李遠余，楊衛(wèi)彬，2，鄭智穎，張 韜，2，李金朋

(1.哈爾濱電機廠有限責任公司，黑龍江 哈爾濱 150040；2.水力發(fā)電設備國家重點實驗室(哈爾濱大電機研究所)，黑龍江 哈爾濱 150040；3.哈爾濱工業(yè)大學能源科學與工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

空化現(xiàn)象普遍發(fā)生在以液體為工作介質的葉片式流體機械中，也是導致水力機械水力性能下降、壽命縮短、振動噪聲加劇的主要原因[1]，在個別電站會伴隨裂紋等缺陷的發(fā)生，給電站帶來極大的安全隱患.特別是水泵水輪發(fā)電機組兼具水頭高、工況轉換頻繁、雙向水流等特性，對機組穩(wěn)定性的要求更高，無空化運行的保證更為至關重要.因此，對水泵水輪機開展空化特性分析研究，可為提升水泵水輪機整體性能和抗空化特性提供有力依據(jù).

目前，空化特性已成為衡量大型水力機組性能的重要指標，水泵水輪機在早期應用時，就已經(jīng)發(fā)現(xiàn)水泵工況空化性能比水輪機工況空化性能差[2].這是因為蓄能機組在水泵工況運行時，轉輪低壓側壓力較低，當空化系數(shù)降低到某一程度時葉片低壓處氣核會膨脹而后潰滅，在此過程中，氣穴附近的流體會極速占據(jù)空泡位置形成高強度射流，而射流作用到固體表面時，會使其產(chǎn)生疲勞破壞，也就是空化現(xiàn)象[3-4].空化現(xiàn)象一般出現(xiàn)在非設計工況點，并且當水泵水輪機運行工況改變時，空化自身及其引起的流動狀態(tài)也會發(fā)生改變，空化的發(fā)生及發(fā)展會嚴重影響水泵水輪機的穩(wěn)定運行[5].空化初生時，機組所受影響較小，外特性不隨空化系數(shù)而線性變化；但隨著空化程度加劇，空泡形成的固定結構會阻塞流道，導致流量及輸出功率降低，從而導致水力效率陡然下降.水力機組中的振動和噪聲問題往往也與空泡潰滅時對邊壁的沖擊有關[6].另外，空化形成的結構干擾了主流區(qū)的流動，使流道變得狹窄、摩擦阻力增大，這些因素都會導致水泵水輪機水力性能的降低[7].在水流動過程中，空泡的發(fā)生和潰滅都將會使水力機械內部流場產(chǎn)生湍流并引起較強的壓力脈動，對機組安全穩(wěn)定運行構成威脅.

本文首先從水泵水輪機產(chǎn)生空化機理的理論角度出發(fā)并結合沙河電站轉輪實際空蝕情況，闡述了沙河電站原轉輪發(fā)生空化的原因，介紹了提高轉輪抗空化性能方面采取的措施，然后通過全流道CFD(Computational Fluid Dynamics)模擬對轉輪進行了優(yōu)化設計，最后針對優(yōu)化后的模型轉輪開展了模型試驗.相關措施及經(jīng)驗可為后續(xù)類似蓄能機組改造提供重要參考意見，并為推進我國抽水蓄能電站建設作出相應貢獻.

1 轉輪技改概述

1.1 電站簡介

沙河抽水蓄能電站位于江蘇省溧陽市天目湖境內，電站安裝兩臺立式單級混流可逆式水泵水輪發(fā)電機組(型號：HLN221-LJ-332)，并先后于2002年6月和7月開始投入商業(yè)運行.電站總裝機容量100 MW，單機容量50 MW，年設計發(fā)電量1.82億kW·h.沙河電站在江蘇電網(wǎng)中承擔著電網(wǎng)的調峰填谷、事故備用、調相及黑啟動等任務，電站基本參數(shù)如表1所示.

