趙道利,鄧曉飛,孫維鵬,郭鵬程

(西安理工大學省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點實驗室,陜西 西安 710048)

水力發(fā)電是中國碳達峰、碳中和戰(zhàn)略背景下推進能源結構轉型的主力軍[1-2].水電開發(fā)的關鍵在于水輪機技術的發(fā)展,相較于反擊式,沖擊式水輪機的研究薄弱[3-4].對沖擊式水輪機的流動特性分析是推動沖擊式水輪機技術發(fā)展的關鍵.

近年來,國內(nèi)外學者對沖擊式水輪機的研究逐漸增多,并由試驗向數(shù)值計算過渡,對沖擊式水輪機噴射機構的研究主要集中在噴針噴嘴角度配合和噴嘴磨蝕等問題.STIVALA等[5]采用CFD方法對不同噴嘴角度的2D噴嘴模型進行分析,并與特定工況下的3D模型結果對比,得到了不同角度下的噴嘴射流速度分布情況.PETLEY等[6]對不同噴針與噴嘴配合角度的噴射機構進行了數(shù)值模擬和試驗,分析了不同結構產(chǎn)生的射流形狀對轉輪扭矩分布及效率的影響.BENZON等[7]采用Fluent和CFX比較模擬了湍流模型對沖擊式水輪機水力損失的影響,還分析了噴針、噴嘴角度及噴針寬度對噴射效率的影響,并對噴射機構進行了優(yōu)化.JUNG等[8]采用試驗與CFX相結合的方法,研究了噴針偏心率對微型沖擊式水輪機射流質量的影響.葛新峰等[9]應用Fluent軟件對模型沖擊式水輪機噴射機構進行了多相流非定常計算,分析泥沙粒徑及濃度對噴嘴、噴針的磨蝕情況.文獻[10-12]基于CFD平臺,計算了沖擊式水輪機噴射機構內(nèi)的水-氣-沙三相流動,分析了顆粒粒徑、顆粒密度、沖擊次數(shù)、沖擊速度以及沖擊角等因素對噴射機構磨蝕區(qū)域的影響.

綜上所述,大多數(shù)的研究模型僅考慮噴射機構進口處或只包含噴嘴和噴針,并未考慮噴射機構前的彎管及導水葉柵對噴射機構內(nèi)流及射流的影響.而沖擊式水輪機噴射機構的流場分布對射流質量具有直接影響,決定了噴射機構的射流質量并間接影響機組運行效率.因此,文中對考慮彎管進口的噴射機構進行流動模擬,分析導水葉柵數(shù)和導水葉柵出水角對噴射機構流動及射流特性的影響,從而為多噴嘴沖擊式水輪機噴射機構的結構優(yōu)化提供一定的理論參考.

1 計算模型及數(shù)值計算方法

1.1 計算模型及網(wǎng)格劃分

以六噴嘴沖擊式水輪機給水機構的No.6噴射機構為研究對象,考慮彎管進口(部分配水環(huán)管結構).水輪機額定工作水頭為300 m,彎管進口直徑D=992 mm,噴射機構進口直徑De=945 mm,出口直徑d1=332 mm,噴針額定行程為209 mm,單個噴射機構導水葉柵數(shù)n=4,導水葉柵出水角θ=90°(導水葉柵出水邊與來流方向的反向夾角).圖1為噴射機構計算域.

圖1 沖擊式水輪機噴射機構計算域

為方便網(wǎng)格劃分,將計算域分為彎管域、葉柵域、噴嘴域和射流域,其中射流域為直徑5d1的圓柱體,用于模擬空氣環(huán)境.相鄰域間的交界面采用Interface進行數(shù)據(jù)傳輸,計算域采用計算量小、易控制網(wǎng)格質量的六面體結構化網(wǎng)格進行劃分,并在噴嘴出口射流區(qū)進行局部網(wǎng)格加密處理,如圖2所示.

