流体机械

部件	参数	数值
叶轮	轮毂直径D₁_h/mm	89
进口直径D₁_s/mm	125
出口直径D₂/mm	283
出口宽度b₂/mm	8.6
叶片数Z₁	7
叶片包角φ/（°）	145
叶片出口角β₂/（°）	28

扩散器	进口直径D₃/mm	289
出口直径D₄/mm	332
叶片数Z₂	9
叶片进口角α₃/（°）	5

部件	参数	数值
叶轮	轮毂直径D₁_h/mm	89
进口直径D₁_s/mm	125
出口直径D₂/mm	283
出口宽度b₂/mm	8.6
叶片数Z₁	7
叶片包角φ/（°）	145
叶片出口角β₂/（°）	28

扩散器	进口直径D₃/mm	289
出口直径D₄/mm	332
叶片数Z₂	9
叶片进口角α₃/（°）	5

仪表参数	测量精度	测量范围
流量	±0.50%	6~50 m³/h
压差	±0.43%	0~60 kPa
进口压力	±0.35%	-0.1~0.6 MPa
出口压力	±0.14%	0~25 MPa
功率	±0.50%	0~700 kW
空化试验进口压力	±0.22%	-0.1~0.2 MPa

仪表参数	测量精度	测量范围
流量	±0.50%	6~50 m³/h
压差	±0.43%	0~60 kPa
进口压力	±0.35%	-0.1~0.6 MPa
出口压力	±0.14%	0~25 MPa
功率	±0.50%	0~700 kW
空化试验进口压力	±0.22%	-0.1~0.2 MPa

项目	网格数	H	η
网格1	2.743×10⁷	104.032	0.717
网格2	1.133×10⁷	104.158	0.714
网格3	4.69×10⁷	104.417	0.708
外推值	—	104.025	0.719
外推值相对误差	—	0.354%	0.139%
网格2的收敛指数^1）	—	0.301%	0.654%

项目	网格数	H	η
网格1	2.743×10⁷	104.032	0.717
网格2	1.133×10⁷	104.158	0.714
网格3	4.69×10⁷	104.417	0.708
外推值	—	104.025	0.719
外推值相对误差	—	0.354%	0.139%
网格2的收敛指数^1）	—	0.301%	0.654%

模型泵	NPSHa/m	S_t_,cav/（W·K^-1）	S_w_,cav/（W·K^-1）	S_d_,cav/（W·K^-1）
IMP	10	2.744	1.091	0.028
4.2	2.786	1.168	0.029
3.6	3.182	1.293	0.029
3.3	6.767	2.639	0.040
DMP 1^#	10	2.691	1.209	0.020
4.2	2.924	1.368	0.020
3.6	3.583	1.558	0.021
3.3	8.148	3.973	0.037
DMP 2^#	10	3.066	1.266	0.035
4.2	3.158	1.405	0.036
3.6	3.191	1.431	0.036
3.3	7.439	3.323	0.051

模型泵	NPSHa/m	S_t_,cav/（W·K^-1）	S_w_,cav/（W·K^-1）	S_d_,cav/（W·K^-1）
IMP	10	2.744	1.091	0.028
4.2	2.786	1.168	0.029
3.6	3.182	1.293	0.029
3.3	6.767	2.639	0.040
DMP 1^#	10	2.691	1.209	0.020
4.2	2.924	1.368	0.020
3.6	3.583	1.558	0.021
3.3	8.148	3.973	0.037
DMP 2^#	10	3.066	1.266	0.035
4.2	3.158	1.405	0.036
3.6	3.191	1.431	0.036
3.3	7.439	3.323	0.051

核岛上充模型泵设计与流动熵产分析

刘笑宇 ¹ , 王海民 ¹ , 李天斌 ² , 金乐 ² , 陈广福 ² , 季志远 ¹ , 施永涛 ²

流体机械 | 设计计算 2025,53(9): 68-78

收起

流体机械 |设计计算 2025 , 53 (9) : 68 -78

核岛上充模型泵设计与流动熵产分析

全屏

刘笑宇¹, 王海民¹, 李天斌², 金乐², 陈广福², 季志远¹, 施永涛²

作者信息

¹上海理工大学能源与动力工程学院，上海 200093

²上海电气凯士比核电泵阀有限公司，上海 201306

通讯作者:

王海民（1971），男，教授，博士研究生导师，主要研究方向为新能源设备与过程中的流体力学问题，以及流体机械测试技术，通信地址：200093上海市军工路上海理工大学能源与动力工程学院，E-mail：hmwang@usst.edu.cn。

