摘要：水斗式水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)的主要作用是將水流的壓力能轉(zhuǎn)換為動(dòng)能并形成高速射流，高速射流的質(zhì)量直接影響著水斗式水輪機(jī)的能量轉(zhuǎn)化效率。采用無(wú)網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)粒子流方法對(duì)不同噴針開(kāi)度下水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)的流量特性、噴針尖受力特性以及噴嘴出口射流流態(tài)分布特征等進(jìn)行數(shù)值模擬研究。研究結(jié)果表明：隨著噴針開(kāi)度的增加，噴嘴出口流量逐漸增大，其增長(zhǎng)率逐漸減小，噴針尖所受水推力逐漸增大；噴嘴出口射流自由液面逐漸出現(xiàn)發(fā)散現(xiàn)象，其表面變得不光滑。這與水力模型試驗(yàn)結(jié)果是相符的，驗(yàn)證了該方法的有效性，同時(shí)給水斗式水輪機(jī)的水力設(shè)計(jì)者提供了新思路。該方法可大大提高水力優(yōu)化設(shè)計(jì)效率，具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值。

關(guān) 鍵 詞：水斗式水輪機(jī)；噴射機(jī)構(gòu)；運(yùn)動(dòng)粒子流；水力性能

中圖法分類號(hào)：TK735

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.10.028

0 引 言

現(xiàn)階段，水電能源是清潔可再生能源中的主要來(lái)源，中國(guó)西部地區(qū)水資源豐富，具有落差大且集中、徑流穩(wěn)定等特點(diǎn)。水斗式水輪機(jī)組因其獨(dú)特優(yōu)勢(shì)十分適合于高水頭大容量水輪機(jī)組的建設(shè)。早期研究發(fā)現(xiàn)，水斗式水輪機(jī)組水力效率的間接損失是由噴射機(jī)構(gòu)中的旋轉(zhuǎn)水流引起的，水流的旋轉(zhuǎn)起始于不良的分岔。噴射機(jī)構(gòu)的主要作用是將水流的壓力能轉(zhuǎn)換為動(dòng)能，并在空氣環(huán)境中形成能量集中的高速射流，該射流沖擊水輪機(jī)的轉(zhuǎn)輪水斗，在水斗內(nèi)部擴(kuò)散成自由水膜流，經(jīng)過(guò)“U”形流動(dòng)流出水斗，該過(guò)程射流對(duì)轉(zhuǎn)輪水斗做功實(shí)現(xiàn)能量轉(zhuǎn)換。配水環(huán)管的來(lái)流特征以及噴嘴的幾何結(jié)構(gòu)都會(huì)影響射流的集束性和質(zhì)量，高速射流的質(zhì)量是影響能量轉(zhuǎn)化效率的關(guān)鍵因素。通常射流質(zhì)量可以采用射流內(nèi)部速度分布的均勻性、無(wú)兩次流和射流的緊湊性來(lái)描述^［1］。羅興锜等對(duì)水斗式水輪機(jī)噴嘴內(nèi)部流動(dòng)特性的研究進(jìn)行了歸納^［2］。與具有恒定和均勻速度分布的理想射流不同，實(shí)際射流會(huì)受到配水環(huán)管內(nèi)非均勻來(lái)流以及射流與周圍空氣之間動(dòng)量交換的影響。在較小的噴嘴出口直徑和較高的流量工況下，水斗式水輪機(jī)的水力性能最佳。Sharma等研究了不同形狀的噴針對(duì)不同流量工況下水輪機(jī)水力性能的影響^［3］。Petley等研究了不同噴針和噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)三噴嘴水斗式水輪機(jī)的水力性能的影響^［4］。Solemslie等對(duì)不同噴針位置對(duì)射流與轉(zhuǎn)輪之間能否對(duì)準(zhǔn)以及相互作用的影響進(jìn)行了研究^［5］。曾崇濟(jì)采用全流道數(shù)值計(jì)算方法對(duì)四噴嘴原型水輪機(jī)的水力性能進(jìn)行了預(yù)測(cè)分析，同時(shí)對(duì)水斗式水輪機(jī)的內(nèi)流特性以及流動(dòng)干擾現(xiàn)象進(jìn)行了深入研究^［6-7］。肖業(yè)祥等采用CFD法研究了多噴嘴水斗式水輪機(jī)的射流干涉，提出了預(yù)測(cè)不同噴嘴數(shù)以及水斗數(shù)時(shí)，水斗式水輪機(jī)射流干涉情況的判別式^［8］。Zhang等研究了噴嘴出口傾角以及噴針頂角之間的匹配關(guān)系對(duì)噴嘴水力效率的影響^［9］。Stivala等對(duì)二維、三維噴射機(jī)構(gòu)內(nèi)的射流速度分布特性進(jìn)行了研究^［10］。近幾年來(lái)，水電站對(duì)水斗式水輪機(jī)的安全穩(wěn)定運(yùn)行要求逐漸提高^［11-12］，同時(shí)水斗式水輪機(jī)泥沙磨損特性也逐漸成為學(xué)者們關(guān)注的重點(diǎn)^［13-15］。葛新峰等基于FLUENT軟件，研究了泥沙粒徑、濃度等對(duì)噴射機(jī)構(gòu)的磨損率以及磨損區(qū)域的影響^［16］。

