周大慶，郭 優(yōu)，姜德政

（1.河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院，江蘇南京 211100；2.中國(guó)長(zhǎng)江電力股份有限公司，湖北宜昌 443002）

基于槳葉調(diào)節(jié)的軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)模型飛逸數(shù)值模擬

周大慶1，郭 優(yōu)1，姜德政2

（1.河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院，江蘇南京 211100；2.中國(guó)長(zhǎng)江電力股份有限公司，湖北宜昌 443002）

為了研究不同槳葉啟閉規(guī)律對(duì)軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)飛逸過(guò)程的影響，采用三維非定常數(shù)值方法模擬了5種槳葉控制方式下的軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)模型飛逸過(guò)程，對(duì)比分析了轉(zhuǎn)速、流量、力矩和壓力脈動(dòng)等參數(shù)隨時(shí)間變化特性及槳葉表面壓力分布和尾水管內(nèi)流場(chǎng)演變規(guī)律。結(jié)果表明：以槳葉靜止工況下的最大逸速為基準(zhǔn)，在±10°內(nèi)啟閉槳葉對(duì)最大逸速影響范圍為-6.6%～5.0%；在飛逸過(guò)程中打開(kāi)槳葉會(huì)加劇外特性參數(shù)波動(dòng)，尾水管中心部最大負(fù)壓值可達(dá)初值的2.86倍，產(chǎn)生的偏心螺旋渦帶誘發(fā)強(qiáng)烈低頻脈動(dòng)，不利于機(jī)組穩(wěn)定；關(guān)閉槳葉可降低水流流速，減小壓力脈動(dòng)及改善尾水管流態(tài)，但需探究合理關(guān)閉方式以避免過(guò)大的轉(zhuǎn)速最大上升值。

軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)；飛逸過(guò)程；槳葉調(diào)節(jié)；啟閉規(guī)律；三維非定常數(shù)值模擬

水輪發(fā)電機(jī)組飛逸暫態(tài)過(guò)程是一種大波動(dòng)不穩(wěn)定過(guò)程，指水輪發(fā)電機(jī)組突然甩掉負(fù)荷，恰逢調(diào)速器失靈或?qū)畽C(jī)構(gòu)拒動(dòng)，機(jī)組轉(zhuǎn)速迅速升高，直至轉(zhuǎn)輪產(chǎn)生功率與機(jī)械損失功率相平衡時(shí)，轉(zhuǎn)速達(dá)到該水頭和導(dǎo)葉開(kāi)度下的最大逸速。在飛逸狀態(tài)下，機(jī)組動(dòng)態(tài)附加載荷大增，易發(fā)生強(qiáng)烈的水力脈動(dòng)和機(jī)組振動(dòng)，會(huì)對(duì)水輪發(fā)電機(jī)組造成極大威脅。對(duì)于軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)組，在飛逸過(guò)程中往往導(dǎo)水機(jī)構(gòu)和葉片操作機(jī)構(gòu)同時(shí)失靈，兩者間的協(xié)聯(lián)關(guān)系遭到破壞，槳葉角度和導(dǎo)葉開(kāi)度可以發(fā)生任意組合［1］。

在求解過(guò)渡過(guò)程問(wèn)題時(shí)，傳統(tǒng)一維方法主要采用兩種求解方法：①外特性數(shù)值解法［2-4］，以完整綜合特性曲線作為求解一維無(wú)黏流動(dòng)的邊界條件，然后通過(guò)特征線法求解；②內(nèi)特性數(shù)值解法［5-7］，根據(jù)水力機(jī)械的基本動(dòng)態(tài)參數(shù)推導(dǎo)出過(guò)渡過(guò)程的解析方程組，與有壓非恒定管流基本方程組聯(lián)立求解。上述兩種方法在解決包括引水系統(tǒng)在內(nèi)的整個(gè)水力系統(tǒng)過(guò)渡過(guò)程問(wèn)題中發(fā)揮了重要作用［8-10］，但也存在依賴特性曲線和難以精細(xì)反映水輪機(jī)內(nèi)流場(chǎng)細(xì)節(jié)等不足。