作者简介:

刘笑宇（1997），男，硕士，主要研究方向为上充泵设计开发与流体机械内部复杂流动特性，E-mail：222210055@st.usst.edu.cn。

Design and flow entropy generation analysis of nuclear island charging model pump

Xiaoyu LIU¹, Haimin WANG¹, Tianbin LI², Le JIN², Guangfu CHEN², Zhiyuan JI¹, Yongtao SHI²

Affiliations

¹School of Energy and Power Engineering，University of Shanghai for Science and Technology，Shanghai 200093，China

²Shanghai Electric-KSB Nuclear Pumps and Valves Co.，Ltd.，Shanghai 201306，China

出版时间: 2025-09-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.09.010

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摘要

收起

针对核岛化学和容积控制系统（RCV）上充泵不再承担高压安注任务及H-Q曲线陡峭化的设计要求，提出了一种高性能离心式上充泵水力模型设计方法。在单级初始模型泵（IMP）的基础上，增大叶轮出口直径和叶片出口角，减小出口宽度，并调整扩散器的结构参数，构建了DMP 1^#和DMP 2^#两种设计模型泵。同时，对3种泵进行全流量及在最大运行工况下的空化流动进行了分析。结果表明，相较于IMP，DMP 1^#和DMP 2^#的最佳效率点均向小流量偏移，且H-Q曲线的陡峭程度都有所提高，在流量70，48，32 m³/h的运行工况下，DMP 1^#和DMP 2^#的扬程分别提高了14，22，24 m和20，31，33 m；基于熵产理论及Omega涡识别准则分析了泵内流场，其中，湍流耗散与壁面效应是流动损失的主要原因，且在小流量工况下，熵产主要由叶轮叶片压力面尾缘涡强化和叶轮与扩散器动静干涉诱导的流动分离引起；在流量为70 m³/h最大运行工况下，DMP 1^#和DMP 2^#的必需汽蚀余量（NPSHr）分别为4.3，4.2 m，满足核电领域对NPSHr<7.8 m的技术规范要求。研究可为上充泵的设计优化及流动分析提供理论依据。

关键词

上充泵 / 结构设计 / 空化流动 / 熵产理论 / Omega涡识别准则

Abstract

收起

In response to the design requirements of the nuclear island chemical and volume control system（RCV） charging pump，which no longer undertakes high‑pressure safety injection tasks and requires a steeper H-Q curve，a design method for a high‑performance centrifugal charging pump hydraulic model was proposed.Based on a single‑stage initial model pump （IMP），the impeller outlet diameter and blade outlet angle were increased，the outlet width was reduced，and the structural parameters of the diffuser were adjusted to construct two design model pumps，DMP 1^# and DMP 2^#.Meanwhile，analyses were conducted on the full flow range and cavitation flow under maximum operating conditions for all three pumps.The results show that compared to IMP，the best efficiency points of both DMP 1^# and DMP 2^# shift toward lower flow rates，and the steepness of the H-Q curves increases.At operating flow rates of 70，48，32 m³/h，the head of DMP 1^# and DMP 2^# increases by 14，22，24 m and 20，31，33 m，respectively.Based on entropy generation theory and the Omega vortex identification criterion，the internal flow field of the pumps was analyzed.Turbulent dissipation and wall effects are the main causes of flow losses，and under low flow conditions，entropy generation is primarily induced by vortex enhancement at the trailing edge of the impeller blade pressure side and flow separation caused by rotor‑stator interaction between the impeller and diffuser.Under the maximum operating condition at a flow rate of 70 m³/h，the Net Positive Suction Head required （NPSHr） of DMP 1^# and DMP 2^# is 4.3 m and 4.2 m，respectively，meeting the technical specification requirement of NPSHr<7.8 m in the nuclear power field.This study provides a theoretical basis for the design optimization and flow analysis of charging pumps.

Key words

charging pump / structural design / cavitation flow / entropy generation theory / Omega vortex identification criterion

引用本文

刘笑宇, 王海民, 李天斌, 金乐, 陈广福, 季志远, 施永涛. 核岛上充模型泵设计与流动熵产分析. 流体机械, 2025 , 53 (9) : 68 -78 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.09.010

Xiaoyu LIU, Haimin WANG, Tianbin LI, Le JIN, Guangfu CHEN, Zhiyuan JI, Yongtao SHI. Design and flow entropy generation analysis of nuclear island charging model pump[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (9) : 68 -78 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.09.010

