Investigación Del FlujoF a Través de Una Bomba Centrífuga (1)
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Investigación del flujo a través de una bomba centrífuga,
Los impulsores de usos computacionales de fluidos dinámicos. Weidong Zhou, Zhimei Zhao, T. S. Lee, and S. H.Winoto
Laboratorio de mecánica de fluidos, departamento de ingeniería mecánica, Universidad Nacional de Singapur,
Singapur.
__________________________________________
Con la ayuda de la dinámica de fluidos computacional, los
complejos flujos internos en impulsores de la bomba de agua
pueden ser perfectamente predichos, facilitando así el diseño de
las bombas. En este artículo se describe la simulación
tridimensional de flujo interno en tres de distintas índoles de
bombas centrífugas (una bomba tiene cuatro hojas rectas y los
otros dos tienen seis palas torcidas). Se utilizó un código
tridimensional Naiver-Stokes comercial llamado CFX, con un
modelo de turbulencia estándar K-e, dos ecuaciones para simular
el problema bajo examen. En el cálculo, el método de volumen
finito y un sistema de red no estructurada se utilizaron para el
procedimiento de solución de las ecuaciones de gobierno
discreteados para este problema.
La comparación de los resultados de cálculo para varios tipos de
bombas mostró buen acuerdo para las bombas de trenzado de la
hoja. Sin embargo, para la bomba de hoja recta, los resultados
computacionales fueron un tanto diferentes de numerosas
publicaciones ex- resultados experimentales. Se encontró que los
resultados predichos en relación con las bombas de trenzado de
hoja eran mejores que las re- Lating a la bomba de hoja recta, lo
que sugiere que el la eficiencia de una bomba de trenzado
cuchilla será mayor que de una bomba de hoja recta. El cálculo
también predice resultados razonables tanto en el patrón de flujo
y la presión distribución.
__________________________________________
Palabras: Bombas centrífugas, fluidos dinámicos computacionales, código
Navier-Stokes, fuera del diseño de la condición, el rendimiento de la bomba,
la malla no estructurada.
Dinámica de fluidos computacional (CFD) se está aplicando
cada vez más en el diseño de las bombas centrífugas. Con la
ayuda del enfoque CFD, los complejos flujos internos en el
agua impulsores de la bomba, que todavía no se entienden
completamente, pueden estar bien predichos, para acelerar el
procedimiento de diseño de la bomba. Por lo tanto, CFD es
una herramienta importante para los diseñadores de la bomba.
Muchos estudios CFD relativas al complejo flujo en todos los
tipos se ha informado de bombas centrífugas.
Recibido el 24 de diciembre de 2001; Aceptado el 11 de enero de 2002. dire
correspondencia a Zhou Weidong, Mecánica de Fluidos Laboratorio,
Ingeniería Mecánica Departamento de la Universidad Nacional de Singapur,
Singapur 119260, Singapur. E-mail: [email protected]
Ah, y Ro (2000) que se utiliza un método que marcha tiempo
compresible, un simple tradicional método, y un programa
comercial de CFX-TASC flujos a simular patrón de flujo a
través de una bomba de agua y la comparación diferencias
entre estos métodos en la predicción de la bomba de
rendimiento.
Goto (1992) presenta una comparación entre la medida y los
campos de salida de flujo calculadas de un impulsor de flujo
mixto con varios espacios libres de punta, incluyendo la
envuelta e impulsadores envuelta, y se confirmó la
aplicabilidad de la versión compresible de las tres dimensiones
de Navier-Stokes código desarrollado por Dawes (1986) para
una centrífuga de flujo mixto de bomba centrífuga Zhou y Ng
(1998) y Ng y colegas (1998) también desarrollado un tiempo
de marcha en tres dimensiones, incompresible Navier-Stokes
solucionador utilizando la técnica código de incompresibilidad
para estudiar el campo de flujo a través de una bomba de agua
de flujo mixto impulsor hélice. La aplicabilidad del código
original fue validado por comparándolo con muchos publicó
experimental y computacional- resultados internacionales.
