牧振偉，貴辛未*，夏慶成，張治山

(1. 新疆農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木工程學(xué)院，新疆 烏魯木齊 830052; 2. 新疆天富能源股份有限公司紅山嘴水電廠，新疆 石河子 832000)

水輪機長時間處于運轉(zhuǎn)狀態(tài)，由于磨損、物料沖刷、腐蝕等導(dǎo)致主軸密封泄漏，泄漏水進(jìn)入油盆嚴(yán)重影響機組運行.近年來中高水頭電站水輪機主軸密封常采用非接觸密封結(jié)構(gòu)[1]，泵板裝置是其關(guān)鍵部件之一，可顯著降低主軸密封壓力，同時增大止漏環(huán)壓力，從而減少泄漏量.泵板裝置在對主軸密封工作性能有顯著改善，使得電站檢修大大減輕了作業(yè)量.

泵板裝置在頂蓋取水技術(shù)方面應(yīng)用也較為廣泛，國內(nèi)諸多電站通過在轉(zhuǎn)輪上冠增設(shè)泵板裝置以達(dá)到頂蓋取水技術(shù)需求[2].楊二豪等[3]以黃登水電站為例研究了泵板裝置泵葉角度對頂蓋取水壓力影響規(guī)律，提出頂蓋取水技術(shù)對該裝置的依賴性以及優(yōu)化可行性.唐聰[4]以古里電站對反常減壓板(類似泵蓋)減壓效果進(jìn)行了數(shù)值計算，表明減壓板位置對減小軸向水推力有顯著影響.張惟斌等[5]以漁子溪水電站頂蓋取水技術(shù)為例，建立了基于響應(yīng)面近似的泵板裝置泵葉優(yōu)化模型，同時提出泵板裝置的存在可使得主軸密封處于無水狀態(tài)，從而延長主軸密封使用壽命.以上對泵板裝置的研究多以頂蓋取水需求為主，且泵板裝置結(jié)構(gòu)改進(jìn)單一.應(yīng)進(jìn)一步研究泵板裝置對主軸密封工作性能影響，對泵葉角度和泵蓋高度進(jìn)行聯(lián)合改進(jìn).

現(xiàn)階段主軸密封泵板裝置設(shè)計暫無統(tǒng)一的理論依據(jù)和數(shù)學(xué)模型，主要依賴工作實際經(jīng)驗和部分推論.主軸密封泵板裝置由于密封間隙的存在，如果采用物理模型試驗進(jìn)行研究，則成本較大，而利用可靠的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行數(shù)值計算大大節(jié)約成本.文中以新疆紅山嘴一級水電站4號機泵板裝置結(jié)構(gòu)圖建立合理的數(shù)學(xué)模型，應(yīng)用計算流體動力學(xué)軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，研究泵板裝置內(nèi)泄漏水特性，從而為中高水頭混流式水輪機主軸密封改造和優(yōu)化設(shè)計提供一定的理論依據(jù).

1 計算模型

1.1 工作原理

泵板裝置主要包括動泵葉、泵蓋、止水環(huán)等部件.由于存在上冠間隙，水泄漏不可避免.水輪機正常運行時，泵板裝置隨轉(zhuǎn)輪以同一轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，由于離心作用泵蓋下腔距離主軸中心越近壓力越小，泵蓋上腔較多泄漏水和主軸密封已存在極少量泄漏水會被吸入下腔內(nèi)，經(jīng)泵蓋下腔泵葉加壓后泄漏水從泵蓋排出.泵板裝置工作原理與離心泵[6-8]相比最大區(qū)別是進(jìn)口較小導(dǎo)致運行工況長期處于小流量區(qū)域，水力效率低，其具體工作原理如圖1所示.

圖1 工作原理Fig.1 Working principle

1.2 試驗方案

結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案以現(xiàn)階段電站泵板裝置參數(shù)(徑向泵葉、泵蓋高度比HP=0.135 9)為基礎(chǔ)，對泵葉角度和泵蓋高度在可調(diào)整范圍內(nèi)進(jìn)行改進(jìn)，即相對轉(zhuǎn)輪逆時針方向旋轉(zhuǎn)泵葉斜置30°和45°、泵蓋高度以5mm間隔進(jìn)行插值，建立試驗?zāi)Ｐ?2個，工況共計198種.