1.2 流動模型及邊界條件設置

針對沖擊式水輪機噴射機構的射流過程,文中采用能更好模擬射流撞擊、二次流等復雜流動的RNGk-ε模型[13-14].采用VOF模型分析沖擊式水輪機噴射機構氣液兩相射流流動,捕捉氣液交界面,其控制方程為

(1)

(2)

?vT]-?p+ρg+F,

(3)

計算采用瞬態(tài)分析,水與氣為連續(xù)相,空氣為主相,水為次相.采用隱式迭代求解,激活體積力,應用表面張力模型.水在空氣中的表面張力系數(shù)為0.072 8 N/m,假設水為不可壓流體,應用壓力基求解器離散,采用SIMPLEC法.初始狀態(tài)下,噴射機構內(nèi)部充滿水,射流域充滿空氣.

進口采用與額定水頭相當?shù)娜珘哼M口,出口采用靜壓出口,模擬大氣壓環(huán)境,不考慮重力.

1.3 計算工況及網(wǎng)格無關性驗證

為研究導水葉柵對噴射機構內(nèi)流及射流的影響,根據(jù)實際工程中噴射機構導水葉柵的應用情況,選取導水葉柵數(shù)n=2,3,4,5,6,8,導水葉柵出水角θ=60°,75°,90°,105°,120°,在額定工況下進行數(shù)值計算.不同導水葉柵參數(shù)時的噴射機構計算工況如表1所示.

表1 噴射機構計算工況

對于不同導水葉柵數(shù)n的噴射機構,其1#導水葉柵布置于進口彎管內(nèi)側(-Y向),其余導水葉柵按照逆時針方向均勻布置,導水葉柵具體布置如圖3a所示.對于不同導水葉柵出水角的噴射機構,5個導水葉柵出水角布置如圖3b所示.

圖3 導水葉柵布置

計算過程中,氣液交界面的特性捕捉會受到網(wǎng)格數(shù)量的干擾,故對考慮彎管進口的噴射機構模型進行網(wǎng)格無關性驗證.采用噴射機構內(nèi)的相對沿程損失ξ作為網(wǎng)格無關性的判斷標準,對6套網(wǎng)格數(shù)進行無關性驗證,結果如圖4所示.可以看出,當網(wǎng)格數(shù)大于2.0×106時,相對沿程損失變化趨于平緩.綜合考慮,最終選用總網(wǎng)格數(shù)N為2 548 784進行后續(xù)計算.

圖4 網(wǎng)格無關性驗證曲線

2 計算結果及分析

為方便描述和比較噴射機構及射流域中各位置流動特性,對模型進行輔助面和線條取樣,如圖5所示.

圖5 計算域輔助線、面

圖6為額定工況下噴針內(nèi)側RY與L-X(噴針軸線)的壓力分布,圖中橫坐標l為X方向的距離.可以看出:噴針表面的壓力分布因噴嘴口收縮,壓能轉化為動能,出現(xiàn)壁面壓力降低;在噴嘴喉部區(qū)域,噴針壁面壓力達到低壓值,隨后壓力回升,在噴針尖端附近達到壓力峰值;射流脫離噴針,在噴針軸線方向壓力急速降低,直至接近大氣壓.噴針表面壓力分布規(guī)律與文獻[15]所述基本一致,這表明文中所采用的兩相流數(shù)值計算方法是可靠的.

圖6 噴針表面壓力分布

2.1 不同導水葉柵數(shù)的噴射機構內(nèi)部流態(tài)分析

圖7為不同導水葉柵數(shù)n的噴射機構葉柵域速度分布,可以看出:來流撞擊導水葉柵繞流形成卡門渦(A區(qū))并進入分流道,隨著導水葉柵增多,葉柵域過流面積減小,葉柵域流道內(nèi)的流速增大,葉柵B區(qū)卡門渦脫現(xiàn)象愈加明顯,在導水葉柵出口C區(qū)渦脫加速,渦脫擺動幅度減小,導水葉柵出口尾流低速區(qū)有向下游延伸趨勢;噴射機構內(nèi)部流速分布沿XOY面對稱分布,在噴射機構水平方向(Y向)導水葉柵兩側的速度比豎直方向(Z向)的導水葉柵兩側的速度低;噴射機構內(nèi)側(-Y)方向的1#葉柵附近區(qū)域流速較其他導水葉柵附近區(qū)域流速低.

圖7 葉柵域Turbo 0.5面速度分布

分別提取不同導水葉柵數(shù)n噴射機構截面S4,S7,S9的X軸向旋轉速度,如圖8所示.

