張明 黎鍵 姜晗 邱淑娟 周衛(wèi)東 趙吉龍

1國家管網(wǎng)集團西部管道有限責任公司

2中國石油天然氣管道工程有限公司

f g 原油管網(wǎng)是國家西部陸上能源戰(zhàn)略通道的重要組成部分，承接俄羅斯過境哈薩克斯坦、哈薩克斯坦輸往中國的原油，以及輸送北疆、塔里木、吐哈等國內(nèi)原油。沿線輸油主泵主要采用德國進口魯爾ZLM IP 530/06泵[1]，ZLM IP 530/06泵在葉輪出口與蝸殼間設(shè)置導(dǎo)流器，輸送介質(zhì)經(jīng)葉輪加速后進入導(dǎo)流器被誘導(dǎo)至泵殼，在泵殼處將速度能轉(zhuǎn)化為壓力能，實現(xiàn)介質(zhì)輸送；導(dǎo)流器作為蝸殼延伸部分，能優(yōu)化流場分布并消除水力產(chǎn)生的徑向力，通過更換葉輪和導(dǎo)流器，就能改變流量滿足不同的工程輸量[2-3]。ZLM IP 530/06 大葉輪泵額定排量為2 800 m3/h，揚程240 m，轉(zhuǎn)速2 980 r/min[4]。作為輸油系統(tǒng)關(guān)鍵設(shè)備，西部原油管網(wǎng)自投產(chǎn)以來先后10 余臺ZLM IP 530/06 大葉輪泵導(dǎo)流器焊縫開裂、葉片斷裂，典型失效圖片見圖1。導(dǎo)流器失效后，輸油泵運行時產(chǎn)生異響、振動變大，無法平穩(wěn)運行。研究分析表明，導(dǎo)流器本體材質(zhì)抗疲勞開裂性差及葉片焊接結(jié)構(gòu)不合理是重要影響因素[5]；因此，優(yōu)化改進導(dǎo)流器，解決焊縫失效葉片斷裂，提升關(guān)鍵部件使用壽命和可靠性具有重要的現(xiàn)實意義[6-9]。

圖1 導(dǎo)流器失效圖片F(xiàn)ig.1 Deflector failure diagram

1 優(yōu)化改進方法

1.1 導(dǎo)流器材質(zhì)選型

ZLM IP 530/06 泵導(dǎo)流器原廠材質(zhì)為熱軋結(jié)構(gòu)鋼德標EN10025，對應(yīng)國標為Q345D[10]。優(yōu)化改進導(dǎo)流器選用022Cr22Ni5Mo3N 雙相不銹鋼（德標EN10088-2），該材料具有高強度、良好的沖擊韌性和焊接性、優(yōu)良的耐疲勞性能，廣泛應(yīng)用于石油、化工等領(lǐng)域[10]。兩種材料力學(xué)性能對比數(shù)據(jù)見表1。

表1 EN 10025和EN10088-2力學(xué)性能對比Tab.1 Comparison of mechanical properties between EN 10025 and EN10088-2

1.2 導(dǎo)流器焊接結(jié)構(gòu)改進

原導(dǎo)流器焊縫失效的重要原因之一是強度不足。為提高焊縫強度，將導(dǎo)流器葉片焊縫由工作面和背面部分單邊V型焊縫優(yōu)化為工作面和背面兩側(cè)雙面全V型焊縫，葉片焊接方式由部分單邊焊優(yōu)化為兩側(cè)全焊接，將葉片工作面有效焊縫長度由320 mm 延長到390 mm，背面有效焊縫從239 mm擴大到380 mm；同時葉片厚度由原5 mm 增至6 mm，焊角由3 mm增高至5 mm。優(yōu)化改進前后導(dǎo)流器葉片焊接結(jié)構(gòu)見圖2。

圖2 優(yōu)化改進前后導(dǎo)流器葉片焊接結(jié)構(gòu)Fig.2 Deflector welding structure before and after improvement

2 優(yōu)化改進后導(dǎo)流器應(yīng)力分析

2.1 建立有限元模型

在ANSYS 中利用布爾運算提取其流體域，再導(dǎo)入ANSYS-Fluent 中；結(jié)合魯爾泵結(jié)構(gòu)和運行工況，高級尺寸函數(shù)選擇曲率控制函數(shù)（Curvature），其中關(guān)聯(lián)中心（Relevance Center）設(shè)為Fine，最大面尺寸（Max Face Size）設(shè)為1 mm，其他選項保持默認，建立有限元分析模型[11]。進行分析計算時，網(wǎng)格數(shù)太稀疏可能使計算結(jié)果誤差過大，網(wǎng)格數(shù)太密可能需要較長的計算時間?？紤]到計算精度和計算時間，本次計算進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，使其分析模型隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加而計算結(jié)果不再有明顯變化。導(dǎo)流器有限元模型見圖3a。通過高精度三坐標掃描儀對擴流器進行掃描，得到其空間曲線尺寸參數(shù)，再使用三維軟件（Solidworks）建立三維幾何模型，如圖3b所示。