為使研究更具普適性，將該裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)化處理，定義泵蓋高度比HP=h/H(h為泵蓋與頂蓋之間距離，H為頂蓋與上冠最低端距離，HP=0.054 3，0.081 5，0.108 7，0.135 9，0.163 1，0.190 2，0.217 4).試驗方案分為4類，分別為無泵板裝置、輻射徑向泵葉、泵葉斜置30°、泵葉斜置45°.

1.3 網(wǎng)格劃分

不同計算域均利用ICEM軟件對其進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分.由于泵板裝置為環(huán)形腔，為避免“O”型網(wǎng)格關(guān)聯(lián)，利用2D轉(zhuǎn)3D塊形成方法，形成了0.8以上的高質(zhì)量網(wǎng)格.試驗?zāi)Ｐ偷?.5 mm密封間隙需要局部加密處理，與其周圍網(wǎng)格以biGeometric方式1.3比例進(jìn)行光滑過渡.所有試驗?zāi)Ｐ途W(wǎng)格數(shù)量均在220萬左右.在正式計算前對網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，泵蓋進(jìn)出口壓力指標(biāo)變化范圍均在2%以內(nèi)，滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求.

1.4 邊界條件

根據(jù)水電站實測數(shù)據(jù)，以紅山嘴一級水電站水輪機在額定水頭104 m和額定轉(zhuǎn)速375 r/min下100%出力為計算工況，對計算域各邊界條件進(jìn)行設(shè)置.

1.4.1 進(jìn)口邊界

由泵板裝置工作原理[9-10]可知，計算域進(jìn)口可分為上冠間隙進(jìn)口和主軸密封下側(cè)進(jìn)口.上冠間隙進(jìn)口采用總壓進(jìn)口，流體方向采用圓柱坐標(biāo)系，其總壓結(jié)合水頭、水輪機效率以及伯努利方程可求得為1.077 5 MPa.泄漏水在進(jìn)入上冠間隙前具有圓周速度vu和軸向速度vz，其具體值可根據(jù)頂蓋供水技術(shù)經(jīng)驗[11-12]選取.在該工況下,vu為定值28 m/s，vz表示泄漏量多少與密封結(jié)構(gòu)之間的關(guān)系，vz取9個不同泄漏量(15，17，19，21，23，25，27，29，31 m/s).vu和vz組合值已包含該轉(zhuǎn)速下所有泄漏量值，水輪機穩(wěn)定運行時主軸密封下側(cè)無水，因此主軸密封下側(cè)進(jìn)口設(shè)流量Q=0.

由于轉(zhuǎn)輪進(jìn)口前無導(dǎo)葉區(qū)流道很短[13-14]，故忽略此處水力損失，轉(zhuǎn)輪上冠間隙進(jìn)口總壓e1可由轉(zhuǎn)輪利用的有效水頭求得(單位水體在轉(zhuǎn)輪進(jìn)出口的能量差)，即

e1=ηH+e2，

(1)

式中：e1為上冠間隙進(jìn)口總壓；e2為轉(zhuǎn)輪出口單位水體能量頭；η為水力效率；H為工作水頭.

2000年，在ARL的支持下，依據(jù)LibQUAL+TM指標(biāo)對12所大學(xué)圖書館進(jìn)行了服務(wù)質(zhì)量實驗，取得了較為理想的結(jié)果，但是卻也存在些問題。由于圖書館的服務(wù)本身就是復(fù)雜的，在對其進(jìn)行評價是，其評價指標(biāo)難免會出現(xiàn)指標(biāo)重復(fù)、重要方面遺漏等問題。為了更加全面的對圖書館進(jìn)行評級，LibQUAL+TM指標(biāo)在2001年甚至擴展到5個層面56個問題。在之后幾年的研究與實踐中，刪減重復(fù)、無意義指標(biāo)，增加有用的指標(biāo)，在2004年形成了服務(wù)影響、信息控制和圖書館環(huán)境3個層面，22個具體指標(biāo)的穩(wěn)定體系，見表1。

e2可由轉(zhuǎn)輪出口斷面與尾水?dāng)嗝娼⒉匠糖蟮?，?/p>

(2)

式中：pT，ZT，vT分別為尾水面大氣壓、尾水管斷面位置勢能及斷面流速；ΔH2-T為轉(zhuǎn)輪出口斷面到尾水?dāng)嗝娴乃p失，因式(1)中有效水頭已考慮水輪機水力損失，故此處Δh2-T可忽略為0.

