仿生蜗壳离心泵内部非定常流动特性分析

牟介刚,刘　剑,谷云庆,代东顺,郑水华,吴登昊

(1.浙江工业大学 机械工程学院,浙江 杭州310014；2.浙江工业大学 之江学院,浙江 杭州310014)



仿生蜗壳离心泵内部非定常流动特性分析

牟介刚1,刘剑1,谷云庆1,代东顺1,郑水华1,吴登昊2

(1.浙江工业大学 机械工程学院,浙江 杭州310014；2.浙江工业大学 之江学院,浙江 杭州310014)

摘要:为了改善离心泵内部流场的非定常流动特性,基于仿生学原理构建仿生非光滑表面蜗壳,利用滑移网格技术对标准蜗壳、仿生蜗壳离心泵内部流场进行非定常计算,研究不同时刻下不同蜗壳离心泵静压场及速度场的差异,对比不同蜗壳离心泵压水室内压力脉动特性.结果表明：在不同时刻下,仿生蜗壳扩散段内静压分布更均匀、压力梯度更小,速度方向、大小基本保持一致,相对标准蜗壳更不易出现漩涡、二次流及边界层分离现象；叶片扫过隔舌瞬间,仿生蜗壳叶轮流道内流线分布相对更对称；一个周期内,仿生蜗壳离心泵压力脉动最大与最小处的脉动幅值均明显降低.说明仿生蜗壳能改善离心泵内部非定常流场,且对压水室内压力脉动有明显的抑制作用.

关键词：离心泵；仿生蜗壳；流场；非定常流动；压力脉动

离心泵作为一种通用机械,广泛应用于各行各业.但由于过流部件较为复杂,同时伴随着叶轮与蜗壳之间的动静干涉,使得离心泵内部呈现复杂的三维非稳态湍流[1-2].且非定常流体引起的水力激励及动静干涉带来的压力脉动,会诱导流体振动,从而影响离心泵工作性能,严重时会损坏系统设备.

若要提高离心泵工作稳定性,需要对内部流动规律深入研究[3-4].当前针对离心泵内部非定常流场的研究主要集中在压力脉动及径向力脉动特性2方面.崔宝玲等[5]分析了复合叶轮离心泵内的非定常流动特性,认为离心泵内部压力和速度在时间上呈现高度非定常性,在空间上呈现高度非对称性.裴吉等[6]对低比转数离心泵内部非定常不稳定流动现象的内在机理进行深入研究,结论表明叶轮叶片背面相对速度及叶片后缘尾迹现象随时间变化明显,且叶轮出口处流动周期性较强.通过对离心泵叶轮与蜗壳耦合的三维流动进行数值模拟,郭鹏程等[7]证实了蜗壳与叶轮间的相互作用会引起离心泵全流场的不对称性.王玉川等[8]在对离心泵叶轮区瞬态流动特性进行研究后,发现叶轮出口处附近随时间变化的漩涡是内部流场不均匀的主要原因.虽然以上文献都对离心泵内部非定常流场进行了一定程度探讨,但并未提出较为创新的水力结构.仿生技术作为一种较为成熟的技术,被应用于各个行业,但在离心泵行业尚处于探索阶段.任露泉等[9]为了提升离心泵效率,在叶轮区域采用仿生非光滑技术,结论表明仿生技术具有明显增效作用.Tian等[10]则模仿海豚特殊皮肤结构在离心泵叶轮表面应用仿生耦合结构进行水泵增效研究,试验证明确能降低离心泵水力损失.上述研究证明仿生技术可以被应用于离心式的相关领域,但针对离心泵内仿生技术的研究主要集中在叶轮区域,在蜗壳区域应用仿生技术的文献未见报道.

为了改善离心泵内部非定常流场的流动特性,运用仿生学原理,提取生物原型中的非光滑体表特征形态,建立仿生蜗壳结构模型.本文通过数值模拟的方法,对比分析不同时刻标准蜗壳与仿生蜗壳对泵内部流场的影响,并在离心泵压水室各断面设置监测点,研究仿生蜗壳对整个离心泵压水室脉动特性的影响.