圖3 導(dǎo)流器有限元模型和幾何模型Fig.3 Finite element model and geometric model of the deflector

2.2 應(yīng)力強度對比

通過水力計算獲得導(dǎo)流器表面壓力，導(dǎo)流器內(nèi)圓柱面采用圓柱約束，約束其軸向和切向。優(yōu)化改進前后導(dǎo)流器的應(yīng)力云圖對比見圖4。

由圖4可知，優(yōu)化改進后的導(dǎo)流器與原導(dǎo)流器在流體流經(jīng)內(nèi)部時產(chǎn)生的最大應(yīng)力基本相當。魯爾ZLM IP 530/06 泵原導(dǎo)流器內(nèi)部產(chǎn)生的最大應(yīng)力為16.08 MPa，優(yōu)化改進后流體在導(dǎo)流器內(nèi)部產(chǎn)生的最大應(yīng)力為15.623 MPa，最大應(yīng)力下降了2.8%，減小了0.457 MPa 應(yīng)力；優(yōu)化改進的導(dǎo)流器所選材質(zhì)許用應(yīng)力為160 MPa，比原導(dǎo)流器材質(zhì)許用應(yīng)力117.5 MPa 大了42.5 MPa，力學(xué)性能明顯優(yōu)于原魯爾泵導(dǎo)流器。

圖4 優(yōu)化改進前后應(yīng)力云圖對比Fig.4 Comparison of stress cloud diagram before and after improvement

3 內(nèi)部流場分析

利用三維建模軟件UG 10.0 和有限元分析軟件ANSYS19.0 R3 建立有限元模型，使用ANSYS 有限元軟件中的ICEM 與CFX 模塊開展流場數(shù)值模擬分析，得到導(dǎo)流器優(yōu)化改進后的輸油泵水力性能曲線、泵殼內(nèi)壓力及絕對速度分布[12-13]。

3.1 有限元模型和網(wǎng)格劃分

應(yīng)用ANSYS 軟件中的CFX 對泵組過流部件的流場進行計算分析，直觀地顯示流道內(nèi)部流場的變化規(guī)律[14-16]。對由進口流道、吸入口流道、葉輪流道、導(dǎo)流器流道和出口流道五部分組成的過流部件進行三維造型，為保證模擬結(jié)果的準確性，進口段加長1 000 mm。模型網(wǎng)格劃分總數(shù)為297.5 萬，其中葉輪和出口流道網(wǎng)格進行加密處理。

3.2 邊界條件設(shè)置

根據(jù)該泵設(shè)計參數(shù)，以額定工況點流量Q=2 800 m3/h、揚程H=240 m、轉(zhuǎn)速n=2 980 r/min、介質(zhì)清水密度ρ=997 kg/m3進行邊界條件設(shè)置。進口邊界條件為流量進口，Q=775 kg/s，出口邊界條件為壓力出口，其他為壁面邊界條件。其中葉輪旋轉(zhuǎn)速度為2 980 r/min，旋轉(zhuǎn)軸為Z軸，Analysis type（分析類型）設(shè)置為steady state（穩(wěn)定態(tài)），monitor（顯示器）監(jiān)測進、出口總壓與揚程。

3.3 模擬計算及結(jié)果

3.3.1 水力性能曲線

為進行比較，根據(jù)建立的有限元模型，其他條件不變，分別設(shè)置入口條件0.2Q=574 m3/h（接近關(guān)死點）、0.6Q=1 722 m3/h、0.8Q=2 296 m3/h、1.0Q=2 800 m3/h、1.2Q=3 445 m3/h，對不同流量點進行水力性能模擬[17～19]，并與輸油泵出廠時的性能曲線進行對比，結(jié)果如圖5所示。

由圖5 可知，導(dǎo)流器優(yōu)化改進后泵的流量-揚程、流量-效率、流量-功率曲線與輸油泵出廠時的性能數(shù)據(jù)非常接近，幾乎無偏差。導(dǎo)流器優(yōu)化改進后，ZLM IP 530/06 泵在額定流量2 800 m3/h 下，揚程為242 m，泵效達到88%，軸功率1 934 kW。數(shù)據(jù)表明，導(dǎo)流器優(yōu)化改進后不影響輸油泵運行，水力性能完全達標。

圖5 優(yōu)化改進前后水力性能曲線對比Fig.5 Comparison of hydraulic performance curves before and after improvement

3.3.2 泵腔靜壓分布

導(dǎo)流器優(yōu)化改進后不同流量（0.2Q、0.6Q、0.8Q、1.0Q、1.2Q、1.4Q）工況下葉輪、導(dǎo)流器與蝸殼截面的靜壓分布如圖6所示。