Recientemente, Kaupert y colegas (1996), Potts y Newton
(1998), y el Sol y Tsukamoto (2001) estudiaron la bomba
fuera de diseño rendimiento utilizando el software comercial
CFX-TASCflow, FLUENT y STARCD,
respectivamente. Aunque estos buscadores predijeron flujo
inverso en la región de carenado de la hélice en caudales
pequeñas numéricamente, algunas contradicciones todavía
existían.
Por ejemplo, los experimentos de Kaupert mostraron la
simultánea aparición de flujo inverso-lado de envuelta la
entrada del impulsor y toma de corriente, pero sus resultados
CFD no para predecir la salida numérica flujo inverso. Sol y
Tsukamoto (2001) validaron los predichos resultados de las
curvas de carga-flujo, distribución de la presión de entrada del
difusor fuerzas acción y radiales impulsor al revelar los
experimentales datos a través de todo el rango de caudal, y
predijeron el reflujo con caudales pequeños, pero no muestran
un reflujo exacto a lo largo de la salida del impulsor.
De tal literatura, se encontró que la mayoría de investigación
anterior, especialmente la investigación sobre la base de
enfoques numéricos, se había centrado en el diseño o estado
cerca de-diseño de bombas. Pocos esfuerzos se realizaban para
estudiar el rendimiento fuera de diseño de bombas. Las
Revista Internacional de Maquinaria Rotativa, 9 (1): 49-61,
2003
Derechos de Autor ° c 2003 Taylor & Francis
1023-621X/03 $ 12.00 + 0.00
DOI: 10.1080/10236210390147380
bombas centrífugas son ampliamente utilizadas en muchas
aplicaciones, por lo que el sistema de bomba puede ser
necesario para funcionar en una amplia gama de flujo en
algunas aplicaciones especiales. Por lo tanto, el conocimiento
sobre el rendimiento de la bomba fuera de diseño es una
necesidad. Por otra parte, se encontró que algunos
investigadores habían comparación campos de flujo y de
presión entre los diferentes tipos de bombas. Por lo tanto, aún
queda mucho trabajo por hacer en estos campos.
En este artículo, se utiliza un código de CFD comercial,
llamado CFX, para estudiar el flujo turbulento tridimensional
a través de los impulsores de la bomba de agua durante el
diseño y fuera de diseño condiciones. CFX es un paquete de
software que puede predecir el flujo laminar, flujo turbulento,
y la transferencia de calor. Ha sido ampliamente utilizado en
el campo de turbo máquinas, y los resultados de la simulación
se ha demostrado por muchos investigadores para ser fiable
(Anderson et al, 2000; Miyazoe, 1999; Tatebayashi et al ,
2000 ) . CFX supera las dificultades de mallado que surgen en
geometría compleja mediante el uso de un potente
preprocesador basado en CAD, CFX - Generar, que genera
una malla de la superficie de triángulos. Esta malla de la
superficie se convierte entonces en una malla de volumen de
elementos tetraédricos por el solucionador de flujo.
Tres tipos diferentes de bombas centrífugas son considerados
en esta simulación. Una bomba tenía cuatro hojas rectas y los
otros dos tenían seis hojas retorcidas. Los resultados previstos
para las curvas de flujo de cabeza en estos casos se presentan
en todo el rango de caudal. También se muestran los
resultados calculados para la velocidad y la presión.
MODELOS MATEMÁTICOS
Ecuaciones básicas.
