离心泵汽蚀断裂工况原因的数值模拟分析李然然

1、油气田开采安全技术结题论文油气田开采安全技术结题论文离心泵汽蚀断裂工况原因的数值模拟分析学生姓名：学 号：专业班级：机电学院工硕班任课教师：2015年 6月 2日离心泵汽蚀断裂工况原因的数值模拟分析摘要：为研究离心泵发生汽蚀后出现流量-扬程曲线陡降的原因，基于ANSYSCFX软件应用标准湍流模型、均质多相模型和Rayleigh-Plesset方程，对比转速为59的离心泵在不同工况下其内部的汽蚀特性进行数值模拟，并与试验结果进行对比，结果表明：数值模拟结果与试验结果一致，绝对误差为0.02%。流场分析表明，流量-扬程曲线下降的原因不是由单纯传统意义上的汽蚀引起的，主要是由于流道内的空泡增多到一定

2、程度后使液体发生边界层分离产生的漩涡损失而引起的，从漩涡初生时就开始对流量-扬程产生影响，当整个流道都充满漩涡时，就会出现汽蚀断裂工况，初步揭示了泵内部汽-液两相流场的分布规律。关键词：离心泵；汽蚀；断裂工况；数值模拟 中图分类号：TH311 文献标志码：A一、引言汽蚀的产生和发展会改变离心泵叶轮流道内的速度分布，干扰和破坏离心泵叶轮内液体的能量交换，汽泡的溃灭辐射出来的冲击压力波将引起泵组的振动和噪声，长时间的汽蚀会严重损伤叶轮等过流部件。因此，如何改善和提高离心泵的汽蚀性能问题一直是离心泵研究领域的一个重要研究方向。根据离心泵汽蚀余量的计算公式来分析影响栗汽蚀特性的因素，确定泵的汽蚀初生以

3、及泵的容许汽蚀运行范围1。根据汽蚀基本方程导出了离心栗必需汽蚀余量表达式，研究了变阀调节和变速调节与离心栗汽蚀特性之间的理论关系，文献35通过分析和控制离心泵进口处的流态来改善离心栗的汽蚀。在数值模拟分析方面，采用计算流体力学（CFD ) 技术对离心栗的汽蚀性能做了比较深人的研究68。 国外应用数值分析、粒子成像测速技术(PIV)、振动分析等先进实验技术以及现代计算方法对汽蚀的研究较多911,但还没有发现关于发生汽蚀时扬程下降及出现汽蚀断裂工况的原因方面的研究。本文采用CFD数值模拟对离心泵叶轮发生汽蚀后出现流量-扬程曲线陡降的原因进行研究分析。二、数值模拟（一）计算模型及网格划分计算模型为带

4、蜗壳的离心栗，输送介质为清7JC,其性能参数为：流量0为15 m3/h;扬程H为30 m;转速为2950 r/min;比转速为59;叶片数为6片。为使模拟结果更加稳定，采用PRO/E 软件生成三维计算区域模型对叶轮进口进行适当的延伸，整个模型由一个动叶轮水体、一个静止 蜗壳水体及进口延伸段水体组成。采用计算流体力学流场分析软件（CFX)中的前处理网格划分软件ICEM进行网格划分，其中网格类型采用的是四面体非结构化网格，叶轮的网格数为 581014,蜗壳网格数为371367。网格划分完后，选取ICEM中的smooth功能对网格进行光顺处理。三维网格计算区域见图1。(二)数值模拟设置 数值计算采用

5、三维定常雷诺时均Navier- stokes方程和RNG k-方程模型，计算方法为Segregated隐式方法；泵进口采用压力进口条件，通过调节进口总压控制泵内部汽蚀的发生程度。 出口条件给定出口质量流量，通过出口边界条件控制模型的质量流量。壁面粗糖度设为10 Jim; 近壁面处选用标准壁面函数，壁面边界条件设为 绝热无滑移壁面；汽泡平均直径设为2 x 1 (T6 m;采用动静双参考系处理叶轮和蜗壳中的水流运动问题，叶轮流道区域采取旋转坐标系,转速为2950 r/min，蜗壳流道区域为静止坐标系；采用 SIMPLEC算法和二阶迎风格式离散差分方程进行计算；设定各个速度分量、湍动能K及湍动耗散率

6、的收敛精度为10-511，12;进口处水的体积分数设为1，汽泡的体积分数设为0。(三)汽蚀断裂工况 采用CFX，通过调节进口总压控制泵内部汽蚀的发生程度，通过Orgin8.0软件对结果进行必要的后处理得到图2所示数据，通过观察发现，在汽蚀余量（NPSH)较大时，扬程几乎不变，但 A点起，扬程开始出现变化，从B点起出现急剧下降的断裂工况，为了找出汽蚀断裂工况出现的原因，本文着重分析A点至C点出现断裂汽蚀工况时其内部流场的流动情况。三、计算结果与分析 运用CFX-POST软件对结果进行必要的后处 理，获得所需要的计算结果。从图3中可以看出在叶轮进口到叶片进口边之间的流速变化比较大, 而叶片进口边至