正文

收起

0　引言

收起

在压水堆核电站中，离心式上充泵是化学和容积控制系统（RCV）的关键组成部分，主要负责为反应堆冷却剂系统提供上充水流，并为反应堆冷却剂泵的一号密封提供冷却水等重要功能^［1-3］。RCV上充泵的运行工况变化范围较大，在运行过程中必须同时具备较高的扬程和优异的抗汽蚀性能^［4］。随着核电站安全系统设计的发展，“华龙一号”项目已将上充泵的高压安全注水功能从化容系统中移出^［5］，使其功能定位发生转型。其运行特性不再依赖大流量能力，而是强调小流量、高扬程下的稳定供水性能，对系统稳定性要求更高。因此，H-Q曲线应具有较大陡峭程度，以便在较小流量范围内实现显著扬程输出，从而保障供水及密封冷却的可靠性。因此，为确保RCV上充泵稳定运行，研究其在不同结构设计下的流动损失特性具有重要的理论和实际意义。

针对上充泵的流动特性，付强等^［6］对核电站离心式上充泵由上充工况向小流量工况转换运行过程中的瞬态流动特性进行了系统的研究；LUO等^［7］分析了离心式上充泵在小流量工况下的逆流和旋转失速现象及其对振动特性的影响；ZHU等^［8］研究了核电站离心上充泵的首级叶轮在不同空化状态下的流动特性，结果表明，随着空化的发展，气泡分布区域从叶轮进口延伸到出口，并在不同空化状态下表现出不同的规律。

准确计算和评估泵内部的能量损失，对于深入理解泵的运行机制和优化设计至关重要，并为提升泵的性能提供可靠依据，已成为学术界广泛研究的核心议题。刘梁成等^［9］基于熵产理论分析了不同颗粒物性条件下污水泵内的流动损失特性，结果表明，在各工况下，总熵产的变化规律与泵性能的变化趋势一致，高熵产区域主要集中于叶片进口边附近。王天任等^［10］采用熵产分析法识别了潜水泵流场中的高能耗区域，其主要集中在级间交汇处和动静部件干涉区。WANG等^［11］研究了离心泵内空化流动引起的不可逆能量损失的特性，预测结果表明，熵产与能量损失基本一致，叶轮内的能量损失较大。

上述研究表明，上充泵的相关工作多集中于小流量工况下的瞬态流动、逆流失速，以及首级叶轮的空化特性，而对叶轮与扩散器整体结构在不同设计条件下的流动损失机理与能量耗散规律关注不足。同时，熵产理论已被广泛应用于常规泵型的研究，验证了其在离心式上充泵中的适用性，但针对核岛上充泵的系统性分析仍相对缺乏。基于此，本文以单级上充模型泵为研究对象，提出一种高性能离心式上充泵的水力设计方法，并结合数值模拟与试验验证，对其水力性能与空化特性进行研究，同时通过优化叶轮与扩散器结构，提升扬程及H-Q曲线的陡峭度。由于所设计的模型泵比转速较低，本研究采用熵产理论识别叶轮和扩散器中的主要水力损失区域，并判断出现空化的可能性和强度。

1　研究方法

收起

1.1　初始模型泵的主要参数

初始模型泵的主要设计参数：流量Q_d=90 m³/h，扬程H=102 m，效率η=68%。其转速n=2 950 r/min，比转速n_s=53.0，为低比转速泵。其主要结构参数见表1。

1.2　试验装置

试验台闭式回路由初始模型泵、循环管路、储水罐、检测仪器、压力调节系统和数据采集系统组成，主要研究泵的水力性能和空化性能。试验泵提供旋转动力，储水罐保证循环供水，压力调节系统则由储水罐上的加压、抽真空设备及相关管路组成。使用已校准的文丘里流量计测量试验泵的流量，通过压力传感器获取泵的压力数据，电机功率则由电机的电流通过试验台功率计、电流互感器及电压互感器进行测量。封闭试验台的具体装置如图1所示。主要仪表参数的测量精度和范围见表2。

1.3　数值模拟方法

通过NX三维软件建立整个初始模型泵的计算域，主要包括进口延伸段、叶轮、扩散器、泵腔和出口延伸段，如图2所示。为保证数值计算的准确性和可靠性，利用商业软件ANSYS TurboGrid和ICEM对初始模型泵的各个过流部件进行六面体结构网格划分。