1数值模型与计算方法

1.1生物原型与计算模型

经过亿万年的生物进化,自然界中有些生物具有适应环境的体表特征.长耳鸮可以在扑食过程中实现高速静音飞行,经研究表明其独特的体表消音降噪特性得益于其体表羽翼的特殊结构[11].如图1(a)所示为长耳鸮生物原型,其羽翼边缘基本都呈现非光滑圆弧形态,前后缘则呈现宏观正弦曲线形态.长耳鸮的该特殊形态翼型目前被主要应用于离心式风机中对气流噪声的控制作用方面[12-14],基于两者工作原理及结构基本类似,故将长耳鸮翼前缘非光滑特征形态融合于离心泵蜗壳的水力设计中.

研究过程中选取IS80-50-250为原型泵,在设计工况下,基本参数为：流量qm=50 m3/h,扬程H=80 m,转速n=2 900 r/min,叶轮相关参数为叶轮进口直径D1=80 mm,叶轮出口直径D2=252 mm,叶片出口宽度b=6.5 mm,叶片数Z=5.基于长耳鸮翼型形态参数[14],并结合蜗壳的设计要求,最终确定仿生非光滑表面蜗壳结构的具体参数.其中：非光滑单元高度h=3～7 mm,非光滑间隔s=26～42 mm,且两者满足比值处于0.1～0.2的关系,非光滑单元个数为2个.该仿生蜗壳的具体结构主要分布在离心泵内部流场最为复杂的部位,即从蜗壳隔舌头部沿蜗壳圆周方向延伸到蜗壳第Ⅰ断面附近[15].所得仿生非光滑蜗壳的纵截面轮廓形状为线性正弦曲线(原蜗壳轮廓曲线为该线性正弦曲线的中线),起点位于隔舌与基圆相切处、终点延伸至蜗壳压水室的第Ⅰ断面与第Ⅱ断面之间,并且第Ⅰ断面的形状面积与原第Ⅰ断面的形状面积必须保持一致.监测点分布在压水室各重要断面处,共12点分别对应各断面序号为P1、P2、…、P12模型及监测点示意图如图1(b)所示.

图1　实物及模型示意图Fig.1　Schematic diagram of entity and model

1.2控制方程及边界条件

离心泵内部流动为复杂的三维黏性湍流流场,基于此,在数值模拟计算中选用RNGk-ε湍流模型[16-17],方程为

(1)

(2)

(3)

采用ICEM对离心泵计算域进行网格划分,其中计算域包含进水管、叶轮、蜗壳、出水管4部分.叶轮和蜗壳部分选用适应性强的四面体非结构化网格,并在隔舌及仿生蜗壳处进行局部加密处理.通过对网格进行无关性分析,综合扬程的理论值及计算机资源,可知当网格数大于或等于100万左右时,扬程相对于网格数的波动保持在0.2%以内.最终确定标准蜗壳和仿生蜗壳情况下理论模型计算域网格总数分别为102万和120万.

采用CFX设置离心泵计算域的边界条件,进口边界选用速度进口,出口边界为自由出流边界；固壁均设置为无滑移边界,壁面粗糙度设置为0.03 mm；流体介质为常温常压下水.在定常计算时,叶轮交界面选用冻结转子模型.在非定常计算时,叶轮交界面采用瞬态动静转子模型,以定常的结果文件为初始条件.非定常时间步长定义为叶轮每旋转3°所需时间,叶轮的转动频率为48.33 Hz,则叶片通过频率为241.7 Hz.计算周期为6周,选取第6周的数据进行统计分析.