表1 沙河抽水蓄能電站基本參數(shù)

1.2 轉輪空蝕情況

沙河電站自2009年起，分別在機組檢修期間發(fā)現(xiàn)兩臺機組轉輪存在不同程度的空蝕缺陷，葉片表面堆焊層孔洞處的氣泡潰滅加速了空蝕發(fā)展，進而誘發(fā)葉片裂紋，如圖1所示.空蝕與裂紋相互作用擴展迅速.電站為防止缺陷快速擴展，于2010年～2011年檢修和2012年～2013年A修期間，對較深的空蝕區(qū)域和轉輪角焊縫上的裂紋進行了局部維修和處理.但在2014年～2016年機組檢修期間發(fā)現(xiàn)兩臺轉輪在修復部位仍有不同程度的空蝕及裂紋出現(xiàn)，特別是1#機5號葉片上的部分裂紋已深入母材.

圖1 轉輪葉片空蝕情況

電站多次維修處理結果表明，僅通過維修不能改善轉輪空化特性并徹底消除轉輪裂紋隱患，相反維修補焊所產(chǎn)生的焊接殘余應力間接加速了裂紋擴展，使機組運行在空化更加劇烈的條件下.

1.3 原轉輪空蝕原因分析

為了徹底消除轉輪空蝕、裂紋現(xiàn)象，本文中首先分析了沙河電站轉輪產(chǎn)生空化及裂紋現(xiàn)象的根本原因，主要包括設計和制造工藝控制不嚴兩方面，這將為徹底提升轉輪空化特性奠定堅實的基礎.

1.3.1 設計原因分析

根據(jù)水泵水輪機無空化運行要求，在水泵工況正常運行條件下(頻率為49.8 Hz～50.5 Hz)，電站空化系數(shù)σP大于初生空化系數(shù)σi.而據(jù)相關資料反應，沙河電站原轉輪存在設計缺陷，轉輪空化特性較差，部分水泵工況空化安全倍數(shù)不足.究其原因是原廠商當時無適合沙河電站100 m水頭段的儲備模型轉輪，且水力模型研發(fā)受制造和工期等因素限制，在沒能取得最理想模型轉輪的情況下就投入生產(chǎn).模型試驗結果顯示，水泵水輪機效率、壓力脈動、駝峰余量等關鍵性能指標均滿足合同要求，但部分水泵工況空化結果不滿足合同要求.圖2給出了前期試驗與驗收試驗中水泵工況模型空化試驗結果，在單位流量小于335 L/s的全揚程范圍及流量大于335 L/s的下庫低水位揚程范圍內，轉輪初生汽蝕余量NPSHi大于電站汽蝕余量NPSHp，即水泵是處于有空化的情況下運行的.因此，空化安全余量不足是造成沙河電站轉輪空蝕的根本原因.

圖2 水泵工況空化試驗結果(圖中NPSHc為臨界汽蝕余量)

1.3.2 制造原因分析

由于模型試驗結果顯示轉輪在部分工況下空化性能不合格，驗收專家組建議原廠商從材質和制造工藝中加以彌補.原廠商采取增加抗空蝕層作為彌補措施，即在轉輪出水邊(水泵工況進水邊)增加堆焊層，該堆焊層焊后維氏硬度為250～280，厚度為3 mm，范圍為距水輪機出口100 mm，向水輪機進口方向延伸700 mm，向葉片方向延伸540 mm，向下環(huán)方向延伸60 mm.但原廠商在轉輪增加堆焊層時，焊接工藝控制不夠嚴格，堆焊層和母材之間存在孔洞、未焊透、未融合等諸多焊接缺陷.葉片表面存在孔洞等缺陷直接促進了氣泡的潰滅，是導致轉輪出現(xiàn)空蝕及裂紋等缺陷的另一個重要原因[8].

另外，在水泵工況空化試驗過程中，發(fā)現(xiàn)各個葉片的氣泡狀態(tài)不完全一樣，分析可能是模型翼型加工差異過大引起，據(jù)此推斷原型葉片間差異也可能是造成空蝕的一個因素.

