離心式上充泵空化特性分析

離心式上充泵空化特性分析

付強，袁壽其，蔣旭松，朱榮生，王秀禮，龍云

(江蘇大學流體機械工程技術研究中心，江蘇鎮江212013)

摘要：為研究核電站離心式上充泵的空化特性，專門研制了首級樣機。應用PRO/E和ICEM分別對水力部件進行三維造型和網格劃分。將空化細分成空化初生，空化發展，臨界空化和斷裂空化四個階段。基于SST k-ω 湍流模型，采用ANSYS CFX進行了空化數值模擬。結果表明：伴隨著空化的發生，葉輪內沿徑向位置的汽泡數量迅速增加，汽泡體積分數也越來越大。空化發生到一定程度時，葉輪內出現漩渦并且面積不斷增加。空化初生時的壓力脈動較為規律，葉輪與蝸殼動靜干涉起主要作用；隨后空化逐漸成為控制泵內部壓力脈動規律的主要因素。最大流量工況點模擬值與試驗值的揚程誤差為2.1%，汽蝕余量誤差為3.5%。數值計算結果與試驗結果的變化趨勢相同，揭示了上充泵在不同空化狀態下的內部流場變化規律。

關鍵詞：核電站；上充泵；空化；數值模擬；壓力脈動

中圖分類號:Th111文獻標志碼：A

基金項目：天津市應用基礎及前沿技術研究計劃(12JCQNJC04700)，國家自然科學基金資助項目(50908156)

收稿日期：2014-04-03修改稿收到日期：2014-07-06

Cavitation characteristics analysis of a centrifugal charging pump

FUQiang,YUANShou-qi,JIANGXu-song,ZHURong-sheng,WANGXiu-li,LONGYun(Research Center of Fluid Machinery Engineering and Technology，Jiangsu University，Zhenjiang 212013, China)

Abstract:In order to study cavitation characteristics of a centrifugal charging pump in nuclear power plant，the first prototype was specially made. Software Pro/E and ICEM were respectively used to perform three-dimensional modeling and meshing for the hydraulic machinery. The cavitation was divided into four stages of cavitation inception，cavitation development，critical cavitation and fracture cavitation. Based on SST k-ω turbulence model, the cavitation numerical simulation was done with ANSYS CFX software. The results showed that with the occurrence of cavitation, the number of bubbles at the radial position in an impeller increases rapidly, and the bubble volume fraction also grows when cavitation occurs to a certain extent, vortex appears in the impeller and its area constantly increases; pressure pulsation is regular during cavitation inception, the dynamic and static interferences of the impeller and the volute play a main role; then cavitation gradually becomes the main factor to control pump pressure fluctuation rules; under the maximum flow rate condition, the head error between simulation results and test ones is 2.1% and NPSH error is 3.5%; the variation trends of numerical results and test ones are the same and they reveal varying laws of the internal flow field of the charging pump under different cavitation conditions.

Key words:nuclear power plant; charging pump; cavitation; numerical simulation; pressure pulsation

離心式上充泵是核電站一回路的化學和容積控制系統的重要組成部分，也是難度僅次于主泵的核安全Ⅱ級設備[1]。上充泵具有流量小、高揚程、高轉速、功率大的特點，要求具有較高的效率和較低的汽蝕余量，屬于低比轉速泵。

國內外不少學者對上充泵進行了研究。Pearson等[2]簡單介紹了上充泵結構；Jnes[3]簡要分析了上充泵主軸斷裂事故的原因；王延合等[4]介紹了300MW離心式上充泵參數、技術要求、結構特點和材料選用；袁壽其等[5]針對上充泵多工況運行要求提出了離心式上充泵多工況設計理論。

空化，又稱汽蝕，會導致泵性能下降，損壞過流部件并產生振動和噪聲。傳統方法是通過破壞性的試驗得到泵的空化外特性曲線，而對于泵內部發生空化時的汽泡分布等細節信息很難獲得。

國內外眾多學者已經對泵汽蝕特性進行廣泛研究。Couiter Delgosha等[6]結合CFD技術和試驗對離心泵汽蝕進行了研究；施衛東等[7]對軸流泵葉輪進行了模擬和試驗，得到了軸流泵葉輪內部空化規律；孔繁余等[8]采用流熱耦合分析手段研究了低溫高速屏蔽泵的汽蝕性能；王松林等[9]研究了離心泵空化的瞬態流動特性和壓力脈動特性。

