徐建葉,張海勝,劉躍飛,周大慶,鄭 源
(1.鹽城市通榆河樞紐工程管理處,江蘇 鹽城 224511;2.河海大學(xué) 能源與電氣學(xué)院,南京 211100)
當(dāng)軸流泵裝置因突然斷電或者誤操作等原因造成事故停機(jī),且泵出水管道上的閥門或者閘門等斷流設(shè)施失靈,則軸流泵裝置將由水泵工況轉(zhuǎn)至水輪機(jī)工況,當(dāng)?shù)沽髁魉龠_(dá)到最大且持續(xù)運(yùn)行時(shí),軸流泵裝置將處于事故飛逸狀態(tài)[1]。較大的飛逸轉(zhuǎn)速會(huì)對(duì)軸流泵裝置帶來(lái)?yè)p害。因而針對(duì)泵飛逸狀態(tài)的研究顯得尤為重要。
目前針對(duì)軸流泵飛逸特性的研究主要基于模型試驗(yàn)[2-5],通過(guò)對(duì)水泵模型進(jìn)行飛逸特性試驗(yàn),獲得模型泵的單位飛逸轉(zhuǎn)速,進(jìn)而換算出原型泵的飛逸轉(zhuǎn)速。隨著計(jì)算流體力學(xué)(CFD)在流體機(jī)械穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬中的廣泛運(yùn)用[6,7],應(yīng)用CFD技術(shù)解決水利工程問(wèn)題愈發(fā)成熟。國(guó)內(nèi)已有學(xué)者嘗試?yán)肅FD方法對(duì)泵的飛逸特性進(jìn)行研究[8-12],而其中,對(duì)包含運(yùn)動(dòng)邊界的非定常流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬是三維瞬態(tài)研究的難點(diǎn)。
本文基于有限體積法的動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)大套一站軸流泵裝置的飛逸狀態(tài)進(jìn)行了三維瞬態(tài)數(shù)值模擬研究,監(jiān)測(cè)了不同凈揚(yáng)程下葉片壓力、軸向力等參數(shù)變化。同時(shí),與模型試驗(yàn)結(jié)果比較,顯示了很好的可靠性。
本文計(jì)算模型基于大套一站立式軸流泵裝置,停機(jī)方式為真空破壞閥開啟引入空氣進(jìn)入虹吸式出水流道斷流,懸掛式電動(dòng)機(jī)直接傳動(dòng),其具體參數(shù)如表1所示。模型包含進(jìn)水池、肘型進(jìn)水流道、葉輪區(qū)、導(dǎo)葉區(qū)、虹吸式出水流道、出水池等部件,結(jié)構(gòu)如圖1所示。數(shù)值計(jì)算模型與軸流泵裝置實(shí)際尺寸比例為1∶1,葉片安裝角度0度。
表1 具有虹吸式出水流道軸流泵裝置參數(shù)Tab.1 Parameters of axial pump with siphon oulet
圖1 軸流泵裝置幾何模型Fig.1 Geometrical model of axial pump
采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格來(lái)劃分進(jìn)水流道、葉輪、導(dǎo)葉及出水流道;采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格來(lái)劃分進(jìn)水池、出水池;由于葉輪區(qū)和導(dǎo)葉區(qū)流態(tài)復(fù)雜,對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格加密。經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證計(jì)算,發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格超一定數(shù)量后對(duì)裝置性能影響很小,最終選擇方案3來(lái)劃分計(jì)算模型,網(wǎng)格總數(shù)為245 萬(wàn)個(gè),不同網(wǎng)格劃分方案如表2所示。
表2 不同網(wǎng)格劃分方案Tab.2 Results of different meshing programs
本次數(shù)值模擬屬于三維非定常不可壓縮湍流流動(dòng),對(duì)非穩(wěn)態(tài)Navier-Stokes方程采用時(shí)間平均法,得到時(shí)均形式的控制方程[13]。
連續(xù)方程:
(1)
動(dòng)量方程:
(2)
式中:ui,uj表示流體速度分量。