采用Richardson Extrapolation（RE）的Grid Convergence Index（GCI）标准^［12］对3组网格方案进行网格无关性验证，结果见表3。3组网格单元数分别为2.743×10⁷，1.133×10⁷，4.69×10⁷，相邻网格细化因子r均大于1.3，并基于设计工况下的扬程H与效率η对3组网格的离散误差进行了分析。由表3可以看出，扬程和效率的外推值相对误差分别为0.354%和0.139%，网格2的收敛指数分别为0.301%和0.654%，表明网格2离散误差较低，且满足GCI收敛准则。

图3、图4示出初始模型泵主要过流部件的网格分布和叶轮与扩散器的叶片表面y⁺值。计算结果表明，叶轮和扩散器叶片表面的平均y⁺分别为3.40和2.54，满足SST k-ω湍流模型的计算要求。

采用ANSYS CFX软件对初始模型泵进行稳态数值计算。水力性能计算选用SST k-ω湍流模型，以25 ℃的水作为工作流体，参考压力设置为0 Pa，边界条件设置为总压进口、质量流量出口，所有物理壁面均采取无滑移壁面。旋转域和静止域之间的交界面选择冻结转子模型。在求解控制中，对流项和湍流项均采用高分辨率格式，并将收敛精度设置为10^-5。空化流动计算以无空化流动的计算结果为初始条件，使用Zwart-Gerber-Belamri（ZGB）空化模型并逐步降低进口总压，直至出现空化现象^［13］。在空化条件下，工作流体的液相为25 ℃的纯水，汽相为25 ℃的水蒸气，液相在进口和出口的体积分数均设定为1，汽相在进口和出口的体积分数均设定为0。

1.4　数值模拟方法的验证

泵关键性能参数扬程H、效率η及空化数NPSHa的计算公式如下：

H = (p 2 - p 1) / (ρ g)

（1）

η = ρ g Q H / P

（2）

N P S H a = (p 1 - p v) / (ρ g) + v 12 / (2 g)

（3）

式中，p₁，p₂分别为进、出口压力，Pa；ρ为流体密度，kg/m³；P为输入功率，W，在试验中可以直接测得，而在数值模拟中P=ωM；

ω

为叶轮角速度，rad/s；M为旋转力矩，N·m；p_v为汽化压力，Pa；v₁为进口速度，m/s。

初始模型泵的水力性能的数值模拟结果与试验数据对比如图5所示。在设计工况下，扬程和效率的相对误差分别为1.15%和3.53%；在全流量条件下，其最大相对误差为2.70%和6.15%，计算误差在可接受范围内。

图6示出初始模型泵在不同流量和设计工况下，空化性能的数值计算结果与试验数据对比。选取扬程下降3%的临界点作为必需汽蚀余量（NPSHr），为便于表述，以临界空化数（NPSH₃）作为替代，并将转折空化数（NPSH_t）定义为扬程骤降的临界点。初始模型泵在设计工况下的NPSH₃和NPSH_t的相对误差分别为2.80%和2.08%；在多流量工况下，临界空化数的最大相对误差为6.29%。数值模拟的空化性能曲线与试验数据的变化趋势基本一致，验证了该数值方法的准确性。

1.5　流动损失量化方法

根据热力学第二定律，泵系统中的熵产主要源于摩擦、冲击和流动分离等不可逆过程，这些过程将机械能不可逆地转化为热能，并引起熵值增加^［14］。因此，文中采用熵产理论定量表征上充模型泵叶轮和扩散器内局部水力损失强度。

在基于雷诺平均Navier-Stokes方程（RANS）方法求解的非空化湍流流场中，单位体积熵产率主要由时均速度场产生的直接熵产率

S d'''

和脉动速度场引起的湍流熵产率

S t'''

共同构成^［10］，表达式如下：

S d''' = μ T 2 [(∂ u ¯ ∂ x) 2 + (∂ v ¯ ∂ y) 2 + (∂ w ¯ ∂ z) 2] + (∂ u ¯ ∂ y + ∂ v ¯ ∂ x) 2 + (∂ u ¯ ∂ z + ∂ w ¯ ∂ x) 2 + (∂ v ¯ ∂ z + ∂ w ¯ ∂ y) 2}

（4）

S t''' = μ T 2 [(∂ u' ∂ x) 2 + (∂ v' ∂ y) 2 + (∂ w' ∂ z) 2] + (∂ u' ∂ y + ∂ v' ∂ x) 2 + (∂ u' ∂ z + ∂ w' ∂ x) 2 + (∂ v' ∂ z + ∂ w' ∂ y) 2}

（5）

式中，µ为流体动力黏度，Pa·s；T为温度，K；

u ¯

，

v ¯

，

w ¯

为时间平均速度分量，m/s；

u'

，

v'

，

w'