本文中對空化細分成四個階段，在蝸殼內設置四個監測點，對每個階段空化瞬態特性進行分析，最后進行實驗驗證，為上充泵的空化特性研究提供一定的參考。

1數值計算

1.1樣機參數和結構

核電站用離心式上充泵為多級泵，其汽蝕發生在首級葉輪處。因此，有必要專門研究首級葉輪汽蝕性能。為降低成本，專門研制上充泵首級樣機。其結構如圖1所示，該首級樣機主要由環形吸水室、離心葉輪和雙蝸殼等水力部件組成。首級葉輪葉片數為3，進口直徑為130 mm，葉輪出口寬度為15 mm。技術規范[1]明確要求上充泵首級葉輪在最大流量點160 m3/h處的汽蝕余量NPSHR≤7.8 m。

圖1　首級樣機結構 Fig.1 Structure of the first prototype

1.2三維建模和網格劃分

采用Pro/E對上充泵單級模型進行建模。選用ANSYS ICEM和四面體非結構化網格對模型進行網格劃分，并對模型中局部區域進行加密。其中，環形吸入室網格數為397 396，葉輪的網格數為659 636，蝸殼網格數為530 217。網格劃分后進行了光順和網格無關性檢查，表明網格質量滿足計算要求。三維模型和網格劃分如圖2所示。

圖2　三維模型和網格 Fig.2 The 3D model and grids

1.3計算設置

采用SSTk-ω湍流模型，該湍流模型具有k-ω湍流模型計算近壁區域黏性流動的可靠性和計算遠場自由流動的精確性[8]。使用Rayleigh-Plesset方程[10]描述空泡生成和潰滅。通過調節進口總壓控制上充泵內部空化的發生程度，給定出口質量流量。液體的飽和蒸汽壓力為3 170 Pa，汽泡平均直徑設為2×10-6m，進口處水的體積分數設為1，汽泡的體積分數設為0。

圖3　監測點 Fig.3 Monitoring points

非定常計算中，以定常計算的結果作為初始值。葉輪每轉3°作為一個時間步長，時間步長為1.111×10-4s，葉輪旋轉6個周期，總計算時間為0. 08 s，選最后一個周期分析。為了獲得汽蝕發生時蝸殼內部壓力場的脈動規律，每隔90°取蝸殼與葉輪的交界面附近的監測點為A、B、C、D 4 個點，所有的點均取在流道的中截面上，如圖3所示。

非定常分析中，瞬時壓力值統一轉化成無量綱壓力系數Cp，其定義如下：

Cp= 2p/(ρu22)

(1)

式中u2為葉輪出口圓周速度，p為瞬時壓力，ρ為密度。

圖4　四種空化狀態 Fig.4 Four kinds of cavitation state

由于空化兩相流機理的復雜性，目前學術界對于空化狀態的細分沒有統一標準。如圖4所示，本文將空化細分成四種狀態。從右往左第一個點為空化初生狀態；第二點為空化發展狀態，此時空化已經發展到一定程度，但是泵的揚程和效率等外特性沒有發生明顯變化；第三個點是臨界空化狀態，臨界空化是指達到臨界汽蝕余量時的空化狀態，對應的泵揚程下降了3%；第四個點是斷裂空化狀態，對應泵揚程下降了15.3%。以上四個監測點和四種空化狀態可以完整反應不同空化狀態下泵內部的流場特征。

2計算結果分析

2.1空泡演變規律

圖5是定常計算下不同空化狀態時葉輪流道內前蓋板表面的汽泡體積分數。在空化初生時，少量汽泡首先出現在葉輪進口處。當空化發展到一定程度時，汽泡明顯增加。空化初生和空化發展兩個階段，揚程隨著汽蝕余量的減小在很小的范圍內變化。當達到臨界空化狀態時，汽泡數量大大增加，并延伸到葉片工作面，空化開始對泵外特性產生明顯影響。斷裂空化狀態，工作面的汽泡大大增加，并且葉輪流道內的汽泡從葉輪進口迅速延伸到葉輪出口區。此時泵揚程隨著汽蝕余量的減小急劇下降，到一定程度完全不能正常運行。由于葉輪轉速較高，汽泡在流到葉輪出口區并進入蝸殼內部高壓區域后會迅速潰滅，使葉片和泵體受到沖擊。壓水室結構的不對稱導致葉輪內汽泡分布也不對稱。

為更好分析葉輪內汽泡分布規律，給出空泡沿徑向位置的分布。橫坐標為徑向半徑R，縱坐標為空泡體積分數φ。葉輪輪轂直徑為80 mm，外徑為230 mm，因此徑向半徑為0.04～ 0.115 m。空化初生時，汽泡僅分布在葉輪進口側0.04～0.052 m的位置，汽泡體積分數最大也僅為0.63。當空化發展到一定程度時，汽泡沿徑向延伸到0.06 m的位置，最大汽泡體積分數也增加到0.79。臨界空化狀態下，汽泡沿徑向延伸到0.078 m的位置，最大汽泡體積分數達到0.84。斷裂空化狀態下，汽泡沿徑向延伸到0.096 m的位置，最大汽泡體積分數高達0.9，靠近葉輪出口側以及較大體積分數的汽泡數量均大范圍增加，葉輪流道堵塞十分嚴重。

