非空化区域。图19.V=20米/秒的质量流量率波动的高频率的比较图20.V=30m/s的质量流量率波动的低频率的比较图21.质量流量率波动的高频率的比较V=30m/s5.总结和结论 基于2-DKunz空化模型和标准k e湍流关闭，常规的有限体积法的模型已经以并置一种简单算法实现在本研究中的贴体网格。验证检查已经进行了通过用

21、的基准数据相比较叶轮在离心泵。结果显示出良好的协议参考值，并能成功地提供气穴的叶轮的叶片的特征。周围叶片的目标叶轮提供的气蚀的研究JP 7燃料进行了。半身的作用在离心泵叶轮的叶片也进行了研究。计算结果证实，在离心泵设计这项研究了自由的穴蚀，如果它在范围内运作设计范围。如果离心泵运行温度变化、增长和汽蚀枯竭创建之间的叶片和叶片的失稳的原因级联。外，增加三个半身刀片扮演重要的角色，以得到更好的业务特性通过减小空大小叶轮的改进汽蚀自由地区和派遣流动要更多通过消除高频流场振荡的稳定。鸣谢 这项研究是由与KHP韩华提供财政支助程序。作者非常感谢为此的财政资助工作。参数意义L：本地空隙率P，PV：静态压力

22、，蒸汽压力：运动粘度T：湍流粘度UI，UJ：笛卡尔速度分量十一，XJ：笛卡尔坐标ij：克罗内克函数功能C：湍流系数S：控制面V：音量控制T：时间T：时标K：湍流动能：耗散率Cdest：经验常数Cprod：经验常数U：自由流速度：攻角ST：斯特劳哈尔数F：频率CL：升力系数C：水翼弦长D1，D2：叶片进口，出口直径s1，s2：刀片入口，出口角度H：通道宽度S：刃厚z：叶片数n：转速：正常矢量：速度矢量：身体力矢量：密度混合，液体和蒸汽， 卷转换的凝聚和速度蒸发参考文献1 D. Croba and J. L. Kueny, Numerical Calculation of 2D,Unsteady

23、Flow in Centrifugal Pumps: Impeller and Volute Interaction,International Journal for Numerical Methods inFluids, 22 (6) (1996) 467-481.2 J. S. Anagnostopoulos, Numerical Calculation of the Flow ina Centrifugal Pump Impeller Using Cartesian Grid, Proceedingsof the 2nd WSEAS Int. Conference on Applied

24、 andTheoretical Mechanics, Venice, Italy (2006) 124-129.3 K. W. Cheah, T. S. Lee, S. H. Winoto and Z. M. Zhao, NumericalFlow Simulation in a Centrifugal Pump at Designand Off-Design Conditions, International Journal of RotatingMachinery, 2007 (2007) 1-8.4 F. Joussellin, Y. Courtot, O. Coutier-Delgos

25、ha and J. L.Reboud, Cavitating Inducer Instabilities: ExperimentalAnalysis and 2D Numerical Simulation of Unsteady Flow inBlade Cascade, 4th International Symposium on Cavitation,Pasadena, CA, USA (2001).5 Y. Iga, M. Nohmi, A. Goto, B. R. Shin and T. Ikohagi, NumericalAnalysis of Unstable Phenomena

26、of Cavitation inCascade with Finite Blade Numbers, Proc. 9th InternationalSymp. on Transport Phenomena and Dynamics of RotatingMachinery, Honolulu, Hawaii, USA (2002) 1-6.6 R. Fortes-Patella et al., A Numerical Model to Predict UnsteadyCavitating Flow Behaviour in Inducer Blade Cascades,Journal of F

27、luid Engineering, 129 (2) (2007) 128-135.7 O. Coutier-Delgosha, R. Fortes-Patella, J. L. Reboud, M.Hofmann and B. Stoffel, Experimental and Numerical Studiesin a Centrifugal Pump With Two-Dimensional CurvedBlades in Cavitating Condition, Journal of Fluids Engineering,125 (6) (2003) 970978.8 I. Senoc

28、ak and W. Shyy, A pressure-based method for turbulentcavitating flow computations, J. Comput. Phys., 176 (2)(2002) 363-383.9 C. Lee and D. Byun, Cavitation Flow Analysis of AxisymmetricBodies Moving in the Water, International Conferenceof Computational Science and Its Applications ICCSA, Glasgow, U

29、K (2006) 537-545.10 O. Coutier-Delgosha, J. L. Reboud and G. Albano, NumericalSimulation of the Unsteady Cavitating Behaviour ofan Inducer Blade Cascade, Proc. ASME Fluids EngineeringSummer Conference, Boston Massachusetts, USA (2000).11 K. Okita, Y. Matsumoto and K. Kamijo, Numerical Analysisfor Un

30、steady Cavitating Flow in a Pump Inducer, 5th InternationalSymposium on Cavitation, Osaka, Japan (2003).12 K. Majidi, Numerical Study of Unsteady Flow in a CentrifugalPump, Journal of Turbomachinery, 127 (2) (2005)363-371.13 Hiroki Ugajin, Masafumi Kawai, Kohei Okita, TakashiOhta, Takeo Kajishima, Masataka Nakano and HiroshiTomaru, Numerical Analysis of the Unsteady CavitatingFlow in a 2D Cascade and a 3D Inducer, 43rdAIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference andExhibit, Cincinnati, Ohio, USA (2007) 5053-5063.14 F. C