機(jī)組飛逸過(guò)程中流動(dòng)的三維特性明顯，用傳統(tǒng)一維方法描述其過(guò)渡過(guò)程不夠準(zhǔn)確，有部分學(xué)者［11-14］采用三維非定常CFD方法對(duì)不同機(jī)型飛逸過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，所得機(jī)組宏觀參數(shù)趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，驗(yàn)證了三維非定常CFD模擬的有效性，但由于機(jī)型或復(fù)雜動(dòng)邊界模擬方法限制，關(guān)于槳葉角度動(dòng)態(tài)變化對(duì)飛逸過(guò)程影響的研究較少。

針對(duì)以上問(wèn)題，本文采用一種非定常三維湍流數(shù)值模擬方法，研究在飛逸過(guò)程中軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)槳葉角度動(dòng)態(tài)變化對(duì)過(guò)渡過(guò)程的影響，通過(guò)分析機(jī)組外特性和內(nèi)部流場(chǎng)隨時(shí)間變化規(guī)律，為尋求更有效的防飛逸措施和改善過(guò)渡過(guò)程品質(zhì)提供參考。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 控制方程

針對(duì)飛逸過(guò)程中水輪機(jī)運(yùn)行特點(diǎn)，流動(dòng)區(qū)域采用的控制方程包括幾何守恒方程、連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程。

幾何守恒方程：

式中：n為控制體邊界Ω處微元面積d S的外法向單位向量；D為邊界移動(dòng)速度；V為控制體體積。

連續(xù)性方程：

式中：uj為水流絕對(duì)運(yùn)動(dòng)速度；j為轉(zhuǎn)輪區(qū)網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)速度，水輪機(jī)其他過(guò)流部件由于網(wǎng)格不動(dòng)，則其控制方程中j=0。

動(dòng)量方程：

式中：fi為單位體積力；ρ為密度；p為水體壓力；ν為運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)。

轉(zhuǎn)輪旋轉(zhuǎn)角速度由轉(zhuǎn)動(dòng)平衡方程確定：

式中：M為水流作用在轉(zhuǎn)輪上的力矩；Mr為由機(jī)械和容積損失導(dǎo)致的阻力矩；J為機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ω為轉(zhuǎn)輪旋轉(zhuǎn)角速度。飛逸過(guò)程計(jì)算中，由式（4）計(jì)算出槳葉在每個(gè)時(shí)間步上的轉(zhuǎn)速增量dω，與現(xiàn)時(shí)轉(zhuǎn)速相加得出下一時(shí)間步上的轉(zhuǎn)速，依此類推即可得到每個(gè)時(shí)間步上的轉(zhuǎn)速。

1.2 湍流模型

Spalart-Allmaras模型［15-16］相對(duì)于兩方程模型魯棒性好、計(jì)算量小、占用計(jì)算機(jī)資源較少、計(jì)算準(zhǔn)確度較高，而且該模型方程在各節(jié)點(diǎn)處的求解不依賴其他節(jié)點(diǎn)的解，因此在復(fù)雜流場(chǎng)計(jì)算中不要求計(jì)算網(wǎng)格很精細(xì)，對(duì)工程應(yīng)用領(lǐng)域特別是水輪機(jī)計(jì)算具有較高的適應(yīng)性，本文也采用此湍流模型封閉控制方程組進(jìn)行模擬計(jì)算。

1.3 網(wǎng)格技術(shù)

為適應(yīng)模型的復(fù)雜幾何外形，采用拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)較自由的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格劃分計(jì)算區(qū)域。在非定常計(jì)算中，轉(zhuǎn)輪體中的網(wǎng)格是旋轉(zhuǎn)的，且發(fā)生變形和重構(gòu)，本文采用變速滑移網(wǎng)格技術(shù)完成轉(zhuǎn)輪區(qū)與毗鄰區(qū)動(dòng)靜交界面的信息傳遞，應(yīng)用非結(jié)構(gòu)化動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行槳葉啟閉過(guò)程的模擬，通過(guò)編寫用戶自定義程序（udf）實(shí)現(xiàn)飛逸過(guò)程中槳葉公轉(zhuǎn)和自轉(zhuǎn)結(jié)合的復(fù)合運(yùn)動(dòng)。

槳葉運(yùn)動(dòng)角速度公式：

式中：ωx、ωy、ωz分別為槳葉在x、y、z軸向分角速度；ωb為槳葉啟閉角速度；θ為槳葉繞軸旋轉(zhuǎn)角度。采用速度分解方法實(shí)現(xiàn)該運(yùn)動(dòng)。