圖5　葉輪內汽體體積分數 Fig.5 Gas volume fraction in the impeller

圖6　空泡沿徑向位置分布 Fig.6 Gas distribution along the radial position

圖7　葉輪流線圖 Fig.7 Streamline of the impeller

2.2速度分布規律

圖7是定常計算下不同空化狀態時葉輪流道內前蓋板表面的流線圖。空化初生時，葉輪流道內雖然有汽泡存在，但是對流場特性影響很小，流速分布比較均勻、穩定。當空化發展到一定程度時，葉輪流道內開始出現微小的漩渦，整體流線分布仍然很均勻。臨界空化狀態下葉輪流道內出現明顯的漩渦，汽泡密集區域對應的流速也較高，汽泡較少的區域形成低速區，流態進一步惡化。當達到斷裂空化狀態時，葉輪流道內形成面積更大的漩渦區域。由此可知，隨著空化程度的加劇，葉輪流道內漩渦面積不斷增加，流線也越來越紊亂。

2.3壓力脈動特性分析

圖8　壓力脈動時域圖 Fig.8 Time domain of pressure pulsation

圖8是不同空化狀態下各監測點的壓力脈動時域圖。圖(a)中，空化初生時，泵內部壓力場的脈動較為規律。監測點A、C的壓力脈動最大值比B、D高，這是因為A、C兩點在雙蝸殼的隔舌附近，葉輪與蝸殼的動靜干涉造成A、C兩點壓力脈動峰值較大，這也是造成泵振動和噪聲的重要原因[11]。四個點在一個周期內大約可以完成三次同樣規律性的小周期變化。圖(b)中，空化發展到一定程度時，空化誘導的壓力脈動和葉輪蝸殼動靜干涉造成的壓力脈動共同對泵內部壓力場產生影響，因此壓力脈動較為雜亂，監測點A、B、C、D在一個大周期內有幾次小周期性地變化，每次變化都有一定的差別，沒有明顯的規律性。圖(c)為臨界空化狀態，此時各監測點的壓力脈動不僅具有明顯的周期性，而且具有較高的相似性。 C點壓力系數Cp最大值為0.67，最小值為0.28，差值為0.39，而圖(b)中C點Cp最大值為0.86，最小值為0.55，差值為0.31，而圖(a)中C點Cp最大值與最小值差值僅為0.21。與前兩個狀態相比，C點的瞬態壓力值明顯下降，但是脈動幅值更大，其余各點情況類似。可見此時壓力脈動雖然比較有規律，但波動程度更為劇烈，證明空化誘發的壓力脈動逐漸成為控制泵內部壓力場波動的主要因素。圖(d)中，斷裂空化狀態下，由于泵內部流場出現大量的回流和漩渦等各種不穩定因素，壓力脈動重新變得不規律。四個點Cp最小值均出現在0值附近，而C點的Cp最大值高達1左右，脈動幅值遠高于前三種空化狀態。而A、B、D三點Cp最大值與最小值差值分別為0.34、0.39和0.31，圖(c)中差值分別為0.28、0.27和0.29，A、B兩點的脈動幅值也有明顯上升，D點脈動幅值上升較小是因為D點靠近蝸殼出口，流場逐漸穩定。可見斷裂空化時泵內部壓力脈動規律比較紊亂。

圖9　壓力脈動頻域圖 Fig.9 Frequency domain of pressure pulsation

通過快速傅里葉變換(FFT)，將圖8中各監測點的壓力脈動時域圖轉換為頻域圖。如圖9所示，橫坐標 F為頻率。葉輪轉速為4500r/min，葉片數3，因此軸頻75 Hz，葉頻225 Hz[11]。從圖中可以看出，蝸殼內壓力脈動主要產生在低頻區，并呈現周期性降低的趨勢，中高頻處有較小幅值的脈動。空化初生時，四個監測點主頻和次主頻全部出現在葉頻及倍葉頻處。各監測點的脈動幅值差異較小，靠近隔舌附近的C點脈動幅值略高。空化發展到一定程度時，各點主頻幅值沒有明顯變化，但由于空化和葉輪蝸殼動靜干涉共同干擾，脈動有點紊亂。其中，A、B、D三點的主頻依然在葉頻處，C點的主頻及次主頻出現在軸頻和倍軸頻處。臨界空化狀態下，各監測點脈動幅值重新變得比較規律，并且主頻及次主頻全部出現在葉頻和倍葉頻處。但是各監測點主頻脈動幅值明顯增加，B、D兩點的主頻幅值幾乎翻了1倍。A、C兩個靠近隔舌處的監測點幅值反而低于B、D兩點，這也證明了臨界空化狀態下空化開始成為控制泵內部壓力脈動的主要因素。斷裂空化時，各點脈動幅值重新變得比較雜亂。特別是C點，主頻幅值是臨界空化狀態下的2.3倍，在中高頻區域也出現一定的紊亂幅值，這與圖8(d)中C點的壓力脈動狀態相對應。此時汽泡從葉輪流道擴散到蝸殼內部高壓區，并迅速潰滅，對泵體產生沖擊和破壞。

