船用多级泵的水力仿真及汽蚀性能优化分析

黄书才，穆春玉，杨勤，沈飞，方兵

船用多级泵的水力仿真及汽蚀性能优化分析

黄书才，穆春玉，杨勤，沈飞，方兵

为预测DCP200-4型船用多级泵的内部流动规律及提高汽蚀性能，对其内部流场进行数值模拟，通过定性和定量分析对诱导轮进行优化设计。结果表明，数值模拟可直观形象地分析多级泵内部流动规律，优化诱导轮可有效提高汽蚀性能。

多级泵；内部流场；数值模拟；汽蚀性能

多级泵因扬程高、占地小等优点被广泛应用于石油、化工、电力、农业、矿业等领域。近年来，随着数值仿真技术的发展，对多级泵内部流场进行仿真分析的技术越来越成熟，众多学者取得了一定的研究成果[1-5]。这些研究仅分析了内部流场及外特性，有些甚至只针对某一级或某个部件(如叶轮、诱导轮、导叶等)进行分析或优化，而对全流道进行仿真，以及对多级泵汽蚀性能的优化研究则鲜见报道[6-10]。

本文研究的DCP200-4型船用多级泵为我公司自主研发，输送介质为液化石油气(liquefied petroleum gas，LPG)。石油气具有易燃、易爆，以及易汽化的特点，通常将其加压为液态进行运输。因此，该多级泵对汽蚀性能有很高的要求。

对多级泵的内部流场进行三维数值模拟，揭示内部压力场、速度场的变化规律，并通过定性和定量分析，对诱导轮进行优化设计，有效降低汽蚀余量，提高汽蚀性能。

1 基本参数

计算模型是一台比转速为140.8的立式、单吸、多级(四级)船用离心泵，其设计参数见表1。

表1 DCP200-4型船用多级泵的基本设计参数

2 数值计算

2.1 计算域及网格

计算域及网格划分如图1所示，包括吸水井、进口段、诱导轮、进口导叶、四级叶轮、四级正反导叶和出水管路7个部分。该计算域与实际工况完全一致，这样可以使模拟更加逼近真实场景。对计算区域采用结构与非结构化网格相结合的方式进行网格划分，并分别在诱导轮、叶轮和导叶的叶片附近进行局部加密。为排除网格因素对模拟结果的影响，在设计工况下对网格数进行无关性检查，发现当网格总数为 260万左右时，泵的扬程、功率和效率等均趋于稳定，没有再增加网格的必要。

2.2 控制方程

泵内部流动的介质为LPG，可视为不可压粘性流体，其流体运动视为不可压缩流体的湍流流动。整个过程可用连续性方程、雷诺平均N-S方程、湍动能k，以及湍动能耗散率ε的输动方程等控制方程来描述[11]。

2.3 计算模型

运用CFD技术对该型船用多级泵的内部流场进行数值模拟，计算中采用SIMPLEC算法求解控制方程，采用标准k-ε湍流模型来进行数值模拟，方程的离散方式采用二阶迎风格式，收敛精度为10-5。

2.4 边界条件

1)进口边界条件。采用质量进口边界条件。

2)出口边界条件。采用压力出口边界条件。

3)壁面边界条件。绝热且无滑移壁面。

2.5 性能参数的计算

表征泵的主要性能参数有流量、扬程、功率、效率及汽蚀余量等。对该泵的扬程、功率、效率及汽蚀余量进行计算如下[12]。

扬程的计算公式为

(1)

功率的计算公式为

(2)

式中：N为泵轴的转矩，Nm；ω为角速度，rad/s。

效率的计算公式为

(3)

式中：Qout为流体的体积流量，m3/s；Hout为单位重量流体出口处的总能头，m。

汽蚀余量的计算公式为

(4)

其中：u1为叶片进口处的圆周速度；s1为叶片前缘点的厚度；s为叶片的最大厚度。

v1、w1和u1值由泵入口的速度数值计算结果决定，s1、s由几何模型决定。那么在一定工况下，泵的汽蚀余量是一定的。式(4)表明，泵汽蚀余量NPSHr只与泵进口部分的运动参数(v1、w1、u1)有关，是由泵本身的条件决定的，而与装置参数无关。NPSHr越小，表示压力降小，因而泵的抗汽蚀性能越好。所以NPSHr的物理意义是表示液体在泵进口部分的压力下降程度，也就是为了保证泵不发生汽蚀，要求在泵进口处单位重量液体具有超过汽化压力水头的富余能量。

