基于正交試驗的雙流道泵葉輪優化設計與試驗

劉 哲,盛建萍,王曉川

(1.上海凱泉泵業(集團)有限公司,上海 201804; 2.合肥凱泉電機電泵有限公司,安徽 合肥 230000;3.武漢大學動力與機械工程學院,湖北 武漢 430072;4.水射流理論與新技術湖北省重點實驗室,湖北 武漢 430072)

潛水排污泵作為一種典型的機電一體化設備,廣泛應用于污水處理、市政排污、水利環境治理等工程領域[1-2]。在排污泵設計中,對其無堵塞性要求很高。而無堵塞性主要取決于葉輪的結構形式,這就要求葉輪具有較大的過流面積。目前,潛水排污泵葉輪形式主要有單流道、雙流道、葉片等[3],與單流道葉輪相比,雙流道葉輪對稱的結構特點,使其具有較好的平衡性,運行平穩;與葉片式葉輪相比,雙流道泵無堵塞性能好,尤其適用于輸送含大顆粒長纖維的污水介質[3]。因此,雙流道葉輪因具有獨特的優勢,是排污泵較常采用的葉輪結構形式[4]。

目前,許多學者對雙流道泵進行了大量的研究。趙斌娟等[5]采用不同的流道面積變化規律研究了雙流道泵內部的流動變化；程效銳[6]應用三維數值模擬對雙流道泵在不同工況下的內部流動進行了性能預測；仇晶等[7]研究了隔舌位置對雙流道泵水力性能及結構性能的影響。雙流道泵的性能受多種因素影響，而正交試驗設計是一種研究多因素多水平的設計方法,它可以從全面試驗中挑選出均衡分散。齊整可比的點進行試驗,其優點是通過合理的試驗方案來減少試驗次數,縮短試驗周期,是一種高效、快捷、經濟的試驗設計方法[8-12]。

雙流道泵的流道空間形狀由軸面形狀、平面流道結構和流道中線共同決定。其中,流道中線對雙流道葉輪性能影響尤為重大,因此文中選擇控制流道中線的葉輪前蓋板圓弧R1、后蓋板圓弧R2、平面流道中線包角ψ和系數m這4個參數為設計因素,應用正交試驗設計法設計計算方案,并在相同的工況下,借助CFD技術對方案進行性能預測,探尋最優的流道中線參數組合,為雙流道泵的水力優化提供參考。

1 設計模型與數值模擬

1.1 計算模型

研究對象是一臺比轉速為67的雙流道泵。主要設計參數如下:額定流量Qd=10 m3/h,額定揚程H=16.5 m,額定轉速n=2 840 r/min。葉輪為雙流道形式,如圖1所示。

圖1 雙流道葉輪Fig.1 The double-channel impeller

1.2 數值模擬

采用定常流動的模擬方法對原始泵進行水力性能分析。數值模擬計算域包括進水段、葉輪、蝸殼和出水段4個部分,如圖2所示?？紤]到計算的收斂性,進水段和出水段的長度取其相應直徑的4倍。計算域采用適應性較強的四面體非結構化網格。數值模擬以清水為介質,采用RNG-κ～ε湍流模型。由于葉輪與蝸殼之間存在相對運動,使用多重參考坐標系法。葉輪設置為轉動區域,蝸殼、進水段、出水段設置為靜止區域。進口邊界采用速度進口,出口邊界設為自由出流,葉輪設置為旋轉部件,轉速為2 840 r/min,其他部件為靜止域,固體壁面采用無滑移絕熱邊界條件,靠近壁面區域采用標準壁面函數。

圖2 計算域與計算網格Fig.2 Comparison domain and mesh of the double-channel pump

為了降低網格數量對計算結果的影響,需要對網格進行無關性驗證。選取揚程作為網格無關性的評價標準,劃分7套不同數量的網格,利用CFD軟件對設計工況點的揚程進行計算,如圖3所示。模擬結果表明,整泵網格數在達到310萬之后,揚程趨于穩定。最終選用340萬的網格數進行后續數值模擬計算。

圖3 網格無關性驗證Fig.3 Grid dependence analyses

1.3 數值模擬結果與試驗驗證

原始模型試驗在合肥凱泉電機電泵有限公司綜合性能測試試驗臺進行,試驗臺滿足國家標準。抽送介質為清水,泵出口管路直徑為DN50,管路上設有壓力傳感器、電磁流量計和電動閘閥,通過控制電動閘閥的開度實現不同工況點的測試。數值模擬結果與試驗結果對比如圖4所示。由圖4可以看出，在0.85Qd～1.36Qd工況范圍內,揚程預測值與試驗值相差不大,誤差均在5%以內;在0.85Qd工況點效率誤差為8.52%,其他工況點誤差均在5%以內,符合工程實際,說明該數值模擬方法可以應用于后續計算。