水斗式水輪機(jī)噴嘴出口射流流動(dòng)屬于三維非定常氣-液兩相流。前人對(duì)噴嘴出口射流流動(dòng)特性及水力性能的數(shù)值模擬通常采用歐拉網(wǎng)格法，基于該方法的商業(yè)軟件有Ansys CFX、Ansys FLUENT、STAR-CCM等。而高速射流流動(dòng)特性的精確數(shù)值計(jì)算對(duì)流體計(jì)算域網(wǎng)格的劃分提出了較高的要求，為了能夠精確捕捉噴嘴出口射流分離點(diǎn)位置以及氣-液兩相流的分界面，需要在噴管壁面以及交界面附近進(jìn)行相應(yīng)的網(wǎng)格加密。對(duì)于不同噴針開(kāi)度下的噴嘴出口射流流動(dòng)特性的數(shù)值計(jì)算，若采用歐拉網(wǎng)格法，不僅需要進(jìn)行網(wǎng)格的重新劃分和驗(yàn)證工作，同時(shí)對(duì)計(jì)算資源的需求較大。

因此，本文針對(duì)田灣河梯級(jí)金窩電站水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)模型，采用無(wú)網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)粒子流方法對(duì)不同噴針開(kāi)度下的噴射機(jī)構(gòu)的水力性能進(jìn)行數(shù)值模擬研究，該方法無(wú)需進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用拉格朗日方法將流體表示為粒子的聚集，能夠?qū)︼w濺、自由液面等問(wèn)題進(jìn)行穩(wěn)健的高精度模擬。

1 問(wèn)題描述

1.1 三維噴射機(jī)構(gòu)

水斗式水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)通常由噴管、噴針以及噴針支撐肋板組成，其中噴針尾部和支撐肋板是連結(jié)在一起固定于噴管壁面的，而噴針尖可以水平移動(dòng)，三維噴射機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示。在圖1（b）中，噴射機(jī)構(gòu)入口直徑記為D，出口直徑記為D，噴針尾部為漸變結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部最大直徑段直徑記為D，支撐肋板分兩組垂直于Y軸和Z軸分布，其最大長(zhǎng)度記為L(zhǎng)，噴管長(zhǎng)度記為L(zhǎng)，相應(yīng)尺寸參數(shù)見(jiàn)表1；另外，噴管出口傾角為90°，噴針尖頂角為55°。

1.2 基本方程

采用運(yùn)動(dòng)粒子流方法對(duì)水斗式水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)的水力性能以及流動(dòng)特性等進(jìn)行數(shù)值模擬。該方法無(wú)需進(jìn)行計(jì)算域的網(wǎng)格劃分，直接采用梯度模型以及拉普拉斯模型等對(duì)三維Navier-Stokes方程進(jìn)行離散，再考慮射流表面張力以及湍流作用的影響，其控制方程如下：

