基于计算流体力学（CFD）方法的平板型诱导轮空蚀原因分析

2020-07-10黄健平刘明亮朱兴文卢尚军邹乐彬

水电与抽水蓄能 2020年3期

黄健平，刘明亮，朱兴文，卢尚军，于洋，邹乐彬

（1.广西防城港核电有限公司，广西壮族自治区防城港市 538000；2.大理大学，云南省大理市 671003）

0 引言

国内某电厂专设安全系统配有两台双级离心给水泵。该离心泵带有前置平板型诱导轮。2019年4月20日，2号机大修期间，对该离心泵水力部件进行检查，发现2号机3号泵诱导轮入口4块叶片根部存在不同程度点坑（见图1），2号机4号泵诱导轮未见明显异常。对出现点坑诱导轮更换新备件，整体转动部件动平衡合格后回装。

2020年3月29 日，1号机大修，解体检查1号机3号泵，发现4块叶片根部均有不同程度的空蚀痕迹，其中3块已成点坑（见图2），而1号机4号泵对应位置出现轻微磨痕。对出现点坑诱导轮更换新备件，整体转动部件动平衡合格后回装。

图1 2号机3号泵诱导轮轮毂点坑Figure 1 Unit 2 No.3 pump inducer hub pit

图2 1号机3号泵诱导轮轮毂点坑Figure 2 Unit 1 No.3 pump inducer hub pit

若不更换诱导轮新备件，空蚀发展严重会引起叶片脱落，导致泵组不可用。反复更换备件，影响大修工期，增加成本。查明原因及时防治就显得尤为重要。为此，本文通过CFD分析方法，分析诱导轮点坑产生机理以及验证设计的合理性。

1 CFD分析计算

使用CFD方法对水泵过流部件进行数值计算已是当下较为成熟的技术。文献[1，2]对带诱导轮的离心叶轮进行CFD分析，得到整泵的空化性能。文献[3，4]对独立的诱导轮进行CFD分析，得到诱导轮的外特性曲线，且与实验数据吻合。本文使用CFD方法，对独立诱导轮组织空化计算。

1.1 几何模型

离心泵诱导轮为变螺距诱导轮，其主要几何参数见表1。

表1 诱导轮主要几何参数Table 1 Main geometric parameters of the inducer

本文诱导轮几何模型建立遵循以下原则：

（1）安放角随半径按照等导程（R·tanβ=常数）原则变化。

（2）轮缘压力面翼型展开曲线为：

式中x——轮缘周向长度；

y——导程。

（3）楔形段长度为叶片轮缘直径的35%。以3mm厚度由压力面单侧加厚生成吸力面轮缘翼型曲线。

1.2 网格划分

计算域采用非结构化网格。参照文献[5]进行网格无关性检验，确定1mm左右的经济网格尺寸，并据此绘制不含边界层网格。借助CFD online所开发工具Y+Wall Distance Estimation确定首层网格高度3.7e-5m，绘制最终计算域网格。网格总数约300万。计算域模型见图3。

图3 计算域模型Figure 3 Computing domain model

1.3 计算模型选择和边界条件设置

本文计算采用CFX软件。湍流模型选用k-epsilon模型，scalable壁面函数。空蚀模型选用Rayleigh Plesset模型。空泡饱和压力取35℃时水的饱和压力5500Pa。边界条件选用压力入口和质量流量出口。诱导轮所在旋转域采用冰冻转子法。使用多核显示计算。由于该诱导轮安装在一级叶轮前，嵌入伸长的一级叶轮罩壳内，与一级叶轮同步旋转，相当于闭式轴流泵。计算工况参考表2（1bar=105Pa，下同）。

表2 运行工况参数Table 2 Operating conditions parameters

1.4 结果分析

1.4.1 水力性能计算

依据文献[6]方法，定义如下无量纲流量系数Φ、空化数σ、扬程系数Ψ。

式中ω——诱导轮角速度；

r——叶尖半径；

pin——诱导轮计算域入口压力；

pout——计算域出口压力。

流量系数Φ是一个综合反映了诱导轮结构参数和流量工况的无因次量[7]。保持流量系数恒定，降低入口压力，计算对应的扬程和效率。取叶尖速度U=rω为特征速度，直径D为特征长度，雷诺数Re=ρUL/μ=6.17×106＞1×105，表明该条件下流场处于自模区，雷诺数对流动已无明显影响。因此，用无量纲参数表示水力性能，无需考虑转速对性能曲线的影响。无空化状态下诱导轮曲线见图4。

图4 诱导轮特性曲线Figure 4 Inducer characteristic curve

由于本文诱导轮为不带进口修圆的四叶平板型诱导轮，其特性曲线与文献[8]中三叶带进口修圆的诱导轮有所不同。性能曲线在小流量工况下存在驼峰。根据额定流量和转速，可算出诱导轮流量系数φ=0.08374。从图4可判断，额定工况点在驼峰区之外。

1.4.2 空化特性分析

对于变螺距诱导轮，出入口叶片安放角不同。为满足抗空蚀特性，通常入口叶片安放角较小。为满足设计扬程，出口叶片安放角较大。通过合理的设计，通常可以获得良好的抗空蚀性能。经过诱导轮增压后，离心叶轮抗空蚀性能得到显著提升，因此整泵的抗空蚀性能主要由诱导轮的抗空蚀性能决定[9]。

在假定诱导轮空蚀系数的条件下，通过定义式（式5）计算诱导轮的有效空蚀余量，与诱导轮实际压力对比，判断诱导轮空蚀情况[10]。

亦可基于杜莫夫理论或Brumfield 准则[11]，将有效空蚀余量表示成轮毂比Rd（轮毂直径和轮缘直径的比）和流量系数φ的函数，通过（式6）计算，获得有效空蚀余量的表达式（式7）[12]。

以上两种方法，均基于宏观量计算，不够直观。本文以表2中额定流量为基准，计算不同流量、不同入口压力下，诱导轮内部的空泡分布及流场细节（见图5）。更直接地观察最可能的空蚀破坏点。

图5中，右上压力高，左下压力低；左上空泡大，右下空泡小。空化区域的变化受入口压力更显著。具体为：入口压力不变时，流量减小，空泡区域变大，叶片表面压力增大。这是由于小流量下，冲角较大引起。流量不变时，入口压力增大，空泡区域减小，叶片表面压力增大。前者主要由于流量减小，相对液流角减小引起。该结论同文献[8]中记录的实验现象吻合，证明了计算结果的合理性。

图5 诱导轮空泡分布随流量和压力的变化Figure 5 Change of cavitation distribution of inducer with flow and pressure

在额定流量，入口压力为1.1bar的空蚀工况下，空泡分布见图6。依据文献[8]中结论，由附着在叶片入口边上方的漩涡产生一处空泡密集区，此区域面积较小，随流量变化明显。沿流动方向，整个空泡区径向逐渐收缩，在流道入口喉部附近消失。压力最低点出现在吸力面轮毂处，该处为另一个空泡密集区，该区域与实际诱导轮出现点坑位置（见图1和图2）基本重合。由于该低压区域面积较大，能产生足够多的空泡，并在随后的高压区压溃破裂，冲击破坏叶片材料，随入口压力变化明显。