Para, flujo no estacionario incompresible en tres dimensiones,
las ecuaciones de continuidad y momento pueden ser escritos
en la rotación sistema de coordenadas de la siguiente manera:
y
Cuando se ha utilizado la notación vectorial, es un producto
vectorial; U es la velocidad; P es la presión; ρ es la densidad; δ
es la matriz de identidad; y SM es el término fuente. Para
flujos en un marco de referencia giratorio que se gira a la EA
velocidad de rotación constante, los efectos de los Coriolis se
modelan en el código. En este caso:
Donde r es el la localización del vector.
k-e Modelo de turbulencia
En la ecuación (2), µeff es el coeficiente de viscosidad eficaz,
que es igual al coeficiente de viscosidad molecular, µ, además
del turbulento coeficiente de viscosidad, µt:
La viscosidad turbulenta, µt, se modela como el producto de
una escala turbulenta velocidad, Vt, y una escala de longitud
turbulenta, lt, como propuesto por Kolmogorov (1941):
Ambos modelos de ecuaciones toman la escala de velocidad,
Vt, siendo la raíz cuadrada de la energía cinética turbulenta:
La energía cinética turbulenta, k, se determina a partir de la
solución de una ecuación de transporte semiempíricos.
En la k estándar k-e modelo de dos ecuaciones se supone que
la escala de longitud es una escala de longitud de disipación, y
cuando las escalas de disipación turbulenta son isotrópicas, de
Kolmogorov determinó que:
Por lo tanto, la viscosidad de la turbulencia, µ, se puede
derivar de las ecuaciones (5), (6) y (7) para vincular a la
energía cinética de turbulencia y la disipación a través de la
relación:
Cuando Cμ es una constante. Su valor es de 0,09.
Los valores de k, e vienen directamente de las ecuaciones de
transporte diferenciado para la energía y la turbulencia de
disipación cinética turbulencia:
Donde la difusión de los coeficientes está dada por:
Donde:
y
Son constantes
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
(10)
El PK en las ecuaciones (9) y (10) es el término producción de
energía cinética turbulenta, que para el flujo incompresible es:
Las ecuaciones (1), (2), (9), y (10) forman un conjunto cerrado
de ecuaciones diferenciales parciales no lineales que rigen el
movimiento del fluido.
Funciones de pared Log-Ley
Hay grandes gradientes en las variables dependientes cerca de
la pared. Es costoso para resolver completamente la solución
en esta región próxima a la pared como el número requerido
de nodos sería bastante grande. De este modo se aplica un
enfoque común conocida como "funciones" de pared para
modelar esta región.
En el enfoque de pared-función (Launder y Spalding 1974), la
pared velocidad tangencial cerca está relacionada con la pared
de la tensión de cizallamiento por medio de relación
logarítmica, que se puede escribir de la siguiente manera:
Donde:
: Tensión de cizallamiento.
: es la velocidad tangente conocida a la pared a una
distancia de ∆Y de la pared.
K: es la constante de Von Karman para paredes lisas, y
k y C son constantes dependiendo de la pared.
Sin embargo, esta forma de las ecuaciones de pared de función
tiene el problema de que se convierta en singular en los puntos
de separación donde la velocidad cerca de la pared, Ut, se
aproxima a cero. En la región logarítmica, la escala de
velocidad alternativa, u*, se puede utilizar en lugar de la U+
:
Esta escala tiene la útil propiedad de no ir a cero si Ut tiende a
cero (y en el flujo turbulento, k nunca es completamente cero).
Sobre la base de esta definición, se obtiene el. Siguiente
ecuación explícita para la tensión de cizallamiento:
Donde:
La práctica recomendada es ubicar nodos cercanos a la pared
tal paseíto y * se encuentra en el rango de 20 a 50 para paredes
lisas. En la región próxima a la pared, una estimación de la
disipación consistente con el registro de-ley puede ser
presentado como:
La disipación en el primer nodo interior se fija igual a este
valor límite. Para k se calcula a través de una condición de
contorno de la extrapolación.
La producción próxima a la pared de la energía cinética
turbulenta se deriva a ser
REDES COMPUTACIONALES Y CONDICIONES DE
FRONTERAS.
Redes computacionales.