为速度脉动分量，m/s。

对于RANS（SST k-ω）的湍流模型，由速度脉动引起的湍流熵产率可计算为：

S t''' = β (ρ k ω / T

（6）

式中，β为经验常数，β=0.09；k为湍动能，m²/s²；ω为湍流涡流频率，s^-1。

此外，壁面附近的熵产损失可通过壁面熵产公式进行量化计算。壁面熵产率

S w''

表达式如下：

S w'' =

（7）

式中，τ_w为壁面切应力，Pa；v为近壁面速度，m/s。

因此，基于熵产理论分析方法的总熵产S的计算式如下：

S = S d + S t + S w = ∫ V S d''' d V + ∫ V S t''' d V + ∫ S S w'' d S

（8）

对于空化流动，其直接熵产率

S d, c a v'''

、湍流熵产率

S t, c a v'''

和壁面熵产率

S w, c a v''

的表达式^［11］如下：

S d, c a v''' = μ m T 2 [(∂ u ¯ ∂ x) 2 + (∂ v ¯ ∂ y) 2 + (∂ w ¯ ∂ z) 2] + (∂ u ¯ ∂ y + ∂ v ¯ ∂ x) 2 + (∂ u ¯ ∂ z + ∂ w ¯ ∂ x) 2 + (∂ v ¯ ∂ z + ∂ w ¯ ∂ y) 2}

（9）

S t, c a v''' = β (ρ m k ω / T)

（10）

S w, c a v'' = τ w, c a v v / T

（11）

式中，µ_m为水汽混合动力黏度，µ_m=µ_l（1-α_v）+µ_vα_v；ρ_m为水汽混合密度，ρ_m=ρ_l（1-α_v）+ρ_vα_v；α_v为汽相体积分数；下标l，v分别表示空化流动的水相和汽相。

因此，空化流动的总熵产S_cav计算式如下：

S c a v = S d, c a v + S t, c a v + S w, c a v = ∫ V S d, c a v''' d V + ∫ V S t, c a v''' d V + ∫ S S w, c a v'' d S

（12）

2　模型改进

收起

根据泵理论扬程公式^［15］，叶轮出口直径D₂与扬程呈显著正相关。进一步研究表明，调节叶轮出口宽度b₂与叶片出口角β₂也可以优化泵的扬程特性：增大b₂可显著增强大流量工况下的扬程输出，但会引发H-Q曲线平坦化，并诱发驼峰现象^［16］；减小叶轮出口有效过流面积（A₂=πD₂b₂ψ₂，其中，ψ₂为出口排挤系数），则可使H-Q曲线向低流量区偏移，并有效提高曲线陡度。然而，增大β₂虽可提高叶轮出口绝对速度及动扬程分量，但过大的β₂会导致叶轮及导叶内部水力损失增加，因此，需将β₂控制在合理阈值范围内以平衡效率与稳定性^［17］。

基于上述设计理论，提出了设计模型泵1^#（DMP 1^#）和设计模型泵2^#（DMP 2^#）两种设计方案，二者的主要区别在于叶轮和扩散器的结构参数，具体如图7所示。

3　结果与讨论

收起

3.1　水力性能对比

对所设计的模型泵进行全流量的数值计算，得到IMP，DMP 1^#和DMP 2^#的外特性曲线如图8所示。

2种设计模型泵的H-Q曲线相较于IMP均向小流量方向移动，其中，DMP 1^#的最佳工况点在Q_BEP_1#=75 m³/h，对应的效率η=65%，扬程H=127 m，比转速n_s=41.1；DMP 2^#的最佳工况点在Q_BEP_2#=73 m³/h，对应的效率η=63%，扬程H=135 m，比转速n_s=38.7。在流量为70，48，32 m³/h的主要运行工况时，与IMP相比，DMP 1^#的扬程分别提升14，22，24 m，DMP 2^#则分别增加20，31，33 m。总体上，DMP 2^#的扬程较高，DMP 1^#其次，而IMP的扬程较低。这一结果表明，所设计的模型泵在扬程性能显著提升的同时，也有效增强了H-Q曲线的陡峭程度，体现出更优的水力特性。

在效率方面，DMP 1^#和DMP 2^#在各运行工况下的效率相较于IMP略有下降。在主要运行工况流量为70，48，32 m³/h时，DMP 1^#的效率分别为66.37%，57.90%，46.13%；DMP 2^#的效率分别为63.60%，55.64%，44.91%。总体而言，尽管效率略有下降，但2种设计泵在扬程提升与水力响应能力增强方面所体现出的综合性能优势仍未受到实质性影响。