本文在對(duì)軸流泵裝置飛逸狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí),轉(zhuǎn)速的數(shù)值變化較大,過(guò)程中葉輪及導(dǎo)葉流體區(qū)域的流態(tài)較為復(fù)雜?;诖?,本文采用基于k-ε方程改進(jìn)而來(lái)的Realizablek-ε兩方程模型為本文三維數(shù)值模擬的湍流模型[14]。
本文利用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)與UDF自定義的方法實(shí)現(xiàn)真空破壞閥未開啟出水流道內(nèi)沒(méi)有空氣進(jìn)入條件下葉輪飛逸過(guò)程的轉(zhuǎn)速變化。為使網(wǎng)格能夠適應(yīng)運(yùn)動(dòng)邊界的移動(dòng)和幾何形狀的變化,必須要對(duì)計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行修正。邊界移動(dòng)的任意控制體積V一般標(biāo)量 的守恒方程為[15]:
(3)
同時(shí)利用UDF自定義技術(shù)通過(guò)葉輪力矩平衡方程控制轉(zhuǎn)速變化,方程如下[16]:
(4)
式中:J為泵裝置轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,kg/m2;ω為飛逸過(guò)程中葉輪角速度,rad/s;M0為電機(jī)電磁力矩,N·m,在飛逸過(guò)程中,電動(dòng)機(jī)斷電,M0=0;M1為水泵的水力矩,N·m,其由UDF功能實(shí)時(shí)讀取葉片上轉(zhuǎn)矩得到;M2為軸承摩擦力矩,N·m,僅考慮推力軸承摩擦力矩,省略徑向摩擦力矩;M3為電機(jī)風(fēng)損力矩,N·m,較小省略。
離散格式:本次數(shù)值計(jì)算利用Fluent 6.3軟件完成,用有限體積法對(duì)上述數(shù)學(xué)模型進(jìn)行離散,壓力項(xiàng)采用PRESTO格式,體積分?jǐn)?shù)項(xiàng)采用Geo-Reconstruct格式,湍動(dòng)能和對(duì)流項(xiàng)采用一階迎風(fēng)格式,采用適合瞬態(tài)計(jì)算的PISO算法對(duì)流場(chǎng)速度壓力進(jìn)行求解,數(shù)值計(jì)算迭代時(shí)間步長(zhǎng)為0.002 s,初始時(shí)間為0 s,總計(jì)算時(shí)長(zhǎng)60 s。
定解條件:進(jìn)水池水面采用壓力進(jìn)口條件,壓力值由進(jìn)水池水位確定;出水池水面采用壓力出口條件,壓力值由出水池水位決定;
初始時(shí)刻,水流流速為0,葉輪轉(zhuǎn)速為0。轉(zhuǎn)速由葉輪力矩方程控制,直至到達(dá)飛逸轉(zhuǎn)速并保持穩(wěn)定。
圖2為軸流泵裝置達(dá)到飛逸狀態(tài)時(shí)流到子午剖面的速度矢量圖。由圖2可見裝置達(dá)到飛逸狀態(tài)時(shí),裝置流道內(nèi)水流為反向流動(dòng),水流從出水池通過(guò)出水流道、導(dǎo)葉、葉輪、進(jìn)水流道等部件倒流至進(jìn)水池且流線平順。流道內(nèi)壓力分布圖顯示,隨水平高度的上升,水流壓力值逐漸縮小,飛逸狀態(tài)下虹吸式出水流道虹頂處處于負(fù)壓狀態(tài)。
圖2 事故飛逸狀態(tài)速度矢量圖Fig.2 Velocity vectors in runaway state
圖3為軸流泵裝置從靜止到飛逸狀態(tài)的葉輪轉(zhuǎn)速變化過(guò)程曲線,分別計(jì)算了0.5、1.0、2.0、3.0、4.0、5.4、6.8 m總共7個(gè)不同凈揚(yáng)程工況。由圖可見,60 s時(shí),各個(gè)凈揚(yáng)程下葉輪轉(zhuǎn)速均已達(dá)到反向最大,且保持穩(wěn)定,此時(shí)軸流泵裝置已進(jìn)入飛逸狀態(tài)。隨著裝置凈揚(yáng)程的升高,回流水流獲得的能量及其回流速度隨之增大,從而飛逸狀態(tài)下葉輪的飛逸轉(zhuǎn)速隨凈揚(yáng)程升高而增大。6.8 m時(shí)飛逸轉(zhuǎn)速為348.8 r/min,為額定轉(zhuǎn)速214.3 r/min的1.62倍,此時(shí)機(jī)組運(yùn)行會(huì)產(chǎn)生安全隱患,因而在高揚(yáng)程下運(yùn)行時(shí)要采取預(yù)防措施,防止進(jìn)入飛逸狀態(tài)。