圖1為槳葉區(qū)網(wǎng)格示意圖，在槳葉和輪轂之間的間隙處，需要將槳葉不接觸輪轂部分的運(yùn)動(dòng)軌跡掃掠面設(shè)置為內(nèi)部面（interior）型邊界條件，承擔(dān)網(wǎng)格變形重組和信息傳遞的任務(wù)。

圖1 槳葉區(qū)網(wǎng)格示意圖

1.4 控制方程離散和定解條件

采用有限體積法離散控制方程，壓力項(xiàng)采用二階中心差分格式，對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)差分格式，時(shí)間離散采用一階向后差分隱式格式，用SIMPLEC算法進(jìn)行速度壓力耦合求解。

定解條件：進(jìn)出口均為預(yù)設(shè)總壓、湍動(dòng)能、湍動(dòng)耗損率的壓力邊界；固壁處采用無(wú)滑移邊界，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)；以選取工況的定常計(jì)算結(jié)果作為非穩(wěn)態(tài)飛逸過(guò)程計(jì)算的初始條件。

1.5 算法流程

以FLUENT軟件為基礎(chǔ)，根據(jù)飛逸過(guò)程特點(diǎn)對(duì)程序進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)和調(diào)試，實(shí)現(xiàn)飛逸過(guò)程中轉(zhuǎn)速與槳葉角度的動(dòng)態(tài)變化，計(jì)算步驟如下：

a.先對(duì)模型機(jī)組進(jìn)行穩(wěn)態(tài)工況定常計(jì)算，然后進(jìn)行一段時(shí)間的穩(wěn)態(tài)工況非定常計(jì)算。

b.將穩(wěn)態(tài)工況流場(chǎng)及相關(guān)動(dòng)態(tài)參數(shù)等賦為非定常計(jì)算的初始值，開(kāi)始非穩(wěn)態(tài)飛逸過(guò)程的計(jì)算。

c.通過(guò)用戶自定義程序（udf）的自帶宏，讀取該時(shí)間步上槳葉所受合力矩，由轉(zhuǎn)輪旋轉(zhuǎn)力矩平衡方程，計(jì)算轉(zhuǎn)輪區(qū)下一時(shí)間步的旋轉(zhuǎn)速度。

d.根據(jù)計(jì)算結(jié)果調(diào)用相關(guān)函數(shù)，將槳葉轉(zhuǎn)動(dòng)角速度分解為x、y、z軸向分角速度，槳葉依據(jù)分角速度進(jìn)行動(dòng)作。

e.槳葉調(diào)節(jié)完成后，檢查動(dòng)網(wǎng)格重構(gòu)后網(wǎng)格質(zhì)量是否達(dá)到計(jì)算要求，如滿足要求則在本時(shí)間步內(nèi)迭代計(jì)算至收斂。

f.完成本時(shí)間步計(jì)算后，輸出并保存預(yù)先監(jiān)控的瞬態(tài)參數(shù)和一定時(shí)間間隔的流場(chǎng)信息。

g.判斷時(shí)間t是否大于預(yù)設(shè)時(shí)間tmax，若否，重復(fù)步驟c至f；若是，結(jié)束計(jì)算。

2 算例分析

圖2為本文計(jì)算模型的軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)模型結(jié)構(gòu)示意圖，轉(zhuǎn)輪直徑為0.46m，其原型水輪機(jī)轉(zhuǎn)輪直徑為10.2m，其他幾何結(jié)構(gòu)相似。相關(guān)參數(shù)如下：固定導(dǎo)葉數(shù)為16，活動(dòng)導(dǎo)葉數(shù)為32，槳葉數(shù)為5，模型機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J=16.8 kg·m2。由模型試驗(yàn)給定的參數(shù)如下：水頭為0.492m，轉(zhuǎn)速為270 r/min，初始槳葉角度為5°，導(dǎo)葉開(kāi)度為30.8mm。