3.2　流动熵产分析

2种设计泵的总水力效率略有下降，表明其内部流动过程中可能存在能量损失与流动不稳定等问题。为深入研究叶轮与扩散器内部的流动特性及能量损失机制，文中对两者流道中由熵产引起的能量损失分布进行了数值计算与分析。

图9示出3种泵在不同运行工况下的熵产分布情况。

随着流量的减小，叶轮与扩散器的总熵产整体呈上升趋势，表明在低流量工况下能量损失逐渐加剧。然而，各泵的熵产表现存在差异。IMP和DMP 1^#均表现出扩散器在所有流量工况下的总熵产值始终高于叶轮，表明扩散器是主要的能量损失源。但随着流量的降低，叶轮的熵产增幅更为明显，尤其在Q=32 m³/h的低流量条件下，叶轮的熵产逐渐接近扩散器，表明叶轮内部的损失在低流量下显著增大。但对于DMP 2^#，在流量Q=32 m³/h时，叶轮的总熵产值超过了扩散器，表现出与其他泵不同的能量损失特性。此外，DMP 2^#的扩散器在Q=32 m³/h时的总熵产值低于Q=48 m³/h时的熵产值，表明在低流量下扩散器的损失有所减小，而叶轮成为主要的损失源。在总熵产分布中，叶轮和扩散器中的湍流熵产与壁面熵产之和分别约占总熵产的99.75%和96.35%，其中，湍流熵产占主导地位。因此，熵产引起的能量损失主要源于流场中的湍流耗散和壁面效应。

为进一步分析泵内流动情况，选取了IMP，DMP 1^#及DMP 2^#的叶轮和扩散器的流线分布、湍流熵产率分布，如图10所示（其中，Span表示叶片从叶根到叶尖方向的径向相对位置，取值范围为0~1）。

尽管流量降低会导致高湍流熵产区的分布范围与强度发生变化，但3种泵在湍流熵产率的空间分布上仍表现出高度一致性，表明2种设计泵在结构改进后，并未引起明显的湍流能量损失增加。在Q=70 m³/h流量下，高湍流熵产区域分布较为均匀，涡流现象不明显，流动较为平稳。然而，当流量降至48 m³/h和32 m³/h时，叶轮与扩散器内的湍流熵产率峰值显著上升，尤其在叶片尾缘的压力面及扩散器进口附近区域，出现了明显增强的湍流脉动现象，表明该工况下涡流与流动分离现象更加严重。同时进一步说明，在低流量工况下，泵内能量损失显著增加，进而对系统总效率产生不利影响。此外，从图10可以看出，随着流量的降低，叶轮与扩散器之间的能量传递与流动干扰愈发复杂。

在湍流熵产占主导的情况下，壁面熵产在不同运行工况下仍保持约25%~35%的占比，对总熵产的贡献同样不容忽视。对于IMP，DMP 1^#和DMP 2^#，随着流量的减少，扩散器的壁面熵产呈现幅度较小的下降趋势，而叶轮的壁面熵产则明显增加。结合3种泵叶轮与扩散器的壁面熵产率分布特性（见图11），以及基于Omega涡识别准则的三维涡结构（见图12）^［18］演化分析可知，随着流量降低，扩散器内时均流速下降导致近壁剪切层动量交换减弱，其壁面熵产率呈缓降趋势；而叶轮-扩散器动静干涉效应增强，诱发交界面处流动分离与湍流脉动加剧，致使扩散器进口段壁面剪切应力显著上升；同时，叶轮域内叶片压力面长条状涡带和尾缘涡的强度随流量减少而增强，尾缘压力面近壁区速度梯度张量陡增，通过粘性耗散机制显著提升局部熵产强度，最终导致叶轮壁面熵产率呈现逆向增长特征。此外，结合图9中3种泵壁面熵产值的对比结果可知，在不同流量工况下，3种泵因壁面熵产所导致的能量损失差异并不明显。

3.3　空化性能对比

对3种泵在最大运行工况下（Q=70 m³/h）进行空化流动的数值模拟，结果如图13所示。计算得出其NPSH₃分别为4.2，4.3，4.2 m，NPSH_t分别为3.6，3.6，3.5 m。结果表明，3种泵的临界空化数均低于核电规定的7.8 m^［8］，扬程随空化数变化的趋势基本一致。

3.4　空化气泡分布

为进一步分析3种泵空化发展的扬程变化原因，选择NPSHa为10，4.2，3.6，3.3 m作为典型空化数，并采用空化气泡体积分数0.1的等值面来揭示空化的演变过程。

