水斗式水輪機配水環(huán)管水力性能數(shù)值模擬

陳金鳳

(廣西水利電業(yè)集團新疆克州水利發(fā)電有限公司，新疆 克孜勒蘇柯爾克孜 845350)

0 引 言

水斗式水輪機對于地理環(huán)境特殊的西部地區(qū)小流量、高水頭水力條件較為適用，與軸流式、混流式水輪機所不同的是，水斗式水輪機在我國的應用及相關水力損失研究均處于起步階段，且現(xiàn)有研究的重點大多集中在水斗式水輪機射流及轉輪斗葉等方面，對其配水環(huán)管水力損失等的研究少之甚少。從實踐層面來看，國內相關管理部門及水電站對配水環(huán)管的重視程度也略顯不足。水斗式水輪機配水環(huán)管的作用類似于混流式水輪機組中的蝸殼，主要起到均勻分配水流至各出口的作用，所以水輪機配水效率受配水環(huán)管的影響較大，尤其在水輪機機組無法滿負荷運行的工況下影響更為明顯。通過確定配水環(huán)管最優(yōu)尺寸和形狀，以使其滿足水力運行要求，通過優(yōu)化噴嘴結構，使之形成良好的射流組織，對于水輪機運行效率的提升均十分關鍵。為此，必須深入研究水輪機配水管網(wǎng)水力特性，采用高效合理的出口開啟組合方案，提升水斗式水輪機組運行效率。

1 模型構建

目前，流體力學軟件在水利、航運、流體機械等各類流體和傳熱問題的分析方面應用較為廣泛，本研究也主要應用流體動力學軟件FLUENT進行新疆G水電站水斗式水輪機配水環(huán)管水力特性模擬分析。任何流體在流動過程中均受到能量守恒、動量守恒及質量守恒等物理守恒定律的支配，一旦在流體流動過程中新加入不同成分并發(fā)生不同成分的相互作用，還必須遵循組分守恒定律支配[1]。本研究所分析的主要是不考慮能量交換的單一流體恒定流動，故只需遵循動量守恒和質量守恒定律即可。

質量守恒方程的一般形式表示如下：

(1)

該公式對于可壓流動和不可壓流動均較為適用，Sm為從分散的二級相中引入至連續(xù)相的質量源項，其也可以是任意自定義源項。

慣性坐標系內i向動量守恒方程可表示如下：

(2)

式中：P為靜水水流壓力；ρgi為i向重力體積力；Fi為i向外部體積力，包括了多孔介質及自定義源項；ui為流速；τij為應力張量分量，主要通過下式表示：

(3)

為進行水電站水輪機紊流脈動影響，當前較為常用的是時間平均法，即將紊流運動視為時間平均流動與瞬間脈動的疊合，并將紊流脈動分離出來后進一步分析。時間平均法公式為：

(4)

忽略密度變化后便可得到時間平均狀態(tài)下動量守恒和質量守恒方程，表示如下：

(5)

(6)

以上全部公式中共包括10個未知量，方程數(shù)量僅為6個，且方程組為不封閉狀態(tài)，為此必須構建湍流模型，并通過不同湍流方程和動量守恒及質量守恒方程的結合，組成不同水力特性的湍流模型才能進行求解。具體而言，雙方程湍流模型復雜性適度，可通過有限體積法、全隱式方案等對湍流流場方程組離散化處理，構建所對應的離散方程并求解，雖然此類處理方式在浮力流和旋轉流等模擬的過程中異性湍流方面還存在問題，但完全能通過修正改善其異性湍流預報[2]。文章在數(shù)值模擬過程中主要根據(jù)進口流量及壓力分別通過速度進口邊界和壓力進口邊界模擬進口水力性能，同時應用壁面函數(shù)模擬壁面水力性能。

2 數(shù)值模擬對象

新疆G水電站3號機于2014年投產，水輪機為立軸沖擊水斗式水輪機組，采用立軸、三相、50Hz、空冷可逆式同步發(fā)電電動機。文章數(shù)值模擬對象為該水電站立軸沖擊水斗式水輪機組6個出口的配水環(huán)管，該環(huán)管為環(huán)形結構設計，且6個配水環(huán)管與主軸形成60°夾角，結合配水環(huán)管實際結構尺寸并采用Pro/ENGINEER軟件所構建的三維實體圖具體見圖1所示，其彎曲、分岔的變斷面結構特征十分明顯。其中，1-5#出口和環(huán)管共同構成岔管結構，各岔管均安裝有緊固及分流作用的加強肋板，且肋板幾乎全部置于管內，以承受軸向拉力為主，可顯著改善肋板受力結構。該配水環(huán)管額定流量23.65m3/s，設計水頭Hr為580m，進口直徑D為1.7m，1-6#出口側管斷面直徑Di均為0.82m。