圖8 各射流截面旋轉速度云圖

由圖8可以看出:流體在彎管中受離心力的作用,產(chǎn)生2個旋轉方向相反的旋渦,即迪恩渦[16];來流經(jīng)進水彎管產(chǎn)生迪恩渦進入噴射機構,在葉柵域分流道截面X軸向旋轉速度變大,在S4截面達到一峰值,隨后旋轉速度略有降低;進入噴嘴域,受流道收縮作用,軸向旋轉速度回升;在葉柵域內(nèi)1#導水葉柵兩側始終存在著旋轉速度相反的迪恩渦,此現(xiàn)象導致了1#導水葉柵附近區(qū)域較其他葉柵附近區(qū)域流速更低;在噴嘴域中,上游產(chǎn)生的迪恩渦并未消失,同時,在葉柵下游S7及S9截面還會出現(xiàn)不同程度的渦結構,這些渦不斷發(fā)展將影響下游噴嘴的射流質量.

采用Q準則[17]識別噴射機構內(nèi)渦結構,即

(4)

式中:M為對稱部分;A為反對稱部分.M和A分別對應流場中的變形與旋轉,Q>0表示存在渦旋運動.

圖9為Q=200 s-2時噴射機構渦量場分布,可以看出:渦量在水平方向(XOY面)對稱分布,且主要集中在葉柵周圍,噴射機構靠近內(nèi)側(-Y)區(qū)域的渦量較外側更多,外側葉柵兩側的迪恩渦有向相鄰葉柵移動的趨勢;在離開葉柵域進入噴嘴域后,由于葉柵繞流卡門渦脫形成渦結構,主要有附著渦(附著在葉柵出口壁面區(qū)域的渦)和拉伸渦(出現(xiàn)在葉柵下游位置拉伸狀的渦)2種類型;隨著導水葉柵增多,噴射機構內(nèi)部卡門渦增多,葉柵出口拉伸渦逐漸增多;在葉柵下游形成的拉伸渦強度很大,使原本在葉柵域內(nèi)達到峰值后出現(xiàn)削弱的迪恩渦強度再次增大,延續(xù)發(fā)展至下游射流域.

圖9 噴射機構渦量場

2.2 不同導水葉柵數(shù)的噴射機構射流流態(tài)分析

來流經(jīng)噴嘴形成射流,不同導水葉柵數(shù)噴射機構的射流形態(tài)有所差異.為研究不同導水葉柵數(shù)噴射機構的射流流態(tài),采用水體積分數(shù)αw=0.5的等值線來預測射流速度分布,如圖10所示,圖中坐標Y0,Z0為相應方向的量綱一化位置,Y0=Y/d1,Z0=Z/d1;u/u0為量綱一化速度,u0為工作水頭下的理想射流速度.

圖10 S3d1截面速度分布及液面等值線

射流離開噴嘴后的初始狀態(tài)均為近圓柱狀,然后出現(xiàn)凸起或凹陷變形,主要變形區(qū)域分布于導水葉柵內(nèi)側(Y向)和導水葉柵下游區(qū)域,這主要是由于彎管形成的迪恩渦和內(nèi)部卡門渦在射流域繼續(xù)發(fā)展造成的.隨著導水葉柵增多,射流液面在Y向的液面凸起現(xiàn)象有所緩解,同時,各葉柵下游射流區(qū)域的液面變形加劇.這主要是因為,導水葉柵能夠較好地改善噴射機構內(nèi)部迪恩渦帶來的射流凸起現(xiàn)象,但導水葉柵增多也會導致脫流,進而使產(chǎn)生的附著渦和拉伸渦增多.在迪恩渦和拉伸渦共同作用下,造成射流內(nèi)部出現(xiàn)流動分離,引起射流液面凸起和凹陷,影響射流質量.