图14、图15分别示出3种泵在不同空化数下叶轮内部空化气泡的体积数值分布及其可视化演化特征。当NPSHa>10 m时，3种泵的叶轮流道内空化气泡初步形成，空泡体积几乎为0，对内部流动影响较小，因此在该阶段3种泵的扬程变化很小。随着NPSHa减少至4.2 m（NPSH₃附近），空泡体积在叶轮叶片进口处的吸力面上逐渐增大，扬程缓慢减少，此时3种泵的空泡体积几乎相同。NPSHa由4.2 m减少至3.6 m（NPSH_t附近），该阶段空泡体积发展较慢，扬程继续减少。然而，当NPSHa达到3.3 m时，空泡体积急剧增大并向叶轮流道的中部扩散，扬程迅速下降，表明泵内空化现象加剧，在此阶段，空化对泵性能的影响非常严重，可能导致泵无法正常运行。

3.5　空化流动的熵产分析

为更深入地分析3种泵在不同空化阶段下的内部流场变化，采用熵产理论对能量损失进行定量计算，并结合流场可视化分析，其叶轮内的各项熵产数据如表4所示。随空化数的减小，3种泵叶轮内总熵产总体呈上升趋势。然而，在NPSHa从10 m到3.6 m的阶段内，总熵产增长较为平缓，叶轮流道内能量损失变化较小。因此，当NPSHa降至NPSH_t之前，3种泵的扬程下降幅度较小。当NPSHa=3.3 m时，3种泵叶轮内的总熵产明显高于其他典型空化数，叶轮流道内能量损失较大。

在空化流动的总熵产中，湍流熵产S_t和壁面熵产S_w所占比率约为99.25%~99.87%，其中，湍流熵产仍占据主导地位。图16示出不同典型空化数下叶轮内的流线、压力分布和湍流熵产率分布情况，图17示出不同典型空化数下3种泵叶轮叶片的壁面熵产率分布情况。

对于空化流动，3种泵表现出几乎一致的空化特性。当NPSHa=10 m时，叶轮内的流体流动和压力分布较为稳定，高湍流熵产区仅在叶片进口处少量分布，高壁面熵产区主要集中在叶片进口吸力面侧。随着NPSHa降至4.2 m，叶轮叶片进口处出现流动分离现象，且进口处低压区的范围及高湍流熵产区域扩大。

同时可以看出，叶片进口的压力面侧也出现部分高壁面熵产率分布。结合图15的空化气泡演变可知，其原因在于叶片吸力面上形成的气泡改变了进口处的流道结构。当NPSHa降至3.6 m时，叶轮内的流场变化与NPSHa为4.2 m时相似，但流动分离进一步加剧。随着NPSHa降至3.3 m，流动结构更加紊乱，叶轮中间至出口流道出现大面积的流动分离，叶轮低压区范围大幅扩展。同时，高湍流熵产区主要集中在叶轮中间流道至叶轮出口处，高壁面熵产区则主要集中在叶片中间至尾缘的压力面侧。

4　结论

收起

（1）通过改进叶轮出口直径、出口宽度、叶片出口角及扩散器的结构参数，设计的模型泵DMP 1^#与DMP 2^#的扬程相较于初始模型泵（IMP）在各流量工况下的扬程均有不同程度的提高。其中，在主要运行工况流量分别为70，48，32 m³/h时，DMP 1^#的扬程较IMP分别提高14，22，24 m，DMP 2^#则分别提高20，31，33 m，这不仅提高了扬程性能，也使H-Q曲线的陡峭程度增大，同时，最佳效率点往低流量偏移。此外，效率虽略有下降，但泵系统的工况适应能力仍保持良好，整体运行性能未受到明显影响。

（2）在流量为70 m³/h的最大运行工况下，IMP，DMP 1^#和DMP 2^#的NPSH₃分别为4.2，4.3，4.2 m，NPSH_t分别为3.6，3.6，3.5 m，且3种泵在不同空化数条件下的扬程变化趋势基本相同，表明结构改进对其空化性能的影响较小。

（3）基于熵产理论和Omega涡识别准则，上充泵的流动损失主要由湍流熵产和壁面熵产引起的能量损失所致。在运行工况内，随流量的降低，湍流熵产率与壁面熵产率逐渐增加，其中，叶轮区域内的总熵产（包括湍流熵产与壁面熵产）增幅最为显著。在小流量工况下，叶轮叶片压力面尾缘涡的强化，以及叶轮与扩散器动静干涉引发的流动分离成为熵产的主要来源。此外，3种泵在熵产分布的可视化结果与三维涡结构的空间特征方面，均表现出高度一致。