圖2 軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)模型結(jié)構(gòu)示意圖

采用5種方案控制飛逸過(guò)程中的槳葉角度，各方案數(shù)值模擬過(guò)程時(shí)長(zhǎng)均為21.1 s，在穩(wěn)態(tài)工況非定常計(jì)算1.1 s期間保持槳葉角度為5°不變，平穩(wěn)過(guò)渡到飛逸過(guò)程后控制槳葉勻速啟閉或保持靜止，在11.1 s時(shí)停止槳葉動(dòng)作，并在該條件下持續(xù)計(jì)算至21.1 s。各方案槳葉角度變化規(guī)律如表1所示。

表1 各方案槳葉角度變化規(guī)律____________

為保證網(wǎng)格數(shù)量的合理性，設(shè)計(jì)3種網(wǎng)格劃分形式，網(wǎng)格數(shù)分別為140萬(wàn)、220萬(wàn)和300萬(wàn)，在相同條件下分別對(duì)方案3進(jìn)行預(yù)計(jì)算，得到的機(jī)組轉(zhuǎn)速變化情況如圖3所示?？梢?jiàn)網(wǎng)格數(shù)量對(duì)于結(jié)果局部細(xì)節(jié)有影響，但不改變整體趨勢(shì)。綜合考慮計(jì)算成本和準(zhǔn)確度后，選擇計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為220萬(wàn)，主要過(guò)流部件蝸殼、導(dǎo)水機(jī)構(gòu)、轉(zhuǎn)輪、尾水管的網(wǎng)格單元數(shù)分別為392363、719424、652974、438036。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)計(jì)算結(jié)果對(duì)比

2.1 外特性變化規(guī)律

為監(jiān)測(cè)壓力變化情況，在機(jī)組流道內(nèi)設(shè)置若干壓力測(cè)點(diǎn)，如圖4所示：測(cè)點(diǎn)1位于蝸殼進(jìn)口附近半高處，測(cè)點(diǎn)2位于固定導(dǎo)葉進(jìn)口半高處，測(cè)點(diǎn)3位于活動(dòng)導(dǎo)葉出口半高處，測(cè)點(diǎn)4位于頂蓋頂部，測(cè)點(diǎn)5～9設(shè)置在尾水管進(jìn)口斷面，測(cè)點(diǎn)5位于尾水管進(jìn)口圓面中心，其余測(cè)點(diǎn)位于尾水管邊壁圓周。

圖4 水輪機(jī)流道壓力測(cè)點(diǎn)布置

經(jīng)過(guò)試算比較，將時(shí)間步長(zhǎng)定為0.005 s，為減少穩(wěn)態(tài)工況計(jì)算的不必要數(shù)據(jù)分析，將進(jìn)入飛逸的時(shí)刻1.1 s定為0時(shí)刻，只考察飛逸的20 s過(guò)程，以該穩(wěn)態(tài)工況的轉(zhuǎn)速、流量、力矩作為基準(zhǔn)值，將各個(gè)過(guò)程測(cè)得的參數(shù)瞬態(tài)值與基準(zhǔn)值的比值繪成圖5，以反映各個(gè)參數(shù)隨時(shí)間變化的規(guī)律，其中轉(zhuǎn)速基準(zhǔn)值為270 r/min，流量基準(zhǔn)值為0.252m3/s，力矩基準(zhǔn)值為25.1N·m。

方案3中，機(jī)組模型經(jīng)過(guò)9.4 s達(dá)到最大逸速399.03 r/min，是初始轉(zhuǎn)速的1.478倍，與模型動(dòng)態(tài)試驗(yàn)［17］實(shí)測(cè)最大逸速398 r/min基本相符，誤差主要由計(jì)算中未考慮機(jī)械摩擦力矩和風(fēng)阻力矩所致。

在各個(gè)數(shù)值模擬過(guò)程中，機(jī)組在0時(shí)刻突然甩掉負(fù)荷，假設(shè)某種原因使得活動(dòng)導(dǎo)葉無(wú)法正常關(guān)閉，發(fā)生飛逸后，機(jī)組轉(zhuǎn)速先是在水力矩作用下迅速上升，水力矩則呈快速下降趨勢(shì)，隨著水力矩的逐漸減小，轉(zhuǎn)速上升率下降，直至達(dá)到最大逸速。比較不同槳葉控制方案下的轉(zhuǎn)速變化規(guī)律（圖5（a））：方案1～5最大逸速分別為基準(zhǔn)值的1.547、1.541、1.478、1.417和1.376倍，分別在8.905 s、10.030 s、9.400 s、6.005 s和4.655 s達(dá)到，可見(jiàn)槳葉角度越小到達(dá)最大逸速時(shí)間越長(zhǎng)，最大逸速值也越大，與槳葉靜止工況相比，在±10°內(nèi)的槳葉角度變化對(duì)最大逸速影響范圍為-6.6%～5.0%。方案1表明，槳葉角度逐漸關(guān)小過(guò)程中，槳葉升力大于阻力，轉(zhuǎn)速總體在增大，但是10 s以后由于流量過(guò)小，阻力大于升力，轉(zhuǎn)速則稍有下降。