圖3 不同凈揚(yáng)程飛逸轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.3 Changing curves of runaway speed of various head
飛逸狀態(tài)時(shí),軸向力的變化是十分關(guān)鍵的參數(shù),本次數(shù)值模擬中不同凈揚(yáng)程,飛逸狀態(tài)下的葉輪軸向力如表3所示,葉輪軸向力的方向?yàn)榇怪毕蛳?。如?所示,隨凈揚(yáng)程增加,軸向力逐步增大,這是因?yàn)檠b置處于飛逸工況與水輪機(jī)工況相似,較高的揚(yáng)程導(dǎo)致了葉輪葉片上較高的轉(zhuǎn)矩和軸向力。數(shù)值模擬中最高凈揚(yáng)程6.8 m下軸向力46.48 kN為轉(zhuǎn)動(dòng)部件重量83 kN的0.56倍。
表3 不同凈揚(yáng)程飛逸狀態(tài)葉輪軸向力Tab.3 Axial force in runaway state of various head
圖4 不同凈揚(yáng)程飛逸狀態(tài)下葉片壓力分布Fig.4 Pressure distribution on blades in runaway state of various head
不同揚(yáng)程下葉片表面壓力分布如圖4所示,左側(cè)為葉片壓力面,右側(cè)為葉片吸力面。0.5 m揚(yáng)程下,由于揚(yáng)程數(shù)值較小,葉片壓力面和吸力面的壓力較小;3.0 m揚(yáng)程時(shí),可明顯發(fā)現(xiàn),葉片壓力面壓力從進(jìn)水邊至出水邊逐漸增大,吸力面壓力從進(jìn)水邊至出水邊逐漸減小,壓力梯度明顯;6.8 m揚(yáng)程下,葉片壓力分布的變化規(guī)律和3.0 m揚(yáng)程時(shí)相似,但局部高壓及低壓區(qū)域均增大;高壓及低壓區(qū)域的分布顯示,吸力面進(jìn)水邊為水流撞擊,壓力面進(jìn)水邊為水流脫流;隨著揚(yáng)程的升高,撞擊及脫流現(xiàn)象逐漸加重,葉片表面進(jìn)出水邊的壓力差亦逐漸增大。
圖5 為三維數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)在0度葉片安放角下不同揚(yáng)程所對(duì)應(yīng)的飛逸轉(zhuǎn)速的對(duì)比圖,飛逸轉(zhuǎn)速曲線中數(shù)值模擬部分由圖3得到。由圖可見數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的飛逸轉(zhuǎn)速延揚(yáng)程變化趨勢(shì)是一致的,數(shù)值相差較小(最大誤差為5%)。數(shù)值模擬中的飛逸轉(zhuǎn)速略高于模型試驗(yàn)值,一方面是由于本文中對(duì)葉輪的力矩計(jì)算中僅考慮了軸向推力軸承的摩擦力矩,而徑向軸承摩擦力矩及轉(zhuǎn)子風(fēng)阻力矩均近似省略,另一方面,由于模型試驗(yàn)中原型泵飛逸轉(zhuǎn)速曲線是通過(guò)單位轉(zhuǎn)速換算得到的,與實(shí)際數(shù)值有一定的偏差。因而,利用本文所用模型及數(shù)值計(jì)算方法對(duì)軸流泵裝置的起動(dòng)及停及過(guò)渡過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬是可行的。
圖5 數(shù)值模擬與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比圖Fig.5 Comparison of experiment and numerical simulation
(1)利用動(dòng)網(wǎng)格及UDF自定義技術(shù)可對(duì)軸流泵裝置飛逸工況進(jìn)行三維瞬態(tài)數(shù)值模擬,可直觀獲得流道內(nèi)的動(dòng)態(tài)特性。
(2)隨裝置凈揚(yáng)程的升高,其對(duì)應(yīng)飛逸工況下,飛逸轉(zhuǎn)速,葉片軸向力均隨之增大,且高揚(yáng)程下飛逸轉(zhuǎn)速較大,影響機(jī)組運(yùn)行安全。
(3)數(shù)值模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)比較顯示:數(shù)值模擬下飛逸轉(zhuǎn)速與模型試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,其結(jié)果具有很好的準(zhǔn)確性。
□
[1] 劉 超,水泵及水泵站[M].北京:中國(guó)水利水電出版社,2009.
