高抗汽蚀诱导轮在国产化首台套LNG泵的设计实现与验证

2020-08-26严文泽姚宝运姚会茹

化工设备与管道 2020年3期

严文泽，姚宝运，姚会茹

（大连深蓝泵业有限公司，大连 116031）

随着我国工业装置大规模发展，在深海油气输送、石化、核电、航空航天、冶金等领域内，离心泵可输送介质呈现多样化，特别是在输送易汽化介质和气体低温液化输送（液氧、液氮等）等应用领域的不断拓展，对离心泵稳定运行可靠性、输送经济性、汽蚀性能都提出了更高要求。

众多学者对离心泵抗汽蚀性能的深入研究，已提出一些行之有效的技术解决方案，其中，离心泵入口前置诱导轮已成为常用措施，国外技术先进的泵企业通过配置高抗汽蚀诱导轮，使得泵汽蚀比转速达到了6 000 ～ 7 000。匹配几何尺寸理想的诱导轮，不但可以显著改善泵的汽蚀性能[1]，同时也可以减弱泵汽蚀而导致的振动、噪声及材料磨损及破坏[2]。崔宝玲等[3]通过CFD 计算手段对等螺距诱导轮的内部流动进行数值模拟，揭示了等螺距诱导轮内部压力场及流场的分布；黎义斌等[4]对口环间隙变化对诱导轮离心泵汽蚀性能影响进行研究；孙健等[5]研究了变螺距诱导轮的设计参数选择，总结了一些关键参数的选择。潘中永[6]对诱导轮的设计进行系统论述并给出计算方法。

鉴于上述学者研究以及实际泵产品性能规划及开发，大连深蓝泵业采用CFD 水力优化设计手段，理论与试验验证相结合的方法，使得配置诱导轮的泵产品汽蚀性能达到国际领先水平，且其他性能指标（效率，振动噪声，曲线形状等）均满足要求，同时形成了诱导轮的水力设计规范及水力设计计算程序。本文以某LNG 国产化首台套泵研发项目为依托开展高抗汽蚀诱导轮设计论述。

1 高抗汽蚀诱导轮的设计策略及原则

1.1 高抗汽蚀诱导轮的设计思路及流程

诱导轮是轴流式叶轮，其具备轴流叶轮的汽蚀特性，在轮缘处产生的气泡，在沿轴向向前运动的过程中，由于轮毂侧液体受离心力作用向外压的原因，使气泡被压缩在轮缘局部区域并在此凝结，不会造成整个流道堵塞。另外，选择较大的叶栅稠密度、进口过流面积以及较薄的叶片进口厚度和较小的进口角，使得诱导轮抗汽蚀性能又整体优于轴流叶轮。高抗汽蚀诱导轮的设计思路可以概括为：“通过控制叶片进口角及过流面积保证高抗汽蚀性能、出口角及轮缘直径保证必须的扬程；通过协调设计，使得叶栅稠密度处在合理范围内”。

通常情况下，诱导轮的计算如式（1）、图1 所示。

图1 诱导轮与主叶轮的速度三角形示意Fig.1 Velocity triangle between the inducer and the main impeller

在一般情况下，诱导轮的设计流程如图2 所示。

1.2 高抗汽蚀诱导轮结构形式的确定原则

根据诱导轮汽蚀比转速的限定要求，在设计过程中推荐使用的诱导轮结构形式如表1 所示。

在满足性能要求，节约成本的前提下，在设计过程中推荐选用的诱导轮结构形式的优先级为：

图2 诱导轮设计流程Fig.2 Design flow of induction wheel

表1 优先推荐使用的诱导轮结构形式Table 1 Preferentially recommends the use of the inducer wheel structure

等螺距诱导轮＞圆柱型变螺距诱导轮＞圆锥型变螺距诱导轮

1.3 诱导轮的优选运行范围及进口流量系数的匹配

基于额定流量设计的诱导轮，其优选的运行工作范围为80% Qbep～ 120% Qbep，当流量Q＞1 000 m3/ h时，不建议诱导轮偏大流量工况使用；在一般情况下，不建议超工况范围使用，这是由诱导轮的自身空化特性所决定的。图3 为一般情况下诱导轮的汽蚀特性曲线：

图3 诱导轮汽蚀特性曲线Fig.3 Cavitation characteristic curve of inducer

存在最优的进口流量系数φt，获得最低的NPSHr，即：

布伦菲尔德（Brumfield）准则：

式中 λ—— 诱导轮进口压降系数，通常取0.01 ～ 0.02。

由于诱导轮进口冲角的影响，进口流量系数φt匹配关系间如表2 所示。

表2 进口流量系数的匹配关系Table 2 Matching relation of inlet flow coefficient

汽蚀比转速C 与流量系数的关系式如式（4）所示。

已经有大量的文献资料对其他关键参数（叶栅稠密度、轮缘间隙等）进行分析研究，在此不再赘述。

2 高抗汽蚀诱导轮的设计实现

2.1 诱导轮水力设计及三维模型

按照上述设计理论及原则，针对某LNG 国产化首台套高压泵，开展高抗汽蚀诱导轮的水力开发，其设计参数如表3 和表4 所示。

表3 某国产化首台套LNG 高压泵水介质设计参数Table 3 Design parameters of water medium of the first LNG high-pressure pump