2离心泵非定常流动特性分析

2.1中截面静压场分析

图2　蜗壳中截面静压场Fig.2　Contours of static pressure of volute on cross section

离心泵叶轮包含5个叶片,定义叶轮每旋转72°为一个计算周期T.一个周期T内,不同时刻标准蜗壳与仿生蜗壳中截面静压等值线分布如图2所示,图中,p为静压、t为时间,FS为仿生蜗壳离心泵、BZ为标准蜗壳离心泵.由图2可知,由于叶轮与蜗壳之间的动静干涉作用,以及蜗壳的不同型式,使得叶轮与蜗壳内静压分布呈现不同的趋势：在不同时刻下,叶片相对于隔舌处于不同位置时,仿生蜗壳离心泵内流场更优于标准蜗壳离心泵,尤其表现在扩散段内,仿生蜗壳扩散段内静压分布更均匀、压力梯度更小,标准蜗壳扩散段内静压则分布更分散,更容易形成漩涡及二次流；当叶片扫过隔舌瞬间时,离心泵内部静压分布相对于其他时刻更大,此时隔舌区域的静压显示为整个中截面上最大,而叶轮进口低压区是一个周期中最小的时刻；叶片远离隔舌,离心泵整体静压开始减小,进口区域的低压区却开始增大,当位于时刻t=2/4T时,泵整体静压处于最低值,叶轮进口低压区域最大.这是因为当叶轮与隔舌相距最近时,两者间隙最小使前一个叶片流道内流体无法通过间隙向蜗壳喉部排出,而是由叶轮流道被甩出后,直接形成对蜗壳壁的冲击,产生强烈的水力激励以及漩涡,即表现为隔舌区域最大静压.而仿生蜗壳非光滑结构则形成流体弹性区域,对流体的冲击其缓冲作用,吸收其压力能,同时能抑制流体漩涡的形成,从而造成仿生蜗壳非光滑结构上突结构处静压最大,但整泵内流场更稳定,尤其表现在扩散段.说明仿生非光滑蜗壳结构能有效的改善离心泵非定常流场.

2.2中截面速度场分析

一个计算周期T内,不同时刻标准蜗壳与仿生蜗壳中截面速度等值线分布如图3所示,图中,v为速度.不同型式蜗壳,在不同时刻叶轮区域的速度分布基本一致,但在扩散段内速度分布呈现较大的差别：在不同时刻下,叶片相对于隔舌处于不同位置时,仿生蜗壳离心泵扩散段内流动特性更优异,速度分布更均匀,尽管在扩散段入口处会形成漩涡,但扩散段中部或出口处速度分布基本一致,有利于流体流动,标准蜗壳扩散段内速度分布较为混乱,且扩散段壁面边界层分离严重,造成整个扩散段内均会产生漩涡及二次流,较严重地阻碍了流体的出流情况,且大量的漩涡及二次流会极大消耗流体的能量；当叶片扫过隔舌瞬间时,仿生蜗壳扩散段入口处低速区最大,速度梯度大,容易形成大漩涡,但沿着扩散段出流到出口处,仿生蜗壳扩散段低速区逐渐减小,整个扩散段内速度分布更加均匀,更利于流体流动；标准蜗壳在整个扩散段内壁面边界层分离现象十分严重,低速区混乱分布,甚至在出口处也会形成漩涡,极大的影响流体出流.

图3　叶轮中截面速度场Fig.3　Contours of velocity of volute on cross section

2.3中截面流线分析

对比叶片扫过隔舌瞬间与远离隔舌的各不同时刻发现,蜗壳、叶轮区域的相对速度分布情况变化不大.现取仿生蜗壳与标准蜗壳中叶片扫过隔舌瞬间,蜗壳与叶轮中截面的相对速度流线图对比分析,其中蜗壳与叶轮等间距样本均取为200,即流线密度一致,如图4所示.由图4(a)可知,流体进入扩散段后,流场产生严重的分化.顺着扩散段流线方向,流场一分为二,扩散段右侧流体流动顺畅,但出流面积逐渐缩小,左侧流体流动混乱,出流面积却逐渐增大；标准蜗壳扩散段相比仿生蜗壳,其扩散段左侧流场更为混乱无序,流线形成方向不一致的曲线预示着该流域将产生大量漩涡或二次流,仿生蜗壳扩散段左侧虽然存在一个局部漩涡,但其扩散段中部及出口处流场方向基本保持一致,说明该流域流动较为均匀.由图4(b)可知,流体在流经叶轮流道时,在每一叶片压力侧中部会形成明显的漩涡,仿生蜗壳叶轮5个漩涡大小、形状一致,且漩涡速度基本一致；标准蜗壳叶轮中5个漩涡却并未呈现中心对称状态,靠近隔舌的2个叶片处的漩涡形状较小,且对应的速度大于其他3个漩涡.这将改变整个叶轮流场的分布,使其压力脉动及受力不均匀,从而影响离心泵的运行.其原因是由于叶片扫过隔舌时,阻碍了上一叶片流道内流体的出流,使其直接撞击蜗壳形成漩涡,漩涡同时对叶轮流道产生反作用,而仿生蜗壳则由于弹性区域吸收了部分冲击能量,大量减缓了漩涡对叶轮区域的影响.这说明在采用仿生蜗壳时,可以明显改善蜗壳内流体的流动状态,且使叶轮内流场分布相对更为均匀、对称.