Actualmente, los cálculos se realizan en una bomba centrífuga
con cuatro hojas rectas (M1) , una bomba centrífuga con seis
palas torcidas (M2), y una bomba centrífuga con seis palas
torcidas de diferentes tamaños (M3) . Para la bomba M1, el
punto de trabajo de diseño es n = 2900 rpm, Q = 20 m3/hr ; n
= 1450 rpm , Q = 10 m3/hr . Para la bomba M2, el punto de
trabajo de diseño es n = 2900 rpm, Q = 360 m3/hr ; n = 1450
rpm , Q D 180 m3/hr . Para la bomba M3, el punto de trabajo
de diseño es n = 2900 rpm, Q = 80 m3/hr; n = 1450 rpm , Q =
40 m3/hr .
La Figura 1 muestra la geometría de la bomba en tres
dimensiones para cada bomba. Como un estudio preliminar,
sólo el flujo de agua en tres dimensiones a través de
impulsores de la bomba fue tratado.
Las mallas triangulares no estructuradas fueron generados por
CFX preprocesador - CFX- construido, como se muestra en la
Figura 2. El sistema de red detallado para cada bomba se
presenta en la Tabla 1. Cuadrículas relativamente finas se
utilizaron cerca de la superficie de entrada, salida, y la pared,
mientras que las rejillas en otras regiones eran gruesas. El
tiempo de cálculo total para el uso de la red de M1 y M2 fue
de aproximadamente 3 horas de tiempo de CPU en el servidor
Alpha de COMPAQ GS320.
Una malla relativamente grueso se aplicó en el caso de M3
porque cuando se realizó un registro de entrada independiente
de malla para el caso M2, se encontró que una malla gruesa
(alrededor de 6000-10,000 elementos en total) fue suficiente
para predecir la curva HQ bomba y el fluir patrones a través de
la bomba de impulsores. Además, este se adoptó tipo de malla
gruesa para salvar CPU tiempo. El tiempo de cálculo total de
uso de la red era de unos 30 minutos de tiempo de CPU. La
Tabla 2 presenta los resultados de la verificación
independiente de la malla. Bomba M2 fue seleccionado para
este estudio. El punto de operación fue de n = 1450 rpm, Q =
180 m3/hr
(11)
(12)
Condiciones de contorno.
Las condiciones de contorno fueron especificadas así:
Entrada de límite: Se ha especificado un tipo de flujo de masa
constante a la entrada del dominio de cálculo para cada
cálculo. Se especificaron varios tipos de masa de flujo con el
fin de estudiar diseño y fuera de diseño de la bomba de
condiciones.
Las paredes sólidas: Para las superficies de la hoja, el cubo, y
la carcasa, los componentes de velocidad relativa se
establecieron como cero. También, se aplicó función de la
pared.
Límite de corriente: En la salida del dominio de cálculo, se
supone que los gradientes de las componentes de la velocidad
a cero.
RESULTADOS Y DISCUSIONES.
Dos velocidades de rotación-2900 rpm y 1450 rpm-se
utilizaron en los cálculos tanto para los casos trenzado de
cuchilla-la cuchilla recta y. En cada velocidad de rotación,
varias tasas de flujo diferentes se especificaron en el límite de
entrada de manera que el diseño del estudio y los patrones de
flujo impar-diseños. La Figura 3 muestra las historias de
convergencia de la bomba M1, M2, M3 y en el punto de
diseño (n = 2900 rpm) Los criterios de convergencia para cada
ejecución se fija para ser 1.o e-5 (RMS) para los residuos de la
raíz cuadrada media de ecuaciones de masa / momento
y 1,0 e-4 para RMS residuos de ecuaciones k-e. Era evidente
que después de varios cientos de pasos de tiempo en cada
ejecución, los criterios anteriores pueden ser satisfechos, y la
convergencia se alcanzó gradualmente.