圖5（b）表明，流量變化受槳葉啟閉規(guī)律影響明顯，以槳葉靜止的方案3為參照，方案1和2中流量上升速度隨槳葉關(guān)閉迅速減小，關(guān)閉速度越快流量峰值越小，到達(dá)峰值后流量下降趨勢(shì)趨于線性，降速由關(guān)閉速度主導(dǎo)，在10 s后因槳葉停止動(dòng)作，流量變化迅速平穩(wěn)；在方案4和5中，槳葉打開(kāi)速度越快則流量上升也越快，并且在槳葉停止動(dòng)作后流量呈現(xiàn)不穩(wěn)定的波動(dòng)。

綜合比較各個(gè)方案可知：在飛逸過(guò)程中打開(kāi)槳葉會(huì)降低轉(zhuǎn)速最大上升值，但加劇流量和力矩的波動(dòng)，導(dǎo)致流場(chǎng)不穩(wěn)定；關(guān)閉槳葉可以優(yōu)化飛逸過(guò)程中的流態(tài)和減小外特性參數(shù)波動(dòng)性，但會(huì)引起最大逸速上升，因此需探究合理關(guān)閉規(guī)律以改善飛逸過(guò)程品質(zhì)。

圖5 飛逸過(guò)程中各參數(shù)相對(duì)值隨時(shí)間變化曲線

圖6 流道壓力測(cè)點(diǎn)靜壓隨時(shí)間變化曲線

圖6為各測(cè)點(diǎn)靜壓值隨時(shí)間變化情況，取對(duì)比明顯的方案1、3、5分析，在飛逸過(guò)程中因?qū)~開(kāi)度固定，各過(guò)程中轉(zhuǎn)輪前測(cè)點(diǎn)1～4的壓強(qiáng)均較為穩(wěn)定，變化規(guī)律與流量變化規(guī)律相符，壓力隨流速變化稍有起伏。對(duì)位于尾水管進(jìn)口斷面的測(cè)點(diǎn)5～9，槳葉角度變化對(duì)靜壓值影響凸顯：機(jī)組剛進(jìn)入飛逸工況時(shí)，各測(cè)點(diǎn)靜壓受到因水流沖角變化引起的尾水管內(nèi)反向水擊影響，曲線產(chǎn)生“突點(diǎn)”，測(cè)點(diǎn)5因處于流動(dòng)性較弱的尾水管低壓區(qū)，水擊導(dǎo)致的壓力突變最為明顯，其階躍極值為0.9 kPa，同理在10 s時(shí)，因槳葉動(dòng)作突變，方案1和5的壓力變化曲線也發(fā)生了類似現(xiàn)象；斷面中心測(cè)點(diǎn)5的壓力變化主要受尾水渦帶影響，各方案中隨著渦帶逐漸形成，測(cè)點(diǎn)壓力在階躍后快速降低，在1.2～1.8 s間達(dá)到最大負(fù)壓約-2 kPa，隨后因軸向回流作用緩慢上升，并在2～3 s間達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，在方案3的14 s和方案5的9 s時(shí)，因渦帶強(qiáng)度增大導(dǎo)致的渦帶斷裂使得壓力曲線呈快速波動(dòng)式下降，最終轉(zhuǎn)為波幅較穩(wěn)定的規(guī)律性波動(dòng)；在尾水渦帶強(qiáng)度較低時(shí)，邊壁測(cè)點(diǎn)6～9的壓力變化主要由快速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)輪出流主導(dǎo)，壓力值主要呈現(xiàn)高頻脈動(dòng)，隨著渦帶半徑增大其對(duì)壁面的撞擊增強(qiáng)，壓力脈動(dòng)轉(zhuǎn)為有一定相位差的低頻周期性波動(dòng)，在渦帶強(qiáng)度最大的方案5中，峰值可達(dá)0.7 kPa。