式中：ρ為流體密度；u為流體流速；P為流體總壓；ν為運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù)；σ為表面張力系數(shù)；κ為閾值；g為重力加速度；δ為確保表面張力僅作用在射流表面的函數(shù)；n為射流表面的法向單位向量。

數(shù)值計(jì)算中，除了流體壓力外，所有流體參量都通過(guò)顯式算法進(jìn)行求解，流體參量的顯式算法表示為

壓力參量的隱式算法計(jì)算表達(dá)式為

流體流速以及位置通過(guò)流體壓力梯度進(jìn)行修正：

式中：n為流體粒子數(shù)密度；n⁰為初始狀態(tài)下流體粒子數(shù)密度；上標(biāo)k為計(jì)算時(shí)間步；上標(biāo)*為完成顯式計(jì)算狀態(tài)下的物理參量值。

1.3 湍流模型

水斗式水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)出口射流為自由液面流，考慮到流體湍流效應(yīng)的影響，計(jì)算中的湍流模式采用的是大渦模擬（large eddy simulation）模式以及壁面模型，壁面模型用來(lái)提高大渦模擬模式在壁面附近的計(jì)算精確度。計(jì)算中湍流模式方程表示為

式中：下標(biāo)a和b為空間坐標(biāo)方向；T為亞格子項(xiàng)作用影響的張量。在數(shù)值計(jì)算中，將采用以下簡(jiǎn)化形式計(jì)算：

T=-2νD—+13Tδ（8）

式中：ν為渦粘性系數(shù)；D—為應(yīng)變率張量。

在大渦模式中亞格子尺度下的渦粘性系數(shù)可以表示為

ν=（CΔ）²D—（9）

式中：C為Smagorinsky常數(shù)，數(shù)值模擬計(jì)算中值為0.15；Δ為濾波寬度。

在壁面模式中，壁面流體平均速度分布u～表示為

F（u）=u～u-1κlnyuν-B（10）

式中：y為流體粒子到壁面的距離；u為流阻；κ和B為壁面函數(shù)常數(shù)，在數(shù)值計(jì)算中其值分別為0.41和5.5。

1.4 數(shù)值計(jì)算參數(shù)及粒子數(shù)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

在運(yùn)動(dòng)粒子流計(jì)算方法中，無(wú)需進(jìn)行網(wǎng)格劃分，只需定義數(shù)值計(jì)算中流體和固體壁面等物理屬性即可。數(shù)值計(jì)算中，流體采用水介質(zhì)，其密度為1 000 kg/m³，初始運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù)為1×10^-6 m²/s。噴射機(jī)構(gòu)入口采用壓力邊界初始條件，初始總壓為110 m水頭總壓，初始時(shí)間步長(zhǎng)為3×10^-6 s，計(jì)算結(jié)果輸出時(shí)間步長(zhǎng)為0.001 s。為保證數(shù)值計(jì)算的穩(wěn)定性和收斂性，引入流體庫(kù)朗數(shù)限制條件，其閥值不超過(guò)0.2。通常，庫(kù)朗數(shù)越大數(shù)值計(jì)算收斂速度越快，但穩(wěn)定性越差。庫(kù)朗數(shù)限制器可以限制流場(chǎng)流體粒子的最大流速使其滿足CFL條件，流體庫(kù)朗數(shù)表達(dá)式為

C=u×Δtd（11）

式中：u為流體粒子最大速度；Δt為時(shí)間步長(zhǎng)；d為流體粒子粒徑。

為了驗(yàn)證運(yùn)動(dòng)粒子流方法數(shù)值計(jì)算中射流粒子數(shù)的無(wú)關(guān)性^［17］，對(duì)田灣河梯級(jí)金窩水電站噴射機(jī)構(gòu)模型進(jìn)行計(jì)算驗(yàn)證，該噴射機(jī)構(gòu)中噴針行程S為12.5 mm，相應(yīng)噴針開(kāi)度（噴針行程與噴嘴出口直徑之比）為0.356。數(shù)值計(jì)算中采用3組不同射流粒徑，其流場(chǎng)流體粒子數(shù)逐漸增加，數(shù)值計(jì)算參數(shù)及計(jì)算預(yù)測(cè)結(jié)果如表2所列。