7、叶片出口边间的流速变化不大。图4为不同工况下压力变化分布。从图4中可以看出，叶轮流道内压力随着叶轮半径的增大而增大，随着叶轮半径的增大而周向分布变得不均勻，局部出现高压；叶轮末端的流道的中间压力较低，压力面和吸力面的附近压力较高，A点低压区范围小于B点低压区范围，而C点低压区大于B点低压区的范围，叶轮内部压力分布合理。图5为在不同工况下汽体体积分数分布情况。从图5中可以看出，汽泡相所占体积分数最大的区域集中在叶片进口处附近某一区域，靠近进口处的汽泡相较小，然后沿叶片流道向出口方向逐渐增大，汽泡相分数达到最大值后汽泡相分数急剧降低至消失，每个流道内的汽泡相大小不一。在A点工况下，汽泡相区域呈长条

8、状分布，只有一 个流道内出现较大的汽泡相，汽泡相区域占整个 流道的1/3,开始堵塞叶轮流道的进口；在B点工况下，只有一个流道内的汽泡相比较小，其余流道内的汽泡相区域开始堵塞叶轮流道进口，在C点工况时汽泡相区域已经占据整个流道的2/3,且汽泡相区域的形状也发生了变化，较小的汽泡相开始向叶轮出口方向延伸。图6为叶轮内部流线云图。从图6中可以看出，A点工况下叶轮内部的流线比较均匀、稳定,只有在汽泡相最大的流道内开始出现较少的二次回流，说明此时的汽泡相已经开始影响流道内部 的流动，而其余的流道内虽然有汽泡相的存在，但对流道内部的流动影响不大；B点工况时，在 较大汽泡相区域后的二次回流开始变大，而其余的

9、流道内也开始出现二次回流；C点工况时，整个叶轮流道靠近进口较大区域内存在汽泡相，而在汽泡相后出现较大的漩涡，对应图3可知，在C点工况时，扬程出现突降，达到汽蚀断裂工况点。因此，扬程下降的主要原因是随着漩涡的变大使得扬程下降，出现断裂工况的主要原因是由于漩涡损失造成的。图7为叶轮内部的压力变化曲线。 从图7中 可以看出，整体上压力变化是经过平缓过渡后逐渐变大，在K为7.5 cm时开始出现波动，这说明 从K为7.5 cm时起就开始受到汽蚀对叶轮流道内 部压力的影响。K为1115 cm时，叶轮内部压力波动变化比较大，正好对应图6所示的汽泡相区域后出现漩涡的位置。在A点工况时，叶轮内部的压力变化不大，

10、只有在K为13-14.5 cm间出现不大的压力变化。因此，进一步说明，漩涡初生。时对叶轮内部的压力变化影响不大；而在B点工况时，从K为915cm时，开始出现较大的压力波动。 图8为叶轮内部的速度变化曲线，从图8中可以看出，叶轮内部的速度是逐渐变大的，B点和C点工况时，速度变化波动比较大，且流速也比较高，也是由于受到汽泡相排挤和漩涡的影响，使得叶轮流道内的流速增加，且出现不稳定情况，而在A点工况时的速度变化曲线比较均匀，说明只有汽泡相情况对叶轮内部速度变化影响不大。综上所述，漩涡的存在是影响叶轮内部压力和速 度变化最重要的因素。四、试验结果及分析 按GBT 3216-2005回转动力泵水力性能

11、验收试验l级和2级标准在B级精度试验台上 对离心泵的样机进行性能试验和汽蚀试验。性能试验时，通过调节出口阀门来控制出口的流量，测得试验数据如图9所示。汽蚀试验时，保持流量不变，通过调节进口水封阀增加进口阻力，逐渐降低泵入口压力，改变NPSH直至扬程降低量达3，此时的NPSH即为临界汽蚀余量。五、结论 在模拟与试验的基础上，对离心泵叶轮发生 汽蚀后会出现流量。扬程曲线陡降的原因进行两 相流定常三维湍流数值模拟，得到如下结论： (1) 离心泵汽蚀的初生阶段对流场的流动情况影响不大，且对流量。扬程曲线的影响也不大。(2) 流量。扬程曲线是随着漩涡汽蚀的发生、发展变大而下降的。(3) 漩涡汽蚀充满整个

12、流道，漩涡汽蚀产生的损失是导致汽蚀断裂工况产生的主要原因。(4) 通过试验验证得知，通过数值模拟所得的数据与试验所得数据误差不大，因此，建立的数值模型和计算方法是可信的，用数值模拟的方法对流量-扬程曲线下降及汽蚀断裂工况产生原因分析是正确的。参考文献：【1】潘中永，倪永燕，李红，等.离心泵汽蚀特性分析【J】. 排灌机械，2008，26(4)：3539 【2】高传昌，张长富，周兵离心泵汽蚀特性与调节工况 的理论研究【J】流体机械，2001，29(05)：16-19【3】袁建平，何志霞，袁寿其，等进口条件对组合叶轮。性能的影响【J】江苏大学学报：自然科学版，2002，23(3)：63·6

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