2 CFD優(yōu)化結果及分析

2.1 數(shù)值方法

隨著CFD的發(fā)展和計算機技術的提高，采用數(shù)值模擬計算方法預測水力機械的空化流動已經(jīng)成為研究的熱點[9-10].Tao等[11]對水泵水輪機工況的空化特性進行了數(shù)值模擬，并與試驗結果進行對比發(fā)現(xiàn)，數(shù)值計算對空化產(chǎn)生的位置和范圍具有較高的模擬精度.本文利用CFD模擬針對典型工況完成了沙河水泵水輪機全流道(包括蝸殼、固定導葉及活動導葉，轉輪以及尾水管)的水力優(yōu)化分析，在保持其它關鍵指標不變的前提下，重點開展水泵水輪機的空化特性優(yōu)化.為此主要針對轉輪進行了改型，在保持高壓邊直徑與低壓邊直徑不變的基礎上，通過改變葉形和延展葉片低壓邊來控制速度三角形，從而改善轉輪內部流動狀態(tài)，減小葉片表面壓力梯度，具體效果如圖3和圖4所示.流態(tài)改善和壓力梯度減小均可提高轉輪的抗空化能力，減小初生汽蝕余量NPSHi.基于上述思路設計了多個轉輪，并針對這些轉輪開展全流道CFD模擬，最終通過對計算結果進行對比分析得到優(yōu)化模型轉輪.數(shù)值模擬中采用的水泵工況和水輪機工況的計算工況見表2，全流道計算模型如圖5所示.

圖3 優(yōu)化前后葉形對比

表2 水泵工況和水輪機工況下的全流道數(shù)值模擬計算工況

圖4 優(yōu)化前后軸面對比圖5 全流道計算模型

數(shù)值模擬計算中湍流模型采用標準k-ε模型[12]，固體表面采用無滑移條件，近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法對流動進行處理.水泵和水輪機兩種運行工況下均采用質量流量作為進口邊界條件，來流方向均為法向入流；出口均采用相對靜壓，參考壓力為0 Pa作為出口邊界條件.計算域采用非結構化網(wǎng)格進行劃分，詳細的網(wǎng)格劃分情況如圖6所示.本文針對不同的網(wǎng)格尺度，生成多套不同的全流道網(wǎng)格.以此對水輪機設計工況進行了模擬計算，通過效率η特性的比較進行網(wǎng)格無關性驗證，最終采用的網(wǎng)格系統(tǒng)中的各部件網(wǎng)格數(shù)如表3所示.

圖6 水泵水輪機網(wǎng)格劃分示意圖

表3 各部件網(wǎng)格數(shù)

為了驗證本文所建立的數(shù)值模擬計算方法的準確性和可行性，針對水頭105 m時水輪機工況下50%～100%額定負荷范圍內6個工況和揚程98 m～123 m范圍內的6個水泵工況進行了數(shù)值模擬，并與模型試驗結果進行了對比，如圖7所示.從圖中可以看出，數(shù)值模擬得到的水輪機工況和水泵工況效率隨流量的變化與模型試驗得到的結果有相同的趨勢，且模型試驗得到的效率均略低于數(shù)值模擬得到的效率，最大絕對差距為1.45%，考慮到模型試驗中存在的容積、水力、機械及圓盤等損失，模型試驗與數(shù)值模擬結果之間的差距在合理范圍內，從而驗證了本文中數(shù)值模擬方法的正確性.

圖7 數(shù)值模擬方法驗證

2.2 水輪機工況數(shù)值模擬結果

優(yōu)化模型轉輪水輪機工況全流道數(shù)值模擬結果如圖8所示.從圖8(a)可以看出，轉輪與活動導葉之間壓力分布無突變，蝸殼內部壓力分布變化均勻，說明水輪機工況下因動靜干涉引起的無葉區(qū)壓力脈動和蝸殼內部壓力脈動均處在很低的水平.從圖8(b)可以看出，雙列葉柵內速度矢量分布無沖擊，蝸殼內速度矢量分布無渦流，說明雙列葉柵和蝸殼內流動損失很小.從葉片表面壓力分布(圖8(c)和8(d))和流線圖(圖8(e)和8(f))可以看出，轉輪葉片表面壓力梯度變化均勻，轉輪內部流線分布流暢無彎曲，說明轉輪有較高的效率水平.