圖2為采用不同射流粒徑時(shí)，數(shù)值計(jì)算噴嘴出口射流體積流量變化對(duì)比。可以發(fā)現(xiàn)，在數(shù)值計(jì)算初期，由于噴射機(jī)構(gòu)內(nèi)部流動(dòng)存在著較大的壓力波動(dòng)，流動(dòng)不穩(wěn)定，導(dǎo)致噴嘴出口射流流量波動(dòng)變化較大。而當(dāng)射流運(yùn)動(dòng)達(dá)到充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)后，在算例一中射流粒徑為2.00 mm，此時(shí)流場(chǎng)中射流粒子總數(shù)約為27.5萬(wàn)量級(jí)，噴嘴出口時(shí)間平均射流流量為15.23 L/s，其變化標(biāo)準(zhǔn)差為0.097 L/s，占時(shí)間平均射流流量的0.64%。在算例二中射流粒徑降至1.75 mm，此時(shí)射流粒子總數(shù)達(dá)到40.9萬(wàn)量級(jí)，此時(shí)噴嘴出口時(shí)間平均射流流量為14.74 L/s，相應(yīng)變化標(biāo)準(zhǔn)差為0.074 L/s，占時(shí)間平均射流流量的0.50%。當(dāng)進(jìn)一步降低射流粒徑至1.50 mm，算例三中流場(chǎng)射流粒子總數(shù)達(dá)到64.5萬(wàn)量級(jí)，此時(shí)噴嘴出口時(shí)間平均射流流量為14.98 L/s，相應(yīng)變化標(biāo)準(zhǔn)差為0.052 L/s，占時(shí)間平均射流流量的0.34%。數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明：隨著射流粒徑的逐漸減小，射流充分發(fā)展后，流場(chǎng)中射流粒子總數(shù)逐漸增加，相應(yīng)數(shù)值計(jì)算平均每步所需時(shí)間也急速增加，噴嘴出口預(yù)測(cè)的時(shí)間平均射流流量呈先減小后增加的趨勢(shì)，而相應(yīng)射流流量脈動(dòng)幅值占比是逐漸降低的。3個(gè)算例預(yù)測(cè)的噴嘴出口流量之間最大相對(duì)誤差為3.2%，在后續(xù)數(shù)值計(jì)算中采用2.00 mm的射流粒子粒徑時(shí)，可滿足數(shù)值計(jì)算粒子數(shù)無(wú)關(guān)性條件。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 噴射機(jī)構(gòu)水力性能

針對(duì)水斗式水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)射流流量特性的研究，噴針行程從全關(guān)位置逐漸變化，相應(yīng)選取6組噴針開(kāi)度遍歷小開(kāi)度到大開(kāi)度整個(gè)工況。通常噴嘴流量系數(shù)可以表示為

φ=QA·z·2g—H（12）

式中：Q為配水環(huán)管入口體積流量，A為噴嘴出口面積，z為噴嘴數(shù)，H為水頭。

圖3為噴射機(jī)構(gòu)流量測(cè)量面示意圖，分別在噴嘴入口1.5倍以及出口3.0倍噴嘴出口直徑距離處設(shè)置測(cè)量平面1和平面2。在運(yùn)動(dòng)粒子流數(shù)值計(jì)算中，入口邊界條件為110 m水頭總壓，射流粒徑為2.0 mm，數(shù)值計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為3×10^-6 s，計(jì)算中考慮流體表面張力與湍流黏性的影響，噴針起始位置為全關(guān)位置，其行程先在0.01s內(nèi)線性增加至相關(guān)開(kāi)度后保持0.2s不變，隨后重復(fù)以上過(guò)程，直至噴針達(dá)到最大行程。結(jié)合水電站水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)的有效行程，本次數(shù)值計(jì)算從0.14～0.84范圍內(nèi)均勻選擇6組噴針開(kāi)度。