圖7 飛逸過(guò)程中槳葉壓力面（左）和吸力面（右）壓力分布變化過(guò)程（單位：Pa）

大槳葉角度下尾水管水力穩(wěn)定性急劇惡化，尾水渦帶誘發(fā)幅值隨槳葉角度增大而增大的低頻脈動(dòng)，甚至引起上游測(cè)點(diǎn)1～4壓力波動(dòng)，說(shuō)明其傳播距離遠(yuǎn)，對(duì)機(jī)組影響大，是誘發(fā)機(jī)組振動(dòng)的主因；轉(zhuǎn)輪的變速旋轉(zhuǎn)引起的高頻脈動(dòng)在流態(tài)較復(fù)雜的尾水管邊壁附近作用明顯，這種壓力脈動(dòng)頻率高，傳播距離較短，影響區(qū)域較小。

2.2 槳葉壓力分布變化過(guò)程

因各槳葉壓力分布相似，故只取單片槳葉壓力圖進(jìn)行分析，仍選具有代表性的方案1、3、5對(duì)比，分別列出2 s時(shí)、達(dá)到最大逸速時(shí)、15 s時(shí)的槳葉壓力面和吸力面壓力分布情況，如圖7所示。

各方案中，在機(jī)組達(dá)到最大逸速前，隨著轉(zhuǎn)速升高，水流進(jìn)口角逐漸減小，從正沖角變成負(fù)沖角，槳葉吸力面進(jìn)水側(cè)近葉緣處發(fā)生水流撞擊，壓力面進(jìn)水側(cè)葉緣處出現(xiàn)脫流，因此產(chǎn)生對(duì)應(yīng)的高壓和低壓區(qū)，其影響范圍與轉(zhuǎn)速正相關(guān)，并隨槳葉角度減小而增大。壓力極值產(chǎn)生于機(jī)組達(dá)到最大逸速前后，大小主要由流量、轉(zhuǎn)速和瞬時(shí)流態(tài)決定，且小槳葉角度對(duì)應(yīng)較大壓力極值，極大值約22 kPa，極小值為-30 kPa，與所記錄飛逸初始時(shí)刻壓力極大值9.2 kPa、極小值-10.2 kPa比較，分別可達(dá)初值的2.39和2.94倍。

在飛逸過(guò)程趨于穩(wěn)定后，槳葉壓力分布取決于對(duì)應(yīng)槳葉角度下的流態(tài)，在槳葉靜止的方案3中壓力分布基本與達(dá)到最大逸速時(shí)一致；而在方案1和5中因達(dá)到最大逸速后槳葉繼續(xù)動(dòng)作，壓力分布仍有變化。比較各方案可知：槳葉角度大時(shí)，由于流量大，槳葉表面的靜壓值相對(duì)變小。

2.3 尾水管內(nèi)流場(chǎng)變化規(guī)律

圖8為方案1、3、5在2 s時(shí)、達(dá)到最大逸速時(shí)、15 s時(shí)的尾水管內(nèi)流態(tài)，輔以-1 kPa壓力等值面表示尾水管內(nèi)渦帶形狀和低壓區(qū)位置。比較各過(guò)程中尾水管進(jìn)口斷面壓力變化可見(jiàn)：大槳葉角度下流量增大，進(jìn)而引發(fā)進(jìn)口水流圓周分速度增大，水流主流向邊壁方向移動(dòng)，周向壓力分布不均勻性加大，尾水管中心負(fù)壓隨之上升，形成與水流旋向一致的低壓渦帶。

在方案1中，關(guān)閉槳葉使進(jìn)口水流流速降低，尾水管內(nèi)低壓區(qū)面積隨之不斷減小，達(dá)到最大逸速時(shí)，尾水管中心管狀渦帶直徑相比于2 s時(shí)已明顯縮小，在飛逸趨于穩(wěn)定的15 s時(shí)，渦帶形狀變?yōu)槠蝽槙r(shí)針的柱狀渦帶，流態(tài)較好；而在打開(kāi)槳葉的方案5中，流量增大使得進(jìn)口水流周向旋轉(zhuǎn)加劇，引發(fā)的軸向回流使低壓區(qū)由邊壁向尾水管中心發(fā)展，中心部最大負(fù)壓可達(dá)-3 kPa，為所記錄飛逸初始時(shí)刻最大負(fù)壓值的2.86倍，形成的管狀渦帶直徑和影響范圍不斷增大，順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)趨勢(shì)越發(fā)明顯，最終演變?yōu)闃O不穩(wěn)定的不規(guī)則偏心螺旋渦帶。