图4　中截面流线图Fig.4　Flow streamline on cross section

3压水室脉动特性分析

3.1各监测点压力脉动

如图5所示为设计工况下所有监测点在一个计算周期内的压力脉动分布.由图5(a)、(b)可知,压水室第Ⅰ到第Ⅷ断面的压水室处压力脉动幅值波动更明显,特别是第Ⅰ断面脉动幅值为所有监测点中脉动幅值最大处,而扩散段的4个断面处压力脉动则相对更稳定,尤其是第Ⅸ断面脉动幅值为所有监测点中脉动幅值最小处.由图2或图3中云图可以很好地解释上述现象,由于隔舌与叶轮之间的动静干涉,使液流受到冲击作用发生边界层分离,以及叶片出口的的“射流-尾迹”等因素的影响,离心泵内压力脉动最强烈处沿流体偏移到了第Ⅰ断面附近；而扩散段进口处流体的流动状态良好,并没有如同扩散段中部出现大量的漩涡扰动,使得第Ⅸ断面处压力脉动处于整个离心泵内较低值.

图5　各截面压力脉动分布Fig.5　Distribution of pressure pulsation on all sections

图6　压力脉动时域图与频域图Fig.6　Time-domain and frequency-domain diagram of pressure pulsation

3.2脉动幅值最大与最小截面

基于同一周期内,仿生蜗壳与标准蜗壳各对应监测点处压力脉动特性分布趋势基本类似,故分别取压力脉动幅值波动最大处(P1)与最小处(P9)监测点具体分析.如图6(a)、(b)所示分别为不同蜗壳离心泵P1处压力脉动时域图与频域图,如图6(c)、(d)所示则分别为不同蜗壳离心泵P9处压力脉动时域图与频域图,其中A为监测点静压脉动幅值.由图6(a)、(c)可知,不同蜗壳离心泵压水室内静压分布呈现明显的周期性,且周期数与叶片数相当；当采用仿生蜗壳时,P1处压力值时而高于标准蜗壳,时而低于标准蜗壳,但同一周期内,仿生蜗壳P1处压力值标准差为73 468,标准蜗壳则为79 857；当采用仿生蜗壳时,其压力幅值及平均值均比标准蜗壳小2倍有余.这说明采用仿生蜗壳时,P1、P9处压力脉动较标准蜗壳更稳定.由图6(b)、(d)可知,不同蜗壳离心泵P1处主频均为240.8 Hz,与叶片通过频率241.7 Hz一致；采用仿生蜗壳时P1处主频脉动幅值相对于标准蜗壳时降低了8.6%,在次主频(481.7 Hz)处降低了10.3%,在3阶主频(963.4 Hz)处则降低了20.1%,在高频处也相对低于标准蜗壳；P9处脉动幅值除了在主频处稍低于标准蜗壳,高频处基本高于标准蜗壳,但由于采用仿生蜗壳时,P9处压力数值远小于标准蜗壳,故其压力脉动幅值的少许上升对该处流场或整个离心泵内流场的影响甚微.综上所述,当采用仿生蜗壳时,可明显改善其压水室内压力脉动特性.

4结论

(1)在不同时刻下,仿生蜗壳离心泵内流场更优于标准蜗壳,尤其表现在扩散段及叶轮处,相对于标准蜗壳更不易出现漩涡及边界层分离现象.

(2)在不同时刻下,仿生蜗壳扩散段入口处容易形成大漩涡,但沿着扩散段出流到出口处低速区逐渐减小,速度分布更加均匀,更利于流体流动,标准蜗壳扩散段在整个扩散段均表现为混乱分布的低速区及严重的边界层分离现象,极大的影响流体出流.