將式(1)代入式(2)，即可確定轉(zhuǎn)輪上冠流道進(jìn)口總壓為

(3)

1.4.2 出口邊界

出口采用質(zhì)量流量邊界條件.由進(jìn)出口質(zhì)量守恒定律可知，出口流量Qm由進(jìn)口決定，即

(4)

式中：ρ為水的密度；Fin為間隙的過流斷面面積.

1.4.3 其他邊界

壁面設(shè)為無滑移壁面，粗糙度為0.004 mm.旋轉(zhuǎn)壁面設(shè)置與轉(zhuǎn)輪相同的轉(zhuǎn)速.泵蓋下腔計算域相對上腔和低壓腔為旋轉(zhuǎn)，因此采用冰凍轉(zhuǎn)子法[15-17]進(jìn)行動靜耦合.收斂殘差設(shè)置為0.000 01，同時監(jiān)控進(jìn)出口壓力差波動情況，將壓力差不再變化作為計算收斂標(biāo)準(zhǔn).

1.5 數(shù)值計算

采用SSTk-ω湍流模型進(jìn)行數(shù)值計算[18].在對所有工況計算前，進(jìn)行可靠性驗證.對現(xiàn)階段紅山嘴一級水電站4號機已改造泵板裝置建立數(shù)學(xué)模型，設(shè)置上述邊界條件數(shù)值模擬并與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，以頂蓋排水管和上冠間隙進(jìn)口壓力為指標(biāo)，發(fā)現(xiàn)計算結(jié)果與電站實測數(shù)據(jù)吻合良好，相對誤差為2.04%，符合計算可靠性要求，在此基礎(chǔ)上對各試驗方案進(jìn)行數(shù)值計算.

2 計算結(jié)果及分析

2.1 流動特性分析

試驗工況較多，同一試驗?zāi)Ｐ筒煌髁肯滦孤┧鲃犹匦曰鞠嗨?，本研究重點探究不同泵板結(jié)構(gòu)對泄漏水流動的影響，因此取典型工況在相同泄漏量(vz=23 m/s)下的二維流線圖進(jìn)行分析，如圖2所示，流線圖選取截面為上冠流道輻射徑向方向.由圖2可以看出：在頂蓋與轉(zhuǎn)輪上冠空腔內(nèi)是否增設(shè)泵板裝置對泄漏水流動特性有明顯差異；轉(zhuǎn)輪上冠與頂蓋之間無泵板裝置時，泄漏水在流道中部位置存在大量回流區(qū)域，整個上冠腔體以一較大旋渦為主，這是因為當(dāng)泄漏水從上冠間隙流入，出口僅有頂蓋出口，處于空腔內(nèi)部的流體受空間影響出現(xiàn)逆壓力梯度，從而出現(xiàn)回流(見圖2a)；泵蓋高度比較小時，無論泵葉徑向還是斜置布置，泵蓋下腔流動特性并未發(fā)生明顯變化，均以2個旋渦為主(見圖2b-d)；隨著泵蓋高度比增大，下腔體泄漏水流動特性仍變化不明顯，但泵蓋上腔體出現(xiàn)了回流現(xiàn)象且泵葉斜置45°的結(jié)構(gòu)更顯著，在壁面邊界交匯處，受無滑移壁面邊界層的影響，出現(xiàn)逆壓力梯度導(dǎo)致了回流(見圖2e-g)；對不同模型進(jìn)行對比分析，泵蓋高度較泵葉角度變化對泄漏水流態(tài)影響更大.

圖2 不同試驗?zāi)Ｐ投S流線圖及徑向泵葉表面壓力分布Fig.2 Contours of two-dimensional streamline and pressure of different test models

由圖2還可以看出，以泵蓋高度比0.217 4的徑向泵葉為例，泵葉表面壓力隨葉片半徑增大逐漸增大，變化范圍從泵葉內(nèi)邊緣303.0 kPa至泵葉外邊緣376.0 kPa(見圖2h).當(dāng)泵葉斜置30°或45°且泵蓋高度比為0.217 4時，表面壓力分布趨勢與輻射徑向泵葉相同，內(nèi)外邊緣壓差均在73.0 kPa左右.