圖4為不同噴針開(kāi)度下，噴射機(jī)構(gòu)在2個(gè)測(cè)量平面處流量變化的對(duì)比。2個(gè)測(cè)量平面處的流量是相近的。隨著噴針開(kāi)度的逐漸增加，噴嘴出口射流流量也是逐漸增加的，并且在噴針大開(kāi)度工況下，射流流量的脈動(dòng)幅值更小。由于噴嘴入口采用壓力邊界初始條件，數(shù)值計(jì)算初期，噴管內(nèi)流動(dòng)存在著一定的壓力波動(dòng)，這造成測(cè)量平面1處的流體流量有所波動(dòng)；而在兩側(cè)平面2處，射流運(yùn)動(dòng)發(fā)展較為充分穩(wěn)定，射流流量波動(dòng)相應(yīng)較小。6組噴針開(kāi)度下噴嘴出口時(shí)間平均射流流量分別為14.15，22.26，30.61，36.95，41.21以及43.81 L/s。

表3為噴射機(jī)構(gòu)水力性能數(shù)值計(jì)算結(jié)果。隨著噴針開(kāi)度的增加，噴嘴流量系數(shù)逐漸增加，而其增長(zhǎng)率逐漸減小。在噴針小開(kāi)度工況下，噴嘴流量系數(shù)較低，為0.223；而在噴針大開(kāi)度工況，噴射機(jī)構(gòu)流量系數(shù)值為0.691，接近0.7。這與前人研究在水力模型試驗(yàn)中測(cè)得的值是相符的。

2.2 噴射機(jī)構(gòu)受力特性

為了方便對(duì)噴射機(jī)構(gòu)受力特性進(jìn)行分析，在圖1（a）中，對(duì)噴射機(jī)構(gòu)內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了命名，包括噴針尾部、噴針尖、支撐肋板1、支撐肋板2以及噴管等。數(shù)值計(jì)算笛卡爾坐標(biāo)系中，沿射流流動(dòng)方向?yàn)閄軸正方向。

圖5為不同噴針開(kāi)度下噴針尖所受作用力變化。可以觀察到，隨著噴針開(kāi)度的逐漸增加，噴針尖在笛卡爾坐標(biāo)系下所受水平作用力大小逐漸增加，方向沿射流流動(dòng)反方向，其時(shí)間平均作用力分別為-0.628，-0.952，-1.228，-1.472，-1.666 kN以及-1.812 kN。由于噴針尖為圓錐形結(jié)構(gòu)，根據(jù)具有對(duì)稱性特征6434a3d54f696b14f297307ea237f262ef99cb5324948286593b90db0d459a0e，其在Y軸以及Z軸方向上所受的作用力是較小的，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與其是相符的。圖5（b）為采用不同數(shù)值計(jì)算方法，在不同噴針開(kāi)度下噴針尖所受時(shí)間平均水推力對(duì)比。表4為不同噴針開(kāi)度下2種數(shù)值計(jì)算方法計(jì)算預(yù)測(cè)的噴針尖所受水推力結(jié)果。可以發(fā)現(xiàn)，各噴針開(kāi)度下噴針尖所受水推力的大小是相近的，采用歐拉網(wǎng)格法的Ansys CFX方法以及運(yùn)動(dòng)粒子流方法之間計(jì)算預(yù)測(cè)結(jié)果之間最大的相對(duì)誤差為6.25%。結(jié)果表明：采用運(yùn)動(dòng)粒子流方法來(lái)預(yù)測(cè)噴射機(jī)構(gòu)中噴針尖所受水推力是可行的。