[2] 關(guān)醒凡, 聶書彬, 黃道見,等. 軸流泵飛逸轉(zhuǎn)速特性試驗(yàn)研究[J]. 水泵技術(shù), 2002,(5):14-15,28.
[3] 劉潤(rùn)根, 馬曉忠, 詹 磊. 黃家壩30°斜式軸流泵裝置模型試驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)農(nóng)村水利水電, 2016,(2):109-111.
[4] ZHANG De-sheng, SHI Wei-dong, CHEN Bin, et al. Unsteady flow analysis and experimental investigation of axial-flow pump[J]. Journal of Hydrodynamics, 2010,22(1):35-43.
[5] 沙 毅, 宋德玉, 段福斌, 等. 軸流泵變轉(zhuǎn)速性能試驗(yàn)及內(nèi)部流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2012,(6):187-192.
[6] SHI Wei-dong, ZHANG De-sheng, Guan Xing fan, et al. Numerical and experimental investigation on high-efficiency axial-flow pump[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2010,23(1):38-44.
[7] LI Yao-jun, WANG Fu-jun. Numerical investigation of performance of an axial-flow pump with inducer[J]. Journal of Hydrodynamics(Ser B), 2007,19(6):705-711.
[8] Liu S, Zhou D, Liu D, et al. Runaway transient simulation of a model Kaplan turbine[C]//Proceedings of the IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 2010.
[9] 周大慶, 鐘淋涓, 鄭 源, 等. 軸流泵裝置模型斷電飛逸過(guò)程三維湍流數(shù)值模擬[J]. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2012,(4):401-406.
[10] 金國(guó)棟, 潘志軍, 孟金波, 等. 斜式軸流泵裝置模型的飛逸特性研究[J]. 水動(dòng)力學(xué)研究與進(jìn)展A輯, 2013,(5):591-596.
[11] 周大慶, 張任田, 屈 波, 等. 大型立式軸流泵站停泵過(guò)渡過(guò)程研究[J]. 河海大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2006,34(3):272-275.
[12] ZHANG Fan, YUAN Shou-qi, FU Qiang, et al. Investigation on transient flow of a centrifugal charging pump in the process of high pressure safety injection[J]. Nuclear Engineering and Design, 2015,293:119-126.
[13] H K Versteeg, W Malalasekera. An introduction to computational fluid dynamics: the finite volume method[M]. New York: Wiley,1995.
[14] 王福軍. 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析——CFD 軟件原理與應(yīng)用[M]. 北京:清華大學(xué)出版社,2004:118-119.
[15] 黃 思, 郭 京, 張建可,等. 運(yùn)用三維動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)模擬計(jì)算旋噴泵的非定常流動(dòng)[J]. 中國(guó)農(nóng)村水利水電, 2014,(4):112-115.
[16] 陳松山, 蔣紅梅, 周正富, 等. 大型貫流泵站機(jī)組啟動(dòng)過(guò)渡過(guò)程仿真計(jì)算[J]. 揚(yáng)州大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2009,12(3):74-78.