2.2 泵蓋下腔進(jìn)出口壓差分析

泵板裝置工作原理與離心泵類似，通過對泵葉表面壓力分析可知，若泵蓋下腔進(jìn)出口壓差越大，即揚程越大，越有利于泄漏水的排除.因此將泵蓋下腔進(jìn)出口壓差作為研究指標(biāo)，分析泵板裝置水力效率提高可行性.設(shè)泵蓋下腔進(jìn)出口壓力分別為p0,p1，壓力差即Δp′=p1-p0.

對4類試驗方案各個工況的Δp′進(jìn)行統(tǒng)計分析，得到泵蓋下腔進(jìn)出口壓差變化特性曲線，如圖3所示.

圖3 泵蓋下腔進(jìn)出口壓差變化特性曲線Fig.3 Pressure difference curve between inlet and outlet of impeller shroud

由圖3可以看出：當(dāng)泵蓋高度比一定(HP=0.135 9)時，不同泵葉角度對泵蓋下腔進(jìn)出口壓力差有明顯差異，在該高度比下，泵葉斜置30°或45°時的壓差均小于輻射徑向泵葉壓差，這表明在該高度比下泵改變?nèi)~角度不利于泵蓋下腔揚程提高(見圖3a)；對比3種不同角度泵葉，當(dāng)高度比HP=0.054 3時，泵腔進(jìn)出口壓力差均隨上冠間隙泄漏量的增大而急劇下降，這是因為泵蓋向上移動過程中導(dǎo)致泵蓋上腔容積減小過大，對來自上冠間隙泄漏水阻力變大，導(dǎo)致泵蓋下腔進(jìn)口基本處于無水狀態(tài)，泵葉離心作用大大削弱(見圖3b-d).為避免該現(xiàn)象，工程實際中泵蓋上移調(diào)整時不易太高，高度比HP=0.054 3可作為泵蓋調(diào)整上限參考值，另外泵蓋調(diào)整以不得改變泵蓋進(jìn)口密封長度為下限標(biāo)準(zhǔn)，此時高度比HP=0.217 4.

因此，本研究基于高度比范圍(0.054 30.135 9時，壓差Δp′隨上冠間隙泄漏量增大呈上升趨勢，高度比HP<0.135 9時，結(jié)果相反，這說明即使高度比一樣，泵蓋下腔抽送能力與上冠間隙泄漏量并非線性關(guān)系.

以下研究“最不利高度比”.由上面分析可知，不同角度泵葉同一泄漏量下，泵蓋上下移動時其進(jìn)出口壓差△p′變化具有一定規(guī)律性，為便于表達(dá)，取3個不同泄漏量(vz=15，23，31 m/s)，對各方案建立泵蓋進(jìn)出口壓差進(jìn)行對比分析，如圖4所示.

圖4 泵蓋下腔進(jìn)出口壓差對比分析圖Fig.4 Comparison of pressure difference between inlet and outlet of impeller shroud

由圖4可以看出：無論泵葉斜置與否，泵蓋進(jìn)出口壓差Δp′均隨泵蓋高度比HP的增大呈先下降后上升趨勢，壓差Δp′最小對應(yīng)的泵蓋高度比均為0.135 9，這說明在泵蓋可調(diào)整范圍內(nèi)，當(dāng)泵蓋高度比在0.135 9左右時，壓差Δp′最小，該高度比對泵蓋下腔抽送能力的提高最不利，會降低泵蓋下腔揚程效率，因此須避免；當(dāng)泵蓋高度比小于最不利高度比時，即泵蓋下腔體積變大，泵葉同時變大致使泵腔抽送能力提高，說明改變泵葉高度對泵蓋下腔抽送能力提高的可行性；當(dāng)泵蓋高度比大于最不利高度比時，由于泵蓋上腔增大導(dǎo)致較多泄漏水可進(jìn)入泵蓋下腔，出口壓力增大導(dǎo)致壓差變大；對比方案二和方案三、四，泵蓋高度比的改變對泵蓋進(jìn)出口壓差Δp′增大更顯著，這也證實了泵葉角度改變對該裝置水力效率提高效果并不理想.