(3)叶片扫过隔舌瞬间,流体在流经叶轮流道时,仿生蜗壳可以明显改善蜗壳内流体的流动状态,且使叶轮内流场分布相对更为均匀、对称.

(4)在同一周期内,当采用仿生蜗壳时,压水室压力脉动最大处P1处压力值标准差降低了8.7%；压力脉动最小处P9处压力幅值及平均值均比标准蜗壳小2倍有余；当采用仿生蜗壳时，P1、P9处压力脉动较标准蜗壳更稳定.

参考文献(References):

[1]TAN L, CAO S L, WANG Y M, et al. Direct and inverse iterative design method for centrifugal pump impellers [J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part A: Journal of Power and Energy, 2012, 226(6): 764-775．

[2]王乐勤, 刘锦涛, 张乐福, 等. 水泵水轮机泵工况小流量波动特性[J]. 浙江大学学报：工学版, 2011, 45(7): 1239-1243．

WANG Le-qin, LIU Jin-tao, ZHANG Le-fu, et al. Low flow’s fluctuation characteristics in pump-turbine’s pump mode [J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2011, 45(7): 1239-1243．

[3]RAUL B, JORGE P, EDUARDO B. Numerical analysis of the unsteady flow in the near-tongue region in a volute-type centrifugal pump for different operating points [J]. Computer & Fluids, 2010, 39(5): 859-870．

[4]ANDREAS L, GUNTHER B. Numerical simulation and evaluation of velocity fluctuation during rotating stall of a centrifugal pump[J]. Journal of Fluids Engineering, 2011, 133(8): 081102．

[5]崔宝玲, 许文静, 朱祖超, 等. 低比转数复合叶轮离心泵内的非定常流动特性[J]. 化工学报, 2011, 62(11): 3093-3100．

CUI Bao-ling, XU Wen-jing, ZHU Zu-chao, et al. Unsteady flow characteristics in low-specific-speed centrifugal pump with complex impeller [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2011, 62(11): 3093-3100．

[6]裴吉, 王文杰, 袁寿其, 等. 低比转数离心泵内部非定常流动特性数值预测[J]. 农业机械学报, 2014, 45(1): 79-83．PEI Ji, YUAN Shou-qi, WANG Wen-jie, et al. Numerical prediction of inner flow unsteadiness in a low-specific speed centrifugal pump[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2014, 45(1): 79-83．

[7]郭鹏程, 罗兴锜, 刘胜柱. 离心泵内叶轮与蜗壳内耦合流动的三维紊流数值模拟[J]. 农业工程学报, 2005, 21(8): 1-5．

GUO Peng-cheng, LUO Xing-qi, LIU Sheng-zhu. Numerical simulation of 3D turbulent flow fields through a centrifugal pump including impeller and volute casing [J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering, 2005, 21(8): 1-5．

[8]王玉川, 谭磊, 曹树良, 等. 离心泵叶轮区瞬态流动及压力脉动特性[J]. 机械工程学报, 2014, 50(10): 163-169．

WANG Yu-chuan, TAN Lei, CAO Shu-liang, et al. Characteristics of transient flow and pressure fluctuation in impeller for centrifugal pump [J]. Journal of Mechanical Engineering, 2014, 50(10): 163-169．

[9]任露泉, 彭宗尧, 陈庆海, 等. 离心式水泵仿生非光滑增效的试验研究[J]. 吉林大学学报：工学版, 2007, 37(3): 575-581．

REN Lu-quan, PENG Zong-yao, CHEN Qing-hai, et al. Experimental study on efficiency enhancement of centrifugal water pump by bionic non smooth technique[J]. Journal of Jilin University: Engineering and Technology Edition, 2007, 37(3): 575-581．

[10]TIAN L M, GAO Z H, REN L Q, et al. The study of the efficiency enhancement of bionic coupling centrifugal pumps [J]. Journal Brazilian Society Mechanical Sciences and Engineering, 2013, 35(4): 517-524．

[11]CHARLES L, RICHARD T. Reynolds responses of mexican spotted owls to low-flying military jet aircraft[J]. USDA Forest Service Research Note, 2002, 12: 126-139．

[12]孙少明, 任露泉, 徐成宇. 长耳鸮皮肤和覆羽耦合吸声降噪特性研究[J]. 噪声与振动控制, 2008, 28(3): 119-123．

SUN Shao-ming, REN Lu-quan, XU Cheng-yu. Research on coupling sound absorption property of owl skin and feather [J]. Noise and Vibration Control, 2008, 28(3): 119-123.