由圖6 可知，在葉輪流道內(nèi)葉片對流體做功，流體靜壓從葉輪進口到出口至擴流器逐漸增加，在蝸殼處進一步增大，具有明顯的壓力梯度，在葉片出口明顯可見由于葉片厚度而產(chǎn)生的尾跡，同一半徑處導(dǎo)流器工作面上的靜壓明顯高于背面的靜壓。額定流量及小流量下，導(dǎo)流器出口及蝸殼內(nèi)的壓力分布比較均勻；超額定流量后，導(dǎo)流器出口及蝸殼內(nèi)壓力分布相對有些不均勻，隔舌位置壓力變化較大。優(yōu)化后的導(dǎo)流器在不同流量下，受到的最大靜壓為3.936 MPa。

圖6 不同流量下葉輪、導(dǎo)流器與蝸殼截面靜壓分布Fig.6 Static pressure distribution of impeller，deflector and volute section under different flow rates

3.3.3 速度分布

導(dǎo)流器優(yōu)化改進后不同流量（0.2Q、0.6Q、0.8Q、1.0Q、1.2Q、1.4Q）工況下葉輪、導(dǎo)流器與蝸殼截面絕對速度分布如圖7所示。

由圖7可知，在不同流量點下，隨流量增加流體在葉輪內(nèi)速度分布越來越均勻，在流道內(nèi)趨于規(guī)則分布，且同一截面處流量越大，速度越大，分布越均勻，速度最大出現(xiàn)在葉輪出口處。流體在導(dǎo)流器流道內(nèi)流動性均勻良好，速度沿進口到出口不斷減小，壓力能逐漸增大。不同流量點下，隨流量增加流體通過導(dǎo)流器后速度趨于更均勻分布，相同半徑處離導(dǎo)流器葉片越遠速度越大，在流道內(nèi)呈現(xiàn)出明顯速度梯度。

圖7 不同流量下葉輪、導(dǎo)流器與蝸殼速度分布Fig.7 Speed distribution of impeller，deflector and volute section under different flow rates

4 工程應(yīng)用實例

為檢驗導(dǎo)流器優(yōu)化后實際應(yīng)用效果，在西部原油管網(wǎng)阿獨線某輸油站應(yīng)用了ZLM IP 530/06 大葉輪泵。平穩(wěn)運行5 000 h 后，因受管輸資源限制泵的排量約為1 800 m3/h 左右。導(dǎo)流器優(yōu)化后泵運行5 000 h關(guān)鍵數(shù)據(jù)見表2。

由表2可知，經(jīng)過5 000 h運行，在泵的排量為1 800 m3/h 時，泵的揚程為270 m，與模擬出的水力性能曲線上的數(shù)據(jù)是相符的。按照GB/T 29531—2013《泵的振動測量與評價方法》標準，ZLM IP 530/06 泵為第三類泵，泵軸承箱最大振動不超過1.80 mm/s，泵振動烈度級為1.80。根據(jù)GB/T 29531—2013 中評價泵的振動級別標準，導(dǎo)流器優(yōu)化后ZLM IP 530/06泵振動級別為第三類A，振動處于優(yōu)狀態(tài)，滿足長周期穩(wěn)定運行條件。當排量達到額定流量后，輸油泵的振動將進一步減小。驅(qū)動和非驅(qū)動端軸承溫度均在30℃附近，完全滿足GB/T 3215—2019 《石油、石化和天然氣工業(yè)用離心泵》中關(guān)于軸承溫度（對于油環(huán)潤滑或油霧潤滑系統(tǒng)，油池溫度應(yīng)低于82 ℃）標準要求。

表2 導(dǎo)流器優(yōu)化后泵運行5 000 h關(guān)鍵數(shù)據(jù)Tab.2 Key data of pump with 5 000 hours'running after optimization of deflector

5 結(jié)論

（1）ZLM IP 530/06 泵導(dǎo)流器優(yōu)化改進后，葉片工作面和背面有效焊縫均變長，焊角變高，導(dǎo)流器葉片焊縫力學(xué)性能明顯得到改善，流體在導(dǎo)流器內(nèi)產(chǎn)生的最大應(yīng)力為15.623 MPa，下降了2.8%。

（2）導(dǎo)流器優(yōu)化改進后泵的水力性能曲線與泵出廠時的性能曲線非常接近，偏差非常小，流量-揚程、流量-效率、流量-功率性能曲線均達標，水力性能完全滿足要求。

（3）導(dǎo)流器優(yōu)化改進后不影響葉輪對流體做功，流體在流道內(nèi)流動均勻良好，葉輪流道內(nèi)壓力梯度明顯，導(dǎo)流器出口及蝸殼內(nèi)流體壓力、速度分布均勻。

（4）優(yōu)化改進導(dǎo)流器經(jīng)工程實際應(yīng)用，輸油泵各運行數(shù)據(jù)均滿足標準，軸承振動及溫度均滿足長周期穩(wěn)定運行要求。