不同導水葉柵數(shù)的噴射機構,其射流在水平和豎直方向都出現(xiàn)了不同程度的射流偏心.在水平方向(XOY面)上,具有2,4,6及8個導水葉柵的噴射機構,其射流瞬時中心偏向保持一致,均向外側(+Y向)偏心;具有3和5個導水葉柵的噴射機構,其射流瞬時中心隨著射流距離的增大而出現(xiàn)內(nèi)外側波動.在豎直方向(XOZ面)上,隨著導水葉柵增多,射流偏心逐漸明顯,具有3和5個導水葉柵的噴射機構,其射流中心速度分布不對稱,出現(xiàn)多個速度峰值,射流偏心現(xiàn)象較為明顯.在水平方向上,不同導水葉柵數(shù)的噴射機構射流內(nèi)側均會出現(xiàn)明顯的射流擴散現(xiàn)象,而在豎直方向射流擴散現(xiàn)象較弱.導水葉柵增多,射流在水平方向上的擴散現(xiàn)象有所收斂.

導水葉柵增多,葉柵域內(nèi)流速升高,卡門渦強度增大,迪恩渦發(fā)展規(guī)律相似.射流在水平方向的射流擴散變緩,但在導水葉柵下游對應的射流區(qū)域液面扭曲變形加劇,影響射流質量.其中,具有3和5個導水葉柵的噴射機構更易引起豎直方向的射流偏心,這將對射流沖擊轉輪產(chǎn)生一定影響.因此,工程中應盡量采用導水葉柵較少且為偶數(shù)的噴射機構.

2.3 不同導水葉柵出水角的噴射機構流場分析

改變導水葉柵出水角,噴射機構葉柵域內(nèi)速度分布如圖11所示.可以看出:對于不同葉柵出水角度的噴射機構,其葉柵域速度分布較為相似;隨著導水葉柵出水角增大,葉柵域內(nèi)部的分流道流程相對延長,距離噴嘴收縮段更近,但卡門渦發(fā)展過程相近;導水葉柵出水角增大,1#葉柵尾流區(qū)卡門渦脫離加快,尾流低速區(qū)域減小,流動相對穩(wěn)定.

圖11 葉柵域Turbo 0.5環(huán)面速度分布

圖12為葉柵域內(nèi)S8截面X軸旋轉速度分布,可以看出:在S8截面1#葉柵區(qū)處,靠近噴針壁面處的迪恩渦和靠近噴嘴壁面處的拉伸渦均會隨著導水葉柵出水角的變化而發(fā)生變化;葉柵出水角越大,葉柵脫流距離噴嘴收縮段越近,拉伸渦在收縮段向心速度的影響下有所弱化,當θ=120°時,S8截面1#葉柵區(qū)處拉伸渦強度最弱;迪恩渦隨著導水葉柵出水角的增大出現(xiàn)強弱波動,但變化較微弱;相較于導水葉柵數(shù)的影響,導水葉柵出水角的變化對噴射機構內(nèi)流特性影響較弱.

圖12 噴射機構S8截面旋轉速度分布

不同導水葉柵出水角的射流S3d1截面流線及射流液面輪廓如圖13所示,可以看出,隨著導水葉柵出水角變化,對應的射流截面速度分布變化較小,各導水葉柵下游對應區(qū)域均出現(xiàn)流動分離,但導水葉柵下游對應的射流液面的變形量對導水葉柵出水角的變化不敏感.

圖13 S3d1截面流線及液面等值線

3 結 論

為研究導水葉柵對沖擊式水輪機噴射機構流動特性的影響規(guī)律,應用RNGk-ε和VOF模型對帶彎管進口的沖擊式水輪機噴射機構流場進行數(shù)值計算,得到結論如下:

1) 進口彎管引起的迪恩渦和導水葉柵繞流引起的卡門渦始終存在于噴射機構內(nèi)部及射流域,射流內(nèi)渦動引起的流動分離使得射流液面在彎管內(nèi)側出現(xiàn)明顯的液面凹凸變形和射流擴散.

2) 不同導水葉柵數(shù)的噴射機構,其射流在水平方向和豎直方向上射流偏心具有差異性.隨著導水葉柵增多,射流內(nèi)側液面凸起和射流擴散現(xiàn)象得到緩解,但由導水葉柵引起的卡門渦增多,導水葉柵下游射流液面對應區(qū)域的變形更加劇烈,從而影響射流質量.

3) 導水葉柵出水角的改變對導水葉柵引起的拉伸渦有一定的影響,其中θ=120°時,內(nèi)側導水葉柵引起的拉伸渦強度最弱.相較于導水葉柵數(shù),導水葉柵出水角對噴射機構流動特性影響較小.