（4）根据叶轮域内空化流动的熵产分析与空化气泡的演变过程，IMP，DMP 1^#和DMP 2^#的空化特性基本相同。当空化数大于NPSH_t时，叶轮内熵产与空泡呈缓增趋势，但当空化数小于NPSH_t时，叶轮内空泡体积骤增，低压区范围扩大至叶轮流道中部，诱发大尺度的流动分离，进而导致湍流熵产与壁面熵产显著提升，空化进入失稳发展阶段。

参考文献

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文献

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排序方式：

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2025年第53卷第9期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.09.010

接收时间：2025-02-11
首发时间：2026-10-20
出版时间：2025-09-30

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收稿日期：2025-02-11
修回日期：2025-08-16

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¹上海理工大学能源与动力工程学院，上海 200093

²上海电气凯士比核电泵阀有限公司，上海 201306

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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部件	参数	数值
叶轮	轮毂直径D₁_h/mm	89
进口直径D₁_s/mm	125
出口直径D₂/mm	283
出口宽度b₂/mm	8.6
叶片数Z₁	7
叶片包角φ/（°）	145
叶片出口角β₂/（°）	28

扩散器	进口直径D₃/mm	289
出口直径D₄/mm	332
叶片数Z₂	9
叶片进口角α₃/（°）	5

部件

参数

数值

叶轮

轮毂直径D₁_h/mm

进口直径D₁_s/mm

125

出口直径D₂/mm

283

出口宽度b₂/mm

8.6

叶片数Z₁

叶片包角φ/（°）

145

叶片出口角β₂/（°）

扩散器

进口直径D₃/mm

289

出口直径D₄/mm

332

叶片数Z₂

叶片进口角α₃/（°）

仪表参数	测量精度	测量范围
流量	±0.50%	6~50 m³/h
压差	±0.43%	0~60 kPa
进口压力	±0.35%	-0.1~0.6 MPa
出口压力	±0.14%	0~25 MPa
功率	±0.50%	0~700 kW
空化试验进口压力	±0.22%	-0.1~0.2 MPa

仪表参数

测量精度

测量范围

流量

±0.50%

6~50 m³/h

压差

±0.43%

0~60 kPa

进口压力

±0.35%

-0.1~0.6 MPa

出口压力

±0.14%

0~25 MPa

功率

±0.50%

0~700 kW

空化试验进口压力

±0.22%

-0.1~0.2 MPa

项目	网格数	H	η
网格1	2.743×10⁷	104.032	0.717
网格2	1.133×10⁷	104.158	0.714
网格3	4.69×10⁷	104.417	0.708
外推值	—	104.025	0.719
外推值相对误差	—	0.354%	0.139%
网格2的收敛指数^1）	—	0.301%	0.654%

项目

网格数

网格1

2.743×10⁷

104.032

0.717

网格2

1.133×10⁷

104.158

0.714

网格3

4.69×10⁷

104.417

0.708

外推值

—

104.025

0.719

外推值相对误差

—

0.354%

0.139%

网格2的收敛指数^1）

—

0.301%

0.654%

模型泵	NPSHa/m	S_t_,cav/（W·K^-1）	S_w_,cav/（W·K^-1）	S_d_,cav/（W·K^-1）
IMP	10	2.744	1.091	0.028
4.2	2.786	1.168	0.029
3.6	3.182	1.293	0.029
3.3	6.767	2.639	0.040
DMP 1^#	10	2.691	1.209	0.020
4.2	2.924	1.368	0.020
3.6	3.583	1.558	0.021
3.3	8.148	3.973	0.037
DMP 2^#	10	3.066	1.266	0.035
4.2	3.158	1.405	0.036
3.6	3.191	1.431	0.036
3.3	7.439	3.323	0.051

模型泵

NPSHa/m

S_t_,cav/（W·K^-1）

S_w_,cav/（W·K^-1）

S_d_,cav/（W·K^-1）

IMP

2.744

1.091

0.028

4.2

2.786

1.168

0.029

3.6

3.182

1.293

0.029

3.3

6.767

2.639

0.040

DMP 1^#

2.691

1.209

0.020

4.2

2.924

1.368

0.020

3.6

3.583

1.558

0.021

3.3

8.148

3.973

0.037

DMP 2^#

3.066

1.266

0.035

4.2

3.158

1.405

0.036

3.6

3.191

1.431

0.036

3.3

7.439

3.323

0.051