立軸沖擊水斗式水輪機組配水環(huán)管所發(fā)揮的作用類似于混流式電站蝸殼，水流在流進噴嘴前會均勻分配至6個噴嘴；配水環(huán)管對水輪機效率也發(fā)揮著巨大作用，其自身水力損失不大，但是其結構設計及運行的優(yōu)劣對噴嘴射流質量有較大影響：設計不好，會形成較為復雜的流道，強烈湍流形成后噴嘴處便會形成不均勻流場，增加射流組織的紊亂性。為此，必須加強配水環(huán)管結構的優(yōu)化設計，以減少內部水力損失，優(yōu)化其射流效率。優(yōu)化的思路主要在于，應控制流道長度和曲率，并保證水流在其間流動的速度最小，且水流流入噴嘴前保證均勻流場無漩渦。故本研究進行立軸沖擊水斗式水輪機組配水環(huán)管全部管道的模擬，并深入分析引發(fā)管道內部不均勻流場和旋渦的原因，優(yōu)化配水管網(wǎng)結構，避免發(fā)生無謂的水力損失[3]。

圖1 配水環(huán)管三維實體圖

通過非結構四面體網(wǎng)格進行該幾何外形特殊的配水環(huán)管網(wǎng)格劃分，劃分間距100，網(wǎng)格總數(shù)360000，擬定不同工況進行了Qr、0.75Qr、0.5Qr等環(huán)管流量情況的模擬，并且在環(huán)管流量為Qr且1-6#出口全部開啟的工況下還加入了無肋板的情況。通過1-6#出口兩兩組合開啟及四四組合開啟等措施有效避免該立軸沖擊水斗式水輪機主軸徑向不對稱水推力的出現(xiàn)。

3 數(shù)值模擬結果

通過FLUENT軟件所得到的水輪機進出口總壓之差進行該立軸沖擊水斗式水輪機配水環(huán)管至各出口水利損失的計算，總壓由靜水壓力和動水壓力等構成。不同工況下該立軸沖擊水斗式水輪機水力損失模擬結果詳見表1，表中1/6Qr指1-6#出口依次單獨開啟工況；2/6Qr指兩兩組合開啟工況，依次為1#和4#組合開啟、2#和5#組合開啟、3#和6#組合開啟；4/6Qr指四四組合開啟工況，依次為1#、2#、4#和5#組合開啟、2#、3#、5#和6#組合開啟、1#、3#、4#和6#組合開啟。為加強局部水力損失情況的模擬，還在配水環(huán)管各岔管進出口段截取了多個斷面。表中水力損失模擬結果取0表示該出口處于關閉狀態(tài)。

表1 立軸沖擊水斗式水輪機水力損失模擬結果

通過對上表中水力損失模擬結果的分析可知，進口及所有出口水力損失均值均隨流量增大而呈增加趨勢，0.5Qr工況下水力損失為Qr工況水力損失的24.5%，0.75Qr工況下水力損失為Qr工況水力損失的50%。除了6#出口外，其余出口與進口的距離越遠，則水力損失越大；水流流經(jīng)5#出口時達到最高水平，經(jīng)過6#出口后水力損失下降，降幅達到14%。除配水環(huán)管內肋板結構外，其余工況下水力損失均值均在2.8%范圍內，表明肋板設置后對配水環(huán)管能量性能并無較大影響。

立軸沖擊水斗式水輪機配水環(huán)管管路內水力損失包括沿程水頭損失和局部水力損失兩個部分。沿程水頭損失主要與管道長度有關，而局部水力損失則主要受管路形狀的影響較大，且通常出現(xiàn)在管徑變化急和管路分岔等位置，其水力損失量一般>沿程水頭損失。表1中立軸沖擊水斗式水輪機水力損失模擬結果顯示，在各種工況下1#出口水力損失均相對較小，通過分析原因發(fā)現(xiàn)，與其余出口相比，水流在首個分岔管分流前主要表現(xiàn)為均勻流，并平穩(wěn)進入分岔管，在無折管的影響下?lián)p失較小。對于6#出口而言，水流在其環(huán)管內緊貼外側壁面流動，因不流經(jīng)分岔管，故無劇烈變化。6#出口雖然水流流經(jīng)路程最遠，但從進口至6#出口的水力損失比從進口至5#出口的水力損失小。

根據(jù)以上對出口開啟的不同組合方案進行水力損失數(shù)值模擬還可以看出，僅有1個出口開啟的工況下，1#和2#出口處水力損失最小，均為0.34m，且比水力損失最大的1.30m小0.96m；兩個出口同時開啟的工況下，1#和4#出口同時開啟時水力損失最小，均值為0.14m，比3#和6#出口同時開啟時水力損失小0.20m；四個出口同時開啟工況下，1#、2#、4#和5#出口組合同時開啟時水力損失最小，均值為0.59m，比2#、3#、5#和6#組合開啟工況下水力損失小0.53m。

4 結 論

綜上所述，通過對G水電站3號立軸沖擊水斗式水輪機配水環(huán)管包括從進口至6個出口的全流道所進行的三維定常湍流數(shù)值模擬分析，得到了該種類型水輪機配水環(huán)管水力損失受流量影響的具體結論，即從進口開始直至各出口處，水力損失均值均隨流量的增大而呈增加態(tài)勢；在此基礎上還得出配水環(huán)管水力損失程度與管路形狀及長度密切相關的結論。本研究立足水電站立軸沖擊水斗式水輪機實際運行工況，對出口不同開啟組合方案下水力性能數(shù)值的模擬及分析，對于水電站水力損失的控制及水輪機高效運行具有借鑒參考價值。