基于CFD计算的轴流泵改型设计和效果(2)

轴流泵改型设计

第4期 石丽建等：基于CFD计算的轴流泵改型设计和效果

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右，导叶单通道网格数在5万左右，整个计算域网格数为1 593 785。改型前后进水流道和出水流道网格质量和网格数都不变，对于改型前后导水锥、导叶和叶轮的网格数和网格质量保持相当。

a. TJ05-ZL-02叶轮造型图

b. TJ05-ZL-02导叶造型图

a. Impeller of TJ05-ZL-02

b. Guide vane of TJ05-ZL-02

c. 改型叶轮造型图

d. 改型导叶造型图

c. Modified impeller

d. Modified guide vane

图2 叶轮和导叶造型图

Fig.2 Model figures of impeller and guide vane

2.1.3 边界条件设置

计算区域的进口为进水流道的进口，进口边界条件为总压，在进口指定总压为一个标准大气压，即105 Pa。计算区域的出口为虹吸式出水流道出口，出口边界设为质量流量，设计流量Q为320 L/s，转速为1 407 r/min。壁面边界类型，包括叶片表面、轮毂表面、叶轮外壳的内表面等。表面固壁上满足粘性流体的无滑移条件，因此在近壁区域采用标准壁面函数边界条件[13-15]。

本文的交界面设置中，导水锥出口与叶轮进口、叶轮出口与导叶进口的动静交界面采用Stage模型，其余各部分交界面均采用None交界面类型。 2.2 改型前后数模结果对比分析

淮安二站水泵机组叶片均为全可调节式叶片，本文针对在设计叶片安放角（角度为0）下进行数值模拟，分析改型前后泵装置的性能。针对TJ05-ZL-02和改型的轴流泵装置进行了数值计算[16-20]，采用标准k-ε模型，计算流量范围280～380 L/s，分别计算了280、300、320、340、360和380 L/s共 6个流量点，最优工况点流量320 L/s左右。

2.2.1 外特性分析

将TJ05-ZL-02和改型数值计算结果整理见表1。 根据表1中的数据，绘制出轮毂比0.4和轮毂比0.4667的轴流泵装置的性能曲线，如图3所示。图3中Q-H曲线整体较为平稳光滑，改型后的泵装置扬程比改型前泵装置扬程小0.4 m左右，符合预期效果。根据淮安二站多年来的运行数据可知，淮安二站此次更新改造的设计扬程为4.89 m，最大扬程为5.06 m，最小扬程为2 m，从Q-H曲线可知，曲线接近平行，斜率相当，说明设计扬程比较合理，两种轮毂比扬程均能满足设计要求。从Q-η曲线可知，改型后的泵装置的效率曲线虽有所下降，

但是设计流量附近效率基本不变，且高效区稍往小流量偏移，符合预期效果。改型后流量变小，正好弥补原模型流量偏大的问题。

表1 TJ05-ZL-02和改型泵装置数值计算结果对比表 Table 1 Numerical results of TJ05-ZL-02 and modified pump

轮毂比0.4 轮毂比0.4667 序号 流量 Hub/tip=0.4

Hub/tip=0.4667

No.

Flow Q/(L·s-1)

扬程 效率扬程

效率Head H/mEfficiency η

Head H/mEfficiency η

1 280 6.023 0.6993 5.8153 0.736

2 300

5.686

0.744

5.3073 0.7605 3 320 5.194 0.77 4.7411 0.7667 4 340 4.45 0.758 3.9417 0.74 5 360 3.585 0.7189 3.08 0.692 6 380 2.544 0.6205 2.07 0.5775

图3 改型前后泵装置性能曲线

Fig.3 Pump device performance curves of TJ05-ZL-02 and

modified pump

2.2.2 叶片表面压强分布

为了了解轴流泵叶片表面压强分布情况，本文选取最优工况下改型前后叶片正反面压强分布云图。如图4所示。

图4 改型前后叶片压力面和吸力面压强分布图 Fig.4 Working surface pressure and back surface pressure distribution of TJ05-ZL-02 hydraulic model and modified pump