以槳葉靜止的方案3為基準(zhǔn)比較各方案可知：大槳葉角度下的飛逸過(guò)程中尾水管內(nèi)易出現(xiàn)低壓區(qū)擴(kuò)散、水流凌亂等現(xiàn)象，繼而引發(fā)劇烈壓力波動(dòng)；而關(guān)閉槳葉對(duì)穩(wěn)定尾水壓力脈動(dòng)和優(yōu)化流態(tài)有顯著作用。

3 結(jié) 論

a.采用基于動(dòng)網(wǎng)格的CFD數(shù)值模擬方法實(shí)現(xiàn)5種槳葉控制方案下的軸流轉(zhuǎn)槳式水輪機(jī)模型的飛逸過(guò)渡過(guò)程模擬，經(jīng)數(shù)值計(jì)算得到的最大逸速與試驗(yàn)值接近，并可以準(zhǔn)確獲取外特性參數(shù)和內(nèi)流場(chǎng)的變化規(guī)律。

b.最大逸速反比于槳葉角度；飛逸過(guò)程中增大槳葉角度將加劇外特性參數(shù)波動(dòng)和壓力脈動(dòng)，不利于流場(chǎng)穩(wěn)定；減小槳葉角度可優(yōu)化流態(tài)并限制機(jī)組振動(dòng)。

c.小槳葉角度對(duì)應(yīng)較大的槳葉壓力極值，模擬得到的槳葉壓力極大值、極小值可達(dá)初值的2.39倍和2.94倍；槳葉角度增大導(dǎo)致負(fù)壓區(qū)面積擴(kuò)大，壓力梯度分布不均。

d.尾水管真空度與槳葉角度正相關(guān)，隨槳葉角度增大水流周向旋轉(zhuǎn)加劇，引起的軸向回流使渦帶由柱狀發(fā)展為螺旋狀，誘發(fā)低頻高幅的尾水壓力脈動(dòng)。

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Numerical simulation of runaway transients of Kap lan turbinemodel based on blade regulation

ZHOU Daqing1，GUO You1，JIANG Dezheng2
（1.College ofEnergy and Electrical Engineering，HohaiUniversity，Nanjing 211100，China；2.China Yangtze Power Co.，Ltd.，Yichang 443002，China）

In order to study the effect of different laws regarding the opening and closing of the blade on the runaway transient of a Kaplan turbine，the runaway transient of a Kaplan turbine model in five blade controlmodes was simulated using the three-dimensional unsteady numericalmethod.Changes of the rotation speed，flow rate，torques，and pressure fluctuation with time were analyzed，and the pressure distribution on the blade surface and inner flow patterns in the draft tube were examined.The results show that，compared with themaximum runaway speed under the fixed blade conditions，the variation of themaximum runaway speed ranges from-6.6%to 5.0%when the blade angle is changed from-10°to 10°.Opening blades during the runaway transient increases characteristic parameter fluctuations，causes the maximum negative pressure at the central area of the draft tube to reach 2.86 times the initial value，and produces an eccentric spiral vortex rope，which induces strongly low-frequency fluctuation and is adverse to the unit stability.Closing blades can reduce water velocity，alleviate pressure fluctuation，and improve the flow pattern in the draft tube，but reasonable closuremodes should be investigated in order to avoid an excessive increase in the runaway speed.

Kaplan turbine；runaway transient；blade regulation；opening and closure law；three-dimensional unsteady numerical simulation

TK733+.5；TV741

A

1006-7647（2016）04-0013-07

10.3880/j.issn.1006-7647.2016.04.003

2015- 06 19 編輯：熊水斌）

國(guó)家自然科學(xué)基金（51339005，51106042）

周大慶（1976—），男，副教授，博士，主要從事水利水電動(dòng)力工程與流體機(jī)械研究。E-mail：zhoudaqing@hhu.edu.cn