圖4 原始模型試驗結果與數值模擬結果對比Fig.4 Comparison between CFD and experimental results

2 正交試驗

在雙流道的水力設計中,流道中線不僅影響著內流道和外流道的結構,而且對泵的性能有很大影響。雙流道葉輪的流道中線是一條空間三維曲線,由軸面流道中線和平面流道中線相交獲得。軸面流道中線是軸面圖內切圓圓心的連線;平面流道中線繪制公式為

r=aθm,

(1)

圖5 葉輪流道中線Fig.5 The flow mean line of impeller

正交試驗設計法是一種利用標準化的正交表來安排試驗方案,分析多因素試驗的方法。保持葉輪其他幾何參數不變,以控制軸面流道中線形狀的主要參數葉輪前蓋板圓弧R1、后蓋板圓弧R2、平面流道中線包角Ψ和系數m為設計因素,每個因素取3個水平,設計因素與各水平取值如表1所列。選用標準的L9(34)正交表設計了9組葉輪方案,如表2所列。

表1 因素水平

3 結果分析

3.1 性能分析

運用CFD軟件對設計的9副葉輪分別組裝同一個蝸殼進行三維數值模擬,計算額定工況Qd=10 m3/h下各個方案的揚程、效率預測值,數值模擬結果見表3。

表2 試驗方案

表3 數值模擬結果

從表3中的正交試驗方案數值模擬結果可知,方案2的揚程和效率均最高。

3.2 極差分析

為了直觀分析出單個因素不同水平對雙流道泵性能的影響,以各因素水平為橫坐標,揚程和效率為縱坐標,分別繪制因素水平與揚程和效率的關系圖,如圖6所示。對于單個因素而言,前蓋板圓弧R1各水平對揚程的影響順序為A3>A2>A1,對效率的影響順序為A1>A3>A2;后蓋板圓弧R2各水平對揚程的影響順序為B2>B1>B3,對效率的影響順序為B2>B1>B3;包角Ψ各水平對揚程的影響順序為C2>C3>C1,對效率的影響順序為C2>C3>C1;系數m各水平對揚程的影響順序為D2>D3>D1,對效率的影響順序為D2>D1>D3。

表4 極差分析

圖6 性能指標與因素的關系Fig.6 Relationship between factors and performance indicator

綜上所述,效率最佳的組合為A1B2C2D2,即正交試驗方案2,其組合參數為:R1=20,R2=51,Ψ=200°,m=0.85。

4 內部流動分析

葉輪最優方案的參數組合是:R1=20,R2=51,Ψ=200°,m=0.85,即方案2。文中分析了0.85Qd～1.36Qd下優化模型的外特性曲線,并與原始模型進行對比分析,如圖7所示。泵在各工況點,效率均有不同程度提升,在額定工況點Qd=10m3/h,優化后的泵較原始泵揚程提高0.59m,效率提高了5.4%,在大流量工況下,優化后的泵效率提升幅度更大且高效點偏向大流量區域,降低了泵在大流量區域運行時過載的風險;當Qd>9m3/h時優化模型的揚程均高于原始模型揚程,且優化后泵的揚程曲線變得平坦。額定工況下優化前后水泵中間截面的流線分布對比如圖8所示,液體進入蝸殼擴散段后,原始泵流態紊亂,經過葉輪的優化改進后,蝸殼擴散段的流態得到了明顯改善,葉輪與蝸殼匹配更合理。

圖7 優化前后外特性曲線對比Fig.7 Comparison of pump performance beforeand after optimization

圖8 優化前后中間截面流線分布Fig.8 Streamline distribution on middle section of pump before and after optimization

優化前后蝸殼中的水力損失對比如圖9所示。水力損失計算公式為

(2)

其中:POUT為泵出口壓力(Pa);PV-IN為蝸殼進口壓力(Pa);ρ為液體密度(kg/m3);g為重力加速(m/s2)。由圖9可知,當Qd>9m3/h時優化模型蝸殼中的水力損失均小于原始模型的水力損失。原始模型蝸殼中的水力損失隨著流量的增加而增大,優化后,蝸殼中的水力損失隨著流量的增加先減小后增大,在額定工況點,水力損失最小。綜合優化前后水泵的性能曲線及額定工況下泵內的流態可知,蝸殼內液體的流態對水力性能的改善有顯著影響。

圖9 蝸殼中水力損失對比曲線Fig.9 Comparison of model pump hydraulic loss

5 結論

基于正交試驗、CFD數值計算與試驗相結合的方法,對一臺雙流道泵葉輪進行優化設計,得到以下結論:

(1) 原始模型數值模擬與試驗外特性曲線趨勢基本一致,符合工程實際,說明該數值模擬方法可行。

(2) 流道中線的變化對雙流道泵的水力性能有影響,通過極差分析可以看出,在選擇的4個因素中,包角Ψ對揚程影響最大,后蓋板圓弧R2對效率的影響最大。

(3) 利用正交試驗設計計算方案,通過CFD預測了泵在設計工況點運行時的性能,經極差分析后找到了最優的設計方案,其參數組合為R1=20,R2=51,Ψ=200°,m=0.85。額定工況下,優化后泵的揚程較原始模型提高0.59m、效率提高了5.4%,改善了蝸殼中的流態。