2.3 主軸密封真空高度分析

通過對泵板裝置進(jìn)出口壓力差分析可得，為增大揚程，提高其工作效率，泵蓋在可調(diào)節(jié)范圍內(nèi)從“最不利高度比0.135 9”附近上下移動均可達(dá)到目的.為進(jìn)一步研究改進(jìn)模型對主軸密封工作性能影響，將主軸密封腔體下側(cè)真空度作為指標(biāo)進(jìn)行分析.

主軸密封真空度Δp″與上冠間隙進(jìn)口壓力聯(lián)系密切，為準(zhǔn)確表征Δp″變化規(guī)律，采用相對值表示，即Δp″=p′-p″，其中p′，p″分別為上冠間隙進(jìn)口和主軸密封下側(cè)處絕對壓力.Δp″值越大表征主軸密封真空度越大，對主軸密封工作環(huán)境越有利.

泵葉斜置和減小泵蓋高度比均可達(dá)到主軸密封腔體降壓目的，為進(jìn)一步探究主軸密封降壓最佳結(jié)構(gòu)方案，需對所有試驗?zāi)Ｐ腿r進(jìn)行對比分析.圖5為各試驗方案在同一泄漏量(取vz=15，23，31 m/s)下主軸密封相對真空度對比圖.

圖5 主軸密封相對真空度對比Fig.5 Comparison of relative vacuum degree in shaft seal

由圖5可知，在一定泄漏量下，泵葉斜置45°且泵蓋高度比較小的聯(lián)合結(jié)構(gòu)對主軸密封處減壓效果最佳.泵板裝置對主軸密封漏水改善具有較大意義，其改進(jìn)結(jié)構(gòu)對主軸密封性能的提高為研究重點，但同時也需兼顧水力效率問題.若將泵葉斜置45°、泵蓋高度比HP=0.054 3改進(jìn)結(jié)構(gòu)作為最佳方案，對主軸密封真空度提高有較大改善，但其水力效率會大大降低.若將泵葉斜置45°、泵蓋高度比HP=0.0815為最佳方案，不僅主軸密封性能得到改善且泵板裝置水力效率相對較高，該改進(jìn)結(jié)構(gòu)較現(xiàn)運行結(jié)構(gòu)(徑向泵葉、泵蓋高度比HP=0.135 9)主軸密封真空度可提高60.9%.

對4類試驗方案各個工況Δp″進(jìn)行統(tǒng)計分析，得到主軸密封真空度變化特性曲線，如圖6所示.由圖6a可知，泵板裝置的存在對降低主軸密封壓力效果顯著，且泵葉斜置30°或45°均比輻射徑向泵葉效果更明顯，這說明通過改變泵葉角度來提高主軸密封真空度是可行的.由圖6b-d可知，泵葉角度一定時，在各個不同泄漏量下，主軸密封下側(cè)真空度Δp″均隨著泵蓋高度比的減小呈增大趨勢，即泵蓋高度比越小對降低主軸密封壓力更有利.

圖6 主軸密封相對真空度變化特性曲線Fig.6 Relative vacuum degree curves in shaft seal

通過對22種泵板裝置改進(jìn)模型進(jìn)行數(shù)值計算分析可知，實際工程中為提高主軸密封真空度可采取合理的泵板裝置來實現(xiàn)，即斜置泵葉和小高度比泵蓋結(jié)構(gòu).另外泵蓋結(jié)構(gòu)的調(diào)節(jié)需避免“最不利高度比”來增大泵板裝置水力效率.

3 結(jié) 論

1) 針對新疆紅山嘴電站主軸密封泵板裝置改造問題，泵蓋在可調(diào)整范圍內(nèi)(0.054 3≤HP≤0.217 4)對泵腔揚程而言存在“最不利高度比0.135 9”，實際工程需避免.

2) 泵蓋高度較泵葉角度改變對泵蓋下腔揚程提高更為顯著，表明改變泵板裝置結(jié)構(gòu)提高水力效率具有可行性.

3) 提高主軸密封真空度對泵板裝置具有依賴性，泵葉及泵蓋聯(lián)合改進(jìn)結(jié)構(gòu)對主軸密封降壓更有利.

4) 為滿足新疆紅山嘴電站主軸密封工作性能且考慮泵板裝置水力效率，泵葉斜置45°、高度比HP=0.081 5為最佳改進(jìn)方案.