判别泵的汽蚀性能的标准可以有2个，一个是上面提到的经验公式(4)，NPSHr的值越小泵的汽蚀性能越好，v1和w1的值可以在数值模拟的结果中提取，但系数μ和λ的取值不一样，得到的汽蚀余量将有误差。这个标准可以作近似的定量分析。另一个是根据相同计算边界的数值结果得到的泵内压力最低处(一般都在位于叶片背面进口稍后处)的压力值，最低压力值越大的，汽蚀性能越好，这个标准可以作定性分析。

3 结果分析

3.1 压力场分析

图2为额定工况时的压力场。通过分析可知，由于每级叶轮的出口均与正反导叶的进口相连，正反导叶包裹在叶轮外部，所以经过叶轮增压后，随着级数的增加，正反导叶的静压值呈现均匀递增的趋势，并在末级正反导叶达到最大值。也就是说，随着级数的增加，扬程呈现规律性的增加，满足了多级泵适用于高扬程的设计需求。

3.2 流场分析

图3为额定工况时的流线分布。通过分析可知，整体流动状态是良好的，流线都比较光顺，没有明显的折断、冲击、回流和漩涡等影响性能的现象，只是在进口导叶和出口管路的入口处有较紊乱的局部流动。这是由其局部结构变化较大造成的，并且不可避免。

3.3 诱导轮压降分析

本文研究的多级泵对汽蚀性能有极高的要求，设计点的汽蚀余量只有1.3 m，而CFD数值模拟要比较精确地确定其汽蚀性能有一定难度，并且诱导轮设计的优劣直接关乎整机的汽蚀性能。鉴于此，需对诱导轮进行反复优化，最终形成了下述3个诱导轮的设计方案，见图4。

如前所述，诱导轮的最低压力值可对汽蚀性能作定性分析，即最低压力值越大的，汽蚀性能越好。由此可定性的判断，方案002的汽蚀性能最优，其次为方案001，方案003的汽蚀性能最差。

3.4 性能曲线分析

图5为3种诱导轮的性能曲线。由图5可见，方案001和方案003的H-Q曲线、η-Q曲线，以及P-Q曲线均具有较高的重合度，说明二者具有相似的水力性能，且曲线变化平滑，无突变；而方案002的H-Q曲线、η-Q曲线，以及P-Q曲线与其余2个方案相差较大，扬程高、效率低、轴功率大。因此，单从水力性能考虑，应优选方案001和方案003。

通过对比3种方案的NPSHr数值(见表2)以及其对应的NPSHr-Q曲线(见图5)，可以发现，在设计工况点，3种方案的NPSHr值均达了设计要求。方案001的NPSHr最小，其次为方案002，方案003的NPSHr最大。由此可定量的判断，方案001的汽蚀性能最优。

表2 3种诱导轮方案在设计点的NPSHr

3.5 优化结果

从定性分析的结果来看，方案002具有最佳的汽蚀性能，然而经定量分析，方案002的汽蚀性能介于方案001和方案003之间，并且其扬程、效率、轴功率均偏离设计点较远；从定量分析的结果来看，方案001的汽蚀性能最优，从定性分析来看，其汽蚀性能也仅次于方案002。由此，综合考虑定性分析和定量分析的结果，以及兼顾扬程、效率和功率等外特性，最终选取方案001作为最优方案。

4 结论

1)随着多级泵级数的增加，正反导叶的静压值呈现均匀递增的趋势，该变化规律可为在设计阶段较好地预测多级泵的流动性能提供理论依据。

2)进口导叶和出口管路的入口处，有局部流动较紊乱，如何最大限度地减小该区域的紊乱现象，是未来的工作方向之一。

3)通过定性和定量分析，对诱导轮进行了优化设计，有效降低了汽蚀余量。该方法可为设计高汽蚀性能的多级泵提供理论依据

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(武汉船用机械有限责任公司，武汉 430084)

Hydraulic Simulation and Cavitation Performance Optimization of a Marine Multistage Pump

HUANG Shu-cai, MU Chun-yu,YANG Qin, SHEN Fei, FANG Bing

(Wuhan Marine Machinery Plant Co., Ltd, Wuhan 430084, China)

In order to predict the inner flow motion and raise cavitation performance of DCP200-4 marine multistage pump, numerical simulation was adopted to analyze its internal flow field, and optimize the design of the inducer. The results showed that numerical simulation could analyze the inner flow law of multistage pumps well, and the optimized inducer could sublimate its cavitation performance effectively.

multistage pump; inner flow; numerical simulation; cavitation performance

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.01.014

2016-09-13

国家发改委项目(发改办高技[2015]1409号)

黄书才(1986—)，男，硕士，助理工程师研究方向:流体机械设计研发

U664.5

A

1671-7953(2017)01-0058-04

修回日期：2016-10-24