轴流泵改型设计

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农业工程学报 2015年

如图4所示，在设计工况下，叶片正面和背面的压强分布趋势一致，没有出现较大或者较小的应力集中区，改型前后叶片表面压强分布一致。 2.2.3 汽蚀性能比较

从轮毂开始取出叶展方向0.85翼型断面的压强分布数据，如图5所示。

a. 小流量工况280 L/s

a. Small flow condition is 280 L/s

b. 设计流量工况320 L/s

b. Design flow condition is 320 L/s

c. 大流量380 L/s

c. Large flow condition is 380 L/s

图5 叶展方向0.85断面压强分布数据对比图

Fig.5 Comparison data figure of 0.85 span pressure distribution

图5曲线表示沿叶展方向0.85翼型断面的压强分布数据，相对长度为0时表示该翼型断面的进口位置，相对长度为1表示翼型出口位置。根据图5可知，该断面TJ05-ZL-02水力模型压强整体比改型后的压强高，其中大流量工况压强偏差较大。但是对于每一种流量工况，与TJ05-ZL-02相比，改型后的水泵模型该断面的背面压强从叶片进口到叶片出口偏差越来越大。但是改型后的叶片并没有因为改型出现局部最小压强，各工况下压强分布趋势相同，说明改型后的叶片跟改型前的叶片汽蚀性能相近，与改型的期望一致。通过数值模拟得到的压强值预测轴流泵汽蚀性能，将连续气泡对轴流泵性能产生影响时的背面最小压强取出求必需汽蚀余量，根据文献[17]，必需汽蚀余量的计算公式：

NPSHre=P0P

ρg minρg

（1）

式中：NPSHre为必需汽蚀余量，m；Pmin为叶片背面的最小压强值，Pa；P0为进水流道进口总压，Pa。

叶片背面最小压强的参考压强点，从轮毂开始取出叶展方向span=0.85翼型断面，并距叶片进口10%左右叶片宽度吸力面最小压强值计算必需汽蚀余量。现将距叶片进口10%左右的最小压强取出用以求必需汽蚀余量。计算结果如表2所示。

表2 汽蚀性能比较

Table 2 Comparison of cavitation performance

参数

流量Flow Q/(L·s-1)

Items

280 320 380 背面最小压强轮毂比0.4 Minmum pressure of 50 576.6

48 475.5

47 467.8

Hub ratio back surface Pmin/Pa is 0.4

必需汽蚀余量Necessary of NPSH

5.2832 5.4976 5.5783

NPSHre/m

背面最小压强轮毂比0.4667Minmum pressure of 44 665.9 45 009.644 130.2

Hub ratio back surface Pmin/pa is 0.4667

必需汽蚀余量Necessary of NPSH

5.8863 5.8513 5.9410

NPSHre/m

由表2可知，轮毂比变大后，汽蚀性能变差，但是变化量不大，必需汽蚀余量小于6.5 m，低于选型设计时校核数值6.8 m，有较大的安全裕量。改型后的泵装置的汽蚀性能依然能够满足要求。

综上，根据泵装置的数值模拟结果可知，改型后的水力性能与TJ05-ZL-02水力模型无论是外特性参数还是内特性参数都比较相似，通过对比没有出现哪个参数有较大的波动，达到改型的目的。

3 模型试验验证

改型后的淮安二站模型泵在河海大学做了装置模型试验，模型泵装置试验的成果，通过了江苏省南水北调淮安二站改造工程建设处的验收。文献[3]包括了改型后的泵站模型装置综合特性曲线和换算后的泵站原型装置综合特性曲线，并且给出了详细的各叶片角度下的模型泵装置试验数据。

根据河海大学的《淮安二站水泵模型报告》，本文将叶轮叶片角为0时泵装置模型试验数据与CFD数值模拟结果对比，如图6所 …… 此处隐藏：3503字，全部文档内容请下载后查看。喜欢就下载吧 ……