Las Figuras 4, 5, y 6 muestran la curva de la cabeza de flujo
predicho para bombas de M1, M2, y M3 en dos velocidades de
rotación diferentes. Una buena tendencia se logró en toda la
gama de flujo para bombas M2 y M3, mientras que para la
bomba M1 se muestra una desviación de la tasa de volumen de
alto flujo de entrada. Esto sugiere
que los resultados predichos de bombas M2 y M3 sería mucho
mejor que los de la bomba M1; Esto también puede indicar
que el flujo fue cada vez menos estable en la última. Los datos
experimentales no están disponibles; validación adicional es
requerido por el trabajo futuro.
Las Figuras 7 y 8 muestran los vectores de velocidad y
distribuciones de presión en la hoja de cuchilla.
Avión para la bomba M1 en el punto de diseño y en dos
velocidades de rotación, respectivamente. Del mismo modo,
Las figuras 9 y 10 muestran la velocidad, y presión resultados
en el plano blandeo-cuchilla para la bomba M2, mientras que
las Figuras 11 y 12 presente
se encontró el vector velocidad y el contorno de presión para
M3.It bomba que se produce una recirculación severa en el
pasaje del impulsor del middel bomba M1, mientras que en las
bombas de M2 y M3 el flujo fue mucho más suave. En cuanto
a la distribución de la presión, se puede ver claramente que la
presión aumenta gradualmente en un sentido de la corriente
la dirección, y normalmente ello tiene la presión más alta
sobre la superficie de presión que sobre la superficie de
succión sobre cada avión. Pero como mostrado en Figuras 7
(b) y 8 (b), la distribución de presión en la salida cerca de la
superficie de succión era más alta que ello estaba en otras
regiones; por lo tanto, el flujo inverso ocurrirá allí también.
Todas estas conclusiones sugieren que la eficacia de bomba
M2 sea mejor que la de bomba M1. Así, nuestro futuro trabajo
será enfocado mejorando el diseño de bomba M1.
Varios caudales de volumen fueron especificados para estudiar
condiciones fuera de diseño para la torcer-lámina bombean
M2 y M3. Las figuras 13 a 16 muestran la velocidad
vectoriales para estos casos en una variedad de velocidades
rotatorias. Fue encontrado esto cuando la tarifa de entrada es
dentro del 25 % del caudal de diseño, el modelo de flujo
parece similar el uno al otro. Pero si el caudal se cae debajo de
un cierto valor (el 35-40 %) del caudal de diseño, los cambios
de modelo de flujo. Un flujo fuerte inverso ocurre cerca de la
superficie de presión,
como se muestra en las figuras 13 a 16C y D. Esto puede
ocurrir porque cuando la velocidad de flujo a través del
impulsor disminuye, el paso del impulsor
correspondientemente "estrecha" sí de manera que la teoría de
la continuidad puede ser satisfecha. También puede ser visto
por referencia a las Figuras 13 a la 16 que las conclusiones
similares se pueden extraer en casos en los una bomba que
funciona a una velocidad de rotación diferente.
CONCLUSIONES
El código tridimensional de Navier-Stokes disponible
comercialmente llamado CFX, que tiene un modelo de
turbulencia de dos ecuaciones K - e estándar, se eligió para
simular el flujo interno de diversos tipos de bombas de
centrífuga-M1, M2, y M3. Los resultados previstos de las
curvas de carga-flujo se presentan en el
campo del flujo entero. Se encontró que los resultados
predichos para las bombas de M2 y M3 fueron mejores que los
de la bomba M1, lo que sugiere que la eficiencia de las
bombas M2 y M3 también será mayor que el de la bomba M1.
Por lo tanto, el trabajo futuro se centrará en mejorar el diseño
de la bomba M1.
Este estudio también muestra la característica de flujo en la
condición de fuera de diseño. Se encontró que cuando la
velocidad de flujo disminuyó por debajo de un cierto valor de
la tasa de flujo de diseño, el flujo de retorno se produjo cerca
de la superficie de presión de la turbina de la bomba. Eso
podría deberse a que cuando la tasa de flujo a través del
impulsor disminuye, el impulsor paso correspondientemente