3試驗研究

3.1汽蝕試驗臺與樣機

汽蝕試驗方法很多，在開式試驗臺上做汽蝕是最常用的方法之一。采用開式試驗臺做汽蝕操作簡單，安裝快捷，試驗成本低，但是如果設備選擇不合理，安裝操作不當，會嚴重影響試驗精度。為保證進口密封性，在進口閥門處采取水封措施。汽蝕試驗時，減小裝置汽蝕余量NPSHa的方法是通過關小進口閥門，增加進口阻力，逐漸降低泵入口壓力，改變NPSH值直到揚程下降到3%時來確定，對應該性能下降的汽蝕余量稱為臨界汽蝕余量。圖10是汽蝕試驗臺原理圖。

圖10　汽蝕試驗臺原理圖 Fig.10 Schematic of the cavitation test station

3.2試驗結果及分析

圖11　汽蝕模擬與試驗結果 Fig.11 Results of cavitation simulation and experimental

如圖11所示，從零流量點到最大流量點，模擬值和試驗值逐漸接近，這是因為設計時為了保證最大流量點的汽蝕性能，偏向大流量點設計的緣故。上充工況點34 m3/h的模擬值為157.6 m，試驗值為149.9 m，絕對誤差5.1%。而上充工況點的設計值為144 m，和試驗值絕對誤差為3.9%，試驗值比模擬值更接近設計值。最大流量點160 m3/h，揚程模擬值為119.3 m，試驗值為116.9 m，其絕對誤差為2.1%，試驗值更接近設計值，與設計值113 m的絕對誤差為3.5%。模擬與試驗趨勢一致，模擬由于有些設置理想化，加上只計算了水力損失，因此揚程和效率偏高。

當揚程下降3%時，對應數值模擬的臨界汽蝕余量數值NPSH=6.54 m，試驗的臨界汽蝕余量 NPSH =6.75m，其絕對誤差為3.1%。誤差在合理范圍內，因此可以認為模擬結果是正確的，首級葉輪達到了多工況設計的要求，汽蝕性能合格。因此，建立模型的方法和計算方法是正確的。

需要補充說明的是，上充泵為低比轉速泵，流道較窄，因此在達到臨界空化狀態后，進一步降低進口壓力，汽泡會迅速堵塞葉輪導致泵揚程陡降。而對于高比轉速離心泵、混流泵和軸流泵，由于流道較寬，空化嚴重時的揚程下降趨勢可能相對緩慢，不同類型泵在不同空化狀態下的表現不一定相同，但可用文中敘述的方法，根據揚程下降的程度對空化狀態進行細分，研究其它類型泵的空化特點。

4結論

(1)空化初生時汽泡首先出現在葉片背面，隨著空化程度的不斷加深，葉輪流道內沿徑向位置的汽泡數量迅速增加，汽泡體積分數也越來越大，并漫延到葉片工作面和出口。空化嚴重時葉輪流道內出現大面積的漩渦區域。

(2)空化初生時的壓力脈動較為規律，葉輪與蝸殼動靜干涉起主要作用，隨后空化逐漸成為控制泵內部壓力脈動的主要因素。從空化初生到空化發展，從臨界空化到斷裂空化，泵內部壓力脈動呈現由規律→不規律→規律→不規律的變化過程。空化發展階段壓力脈動不規律主要是因為空化和葉輪蝸殼動靜干涉共同干擾葉輪內流體的運動，而斷裂空化時泵內部壓力脈動極不穩定主要是因為葉輪內部汽泡堵塞流道嚴重，以及大面積漩渦和回流等各種不穩定因素的影響。

(3)數值計算數據與試驗數據相吻合，最大流量工況數值模擬值與試驗值的揚程誤差為2.1%，汽蝕余量誤差為3.5%，數值計算結果與試驗結果的變化趨勢相同，揭示了上充泵的不同空化狀態下的內部流場變化規律。

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第一作者巴振寧男，博士，副教授，1980年11月生

通信作者梁建文男，博士，教授，博士生導師，1965年2月生