圖8 水輪機工況流場

2.3 水泵工況數(shù)值模擬結果

混流式水泵水輪機以水泵工況作為機組空化考核指標.水泵工況全流道數(shù)值模擬結果如圖9所示.從圖9(a)可以看出，機組中心線平面壓力分布均勻，轉輪與活動導葉之間壓力分布無突變，說明水泵工況下因動靜干涉引起的無葉區(qū)壓力脈動很小；蝸殼內部壓力分布變化均勻，說明蝸殼內部壓力脈動也處在很低的水平.從速度矢量圖(圖9(b))可以看出，機組中心線平面速度矢量分布整齊合理，雙列葉柵內速度矢量分布無沖擊，蝸殼內速度矢量分布無渦流，說明雙列葉柵和蝸殼內的流動損失很小.從圖9(c)至9(f)可以看出，轉輪葉片表面壓力梯度變化均勻，轉輪內部流線分布流暢無彎曲，說明轉輪有較高的效率水平.葉片最低壓力大小適中且分布位置合理，預示轉輪具有較好的空化性能.為了定量評價空化性能，公式(1)～公式(3)給出了汽蝕基本方程，當NPSHp小于NPSHi時，水泵水輪機即發(fā)生汽蝕.

圖9 水泵工況流場

NPSHp=NPSHi

(1)

NPSHp=Hamb-Hva-Zc+Zl-ΔHd

(2)

(3)

公式中：Hamb為環(huán)境壓力對應的水頭，其值為10.352 m；Hva為水的汽化壓力對應的水頭，其值為0.204 m；Zc為安裝高程，其值為-8.0 m；Z1為下游運行水位，其值為15.0 m；ΔHd為下游損失，本文中忽略不計；v0為數(shù)值計算中的進口流速，其值為9.9 m/s；ω0為數(shù)值計算中的相對速度，其值為14.6 m/s；λ為壓降系數(shù)，其值為1.8 m.由此可計算得到NPSHp=33.1 m，NPSHi=24.6 m，空化倍數(shù)NPSHp/NPSHi=1.34，滿足水泵水輪機無空化運行要求，轉輪空化性能優(yōu)異.

3 水泵工況空化試驗結果

在獲得理想CFD結果之后針對優(yōu)化模型轉輪開展了模型試驗，結果表明水泵水輪機效率、壓力脈動、駝峰余量等關鍵性能指標均滿足合同要求.其中，水泵工況空化試驗在規(guī)定的揚程、輸入功率和頻率下進行，空化試驗覆蓋整個水泵工況運行范圍.水泵正常運行工況下的空化系數(shù)范圍如圖10所示.部分空化試驗結果如表4所示.

圖10 水泵正常運行工況下空化系數(shù)范圍

表4 水泵工況空化試驗結果

從圖10和表4中可以看出，在電站正常運行條件下，水泵水輪機在水泵工況下具有足夠的空化安全余量.在正常運行范圍內，電站空化系數(shù)σP與臨界空化系數(shù)σc的比值大于1.4，電站空化系數(shù)σP與初生空化系數(shù)σi的比值大于1.05，滿足合同要求且空化性能優(yōu)良，可保證機組在無空化狀態(tài)下安全運行，完全滿足水泵水輪機的安全穩(wěn)定運行的要求.

4 結 論

為了徹底消除沙河電站轉輪空蝕和裂紋現(xiàn)象，結合原轉輪實際空蝕情況，分析了空化發(fā)生的原因，通過全流道CFD模擬對轉輪進行了優(yōu)化設計和水力分析，并對優(yōu)化模型轉輪開展了模型試驗.主要得到以下結論：

(1)原水泵水輪機空化特性差和制造工藝不嚴是沙河電站原轉輪空化的根本原因.

(2)CFD模擬結果表明，優(yōu)化后的轉輪壓力脈動較小，效率水平較高，葉片表面壓力分布均勻、無突變，最低壓力分布合理，空化性能優(yōu)異.

(3)模型試驗結果表明，轉輪優(yōu)化后水泵水輪機的各項指標全部滿足合同要求，綜合性能優(yōu)良；在水泵工況正常運行范圍內，電站空化系數(shù)σP與臨界空化系數(shù)σc的比值大于1.4，電站空化系數(shù)σP與初生空化系數(shù)σi的比值大于1.05，完全滿足電站無空化運行的要求.