[13]黄恩德, 楚武利, 屈凯东, 等. 离心风机仿生蜗舌降噪效果试验研究[J]. 舰船科学技术, 2014, 36(11): 75-79．

HUANG En-de, CHU Wu-li, QU Kai-dong, et al. The experiment research about the noise reduction effect of the bionic volute tongue of a centrifugal fan[J]. Ship Science and Technology, 2014, 36(11): 75-79．

[14]孙少明, 徐成宇, 任露泉, 等. 轴流风机仿生叶片降噪试验研究及机理分析[J]. 吉林大学学报：工学版, 2009, 39(2): 382-387．

SUN Shao-ming, XU Cheng-yu, REN Lu-quan, et al. Experimental research on noise reduction of bionic axial fan blade and mechanism analysis [J]. Journal of Jilin University: Engineering and Technology Edition, 2009, 39(2): 382-387．

[15]司巧瑞, 袁寿其, 袁建平, 等. 叶片与隔舌干涉对离心泵性能和压力脉动影响的数值研究[J]. 流体机械, 2012, 40(8):22-26．

SI Qiao-rui, YUAN Shou-qi, YUAN Jian-ping, et al. Effect of interaction between blade and volute tongue of centrifugal pumps on the performance and pressure pulsation [J]. Fluid Machinery, 2012, 40(8):22-26.

[16]GU Y Q, ZHAO G, ZHENG J X, et al. Experimental and numerical investigation on drag reduction of non-smooth bionic jet surface [J]. Ocean Engineering, 2014, 81: 50-57．

[17]TAN L, CAO S L, WANG Y M, et al. Numerical simulation of cavitation in a centrifugal pump at low flow rate [J]. Chinese Physics Letters, 2012, 29(1): 014702-1-4．

Analysis on unsteady flow characteristics in centrifugal pump with bionic volute

MOU Jie-gang1, LIU Jian1, GU Yun-qing1, DAI Dong-shun1,ZHENG Shui-hua1, WU Deng-hao2

(1.CollegeofMechanicalEngineering,ZhejiangUniversityofTechnology,Hangzhou310014,China;2.ZhijiangCollege,ZhejiangUniversityofTechnology,Hangzhou310024,China)

Abstract:To improve unsteady internal flow characteristics in centrifugal pump, bionic nonsmooth volute was built based on bionics principle, sliding mesh technology was applied for calculation of unsteady internal flow field in centrifugal pump with standard and bionic volute. Discrepancies for different volutes under different times in pressure and velocity field were investigated and pressure fluctuation characteristics in pumping chamber for different volutes. Results show that the distribution of static pressure and velocity in the diffuser for bionic volute under different times are more uniform, and its are less prone to vortek, secondary flow and boundary separation phenomenons comparing to standard volute. When blade approaches the tongue, the distribution of streamline in impeller is more symmetrical. Pulsating amplitude of max and mix pressure pulsation for bionic volute drops evidently over a period of time. In addition, the structure of bionic volute can improve unsteady internal flow, and restrain pulsating amplitude in pumping chamber obviously．

Key words:centrifugal pump; bionic volute; flow flied; unsteady flow; pulsating amplitude

收稿日期：2015-06-20.浙江大学学报(工学版)网址： www.journals.zju.edu.cn/eng

基金项目：国家自然科学基金资助项目(20140251);浙江省自然科学基金资助项目(LQ15E050005,LQ15E090004).

作者简介：牟介刚(1964-),男,教授,博导,从事叶片泵流场理论及工程应用等研究. ORCID: 0000-0001-5242-4049. E-mail∶mjg1964@zjut.edu.cn通信联系人：谷云庆,男,讲师. ORCID: 0000-0003-1416-3452. E-mail:guyunqing@hrbeu.edu.cn

DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.05.016

中图分类号：TB 17

文献标志码：A

文章编号：1008-973X(2016)05-0927-07