表4 某国产化首台套LNG 高压泵高抗汽蚀诱导轮部分设计几何参数Table 4 Design parameters of the first LNG high pressure pump with high cavitation resistance induction wheel

根据已知设计参数，选取水力模型的叶轮NPSHr= 8 m，并不能满足泵汽蚀余量的设计要求，且相差甚远；通过叶轮汽蚀性能优化，亦无法满足，因此，采用前置诱导轮的设计方法，期望满足设计要求。

按照上文叙述的高抗汽蚀诱导轮设计思路及设计流程，通过高抗汽蚀诱导轮设计计算程序，确定诱导轮设计参数；应用SolidWorks 对设计出的不同方案水力模型进行三维建模。三维模型如图4～5所示。

2.2 网格划分

采用ANSYS ICEM 网格划分软件，采用适应性较强的非结构化四面体网格类型，对于叶片进口、出口、圆角等重要位置进行了局部加密，叶片表面采用棱柱层网格处理，诱导轮与叶轮计算域总网格数量约250 万。

当模型网格数大于250 万时，网格数对性能影响不大，而且计算耗时比较合理，因此选择该网格数进行数值计算。

2.3 汽蚀模型和边界条件

图4 诱导轮三维模型Fig.4 3D model of induction wheel

图5 诱导轮和首级叶轮三维模型Fig.5 3D models of the induction wheel and head impeller

空化模型选用ANSYS CFX 软件提供的均相流（Homogeneous）模型，此模型认为蒸汽速度与液体速度相同，采用Rayleigh-Plesset 方程描述空泡形成和溃灭时液相与气相之间质量传递的过程。诱导轮离心泵内部流动为三维不可压黏性湍流流动，控制方程为连续性方程和雷诺时均N-S 方程，湍流模型选用能够较好地处理高应变率及流线弯曲程度较大流动的RNG k-ε 模型。采用高阶求解差分格式，收敛精度为10-5。壁面满足无滑移边界条件，近壁区采用标准壁面函数法；以单相流动数值计算的收敛结果作为空化数值计算的初始流场，通过不断减小进口总压力值进行定常空化数值计算。

图6 计算模型网格数-扬程变化曲线Fig.6 Grid-head variation curve of the calculated model

图7 计算模型网格示意Fig.7 Grid diagram of calculation model

2.4 数值模拟结果与评价

根据表5 汽蚀性能计算结果，认为NPSHr= 20 m时，诱导轮与叶轮内没有发生汽蚀，此时的扬程134.2 m 作为未发生汽蚀的衡量指标，按API 610 标准要求，以扬程下降3%时的NPSHr值为考核点。当NPSHr= 0.9 m 时，若只按扬程指标来看，此时仍未发生汽蚀，需结合流场做进一步分析，其曲线见图8。

表5 额定工况汽蚀性能预测结果Table 5 Cavitation performance prediction results at rated conditions

图8 汽蚀性能预测曲线Fig. 8 Cavitation performance prediction curve

图9、图10 流线图中显示的诱导轮内部红色高亮部分为气体体积分数ξ ≥0.5 所占用的体积空间。当NPSHr= 1.2 m 时，气泡被制约在诱导轮叶片1/3 位置上。当NPSHr= 1 m 时，气泡消失于诱导轮叶片2/3 位置上，并未对主流形成过多干扰。而当NPSHr= 0.9 m 时，气泡布满整个诱导轮叶片占据大量空间，对主流形成明显的堵塞作用，诱导轮为液体提供能量的作用减弱，大量气泡聚集在叶轮叶片入口背面位置上，影响叶轮做功能力。

图9 不同NPSHr值下气相体积分数分布图Fig.9 Distribution of gas phase volume fraction under different NPSHrvalues

图10 不同NPSHr值下的气相分布图Fig.10 Gas phase distribution under different NPSHrvalues

图11～图13 为不同NPSHr 值下，诱导轮与首级叶轮不同流面（Span=0.1、0.5、0.9）下的气相分布。可以看出，随着入口总压不断降低，NPSHr不断降低，在3 个流面上，气相体积占比不断增加的；而在这3 个流面中，NPSHr相同时，气相分布规律明显：从进轮毂流面（Span=0.1）至近轮缘流面（Span=0.9），气相占比逐渐增加，这也与上文分析相互对应。

图11 不同NPSHr下，诱导轮+叶轮近轮毂流面（Span=0.1）的气相分布Fig.11 Gas phase distribution of the induction wheel and impeller near the hub flow surface (Span=0.1) under different NPSHr

图12 不同NPSHr下，诱导轮+叶轮中间流面（Span=0.5）的气相分布Fig.12 Gas phase distribution of inducer and impeller middle flow surface (Span=0.5) under different NPSHr

图13 不同NPSHr下，诱导轮+叶轮近轮缘流面（Span=0.9）的气相分布Fig.13 Gas phase distribution on the flow surface (Span=0.9) of the induction wheel and impeller at different NPSHr

3 试验验证

该LNG 高压泵在大连深蓝泵业有限公司的I 级试验台以及LNG 介质试验台分别进行性能试验。在试验过程中，泵头插入深度L=1.8 m，以首级扬程下降3%时的汽蚀值作为临界汽蚀值。测试结果如下表6 和图14 所示。需要说明的是，入口取压点位于液面以下，测试的NPSHr值是以试验泵安装平面为基准的，需要将NPSHr值换算值诱导轮入口中心处，因此：