2.3 噴射機(jī)構(gòu)射流流態(tài)分布

噴射機(jī)構(gòu)內(nèi)的流體在經(jīng)過(guò)噴嘴出口段的收縮段后，其流體流速逐漸增加，并在噴嘴出口形成高速射流，該射流經(jīng)過(guò)空氣短暫作用后，沖擊水斗式水輪機(jī)轉(zhuǎn)輪水斗做功，來(lái)實(shí)現(xiàn)流體動(dòng)能到轉(zhuǎn)輪機(jī)械能的轉(zhuǎn)換過(guò)程。射流的質(zhì)量是影響該能量轉(zhuǎn)換效率的重要因素，因此對(duì)噴射機(jī)構(gòu)出口射流流態(tài)分布的研究至關(guān)重要。常規(guī)的數(shù)值計(jì)算多采用氣-液兩相流VOF方法來(lái)模擬射流自由液面的分布。一方面，該方法表征的高速射流的自由液面特征較少，氣-液兩相分界面位置較為模糊，要得到更為詳細(xì)的自由液面分布細(xì)節(jié)，則需要在分界面位置進(jìn)行相應(yīng)的網(wǎng)格加密，從而導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算量急劇增加；另一方面，隨著噴射機(jī)構(gòu)噴針開(kāi)度的變化，氣-液兩相分界面位置是不斷變化的，這也為流體計(jì)算域網(wǎng)格劃分造成了困難，難以準(zhǔn)確地加密相應(yīng)的分界面位置。而本文采用無(wú)網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)粒子流方法能夠精確捕捉到射流自由液面特征。

圖6為噴射機(jī)構(gòu)噴嘴出口射流流速分布及自由液面云圖分布。此時(shí)噴針行程為23.35 mm，相應(yīng)的噴針開(kāi)度為0.56，屬于噴針中等開(kāi)度工況。此時(shí)噴管內(nèi)流體流速相對(duì)較低，隨著管內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)發(fā)展至噴嘴收縮段，由于垂直于流體流動(dòng)方向上的過(guò)流面積逐漸減小，根據(jù)不可壓縮流體動(dòng)量守恒定理，相應(yīng)截面上流體流速是逐漸增加的，而在噴嘴出口處射流流速相對(duì)較高。由于噴射機(jī)構(gòu)出口形狀特征以及射流表面張力的作用影響，射流從噴嘴出口流出以后，會(huì)繼續(xù)收縮一段距離，與周圍空氣相互作用過(guò)程中，射流逐漸發(fā)展擴(kuò)散，其自由表面逐漸變得不光滑，且沿著射流流動(dòng)方向距離越遠(yuǎn)，這種發(fā)散現(xiàn)象也越明顯。隨著射流表面的發(fā)散，射流質(zhì)量是逐漸降低的，改善這種發(fā)散現(xiàn)象或在射流發(fā)散前使其沖擊轉(zhuǎn)輪水斗做功是提高水斗式水輪機(jī)水力效率的重要途徑之一。

圖7為噴射機(jī)構(gòu)出口射流自由液面分布對(duì)比。其中，圖7（a）為采用運(yùn)動(dòng)粒子流方法模擬的噴嘴出口高速射流自由液面分布?？梢杂^察到，在近噴嘴出口位置，射流自由表面還是較為光滑的，隨著射流的運(yùn)動(dòng)發(fā)展，在與周圍空氣的相互作用下，其射流表面逐漸變得不光滑，并產(chǎn)生一定角度的偏轉(zhuǎn)，該現(xiàn)象不利于射流沖擊轉(zhuǎn)輪水斗做功，會(huì)導(dǎo)致能量轉(zhuǎn)輪效率的降低。因此，改善射流出流質(zhì)量以及優(yōu)化射流沖擊水斗所需安全距離是提高沖擊式水輪機(jī)水力效率的途徑之一。圖7（b）為早前研究學(xué)者在水力模型試驗(yàn)中，采用高速攝影技術(shù)拍攝到的噴嘴出口射流流態(tài)特征^［18］。可以發(fā)現(xiàn)，在水力模型試驗(yàn)中，射流在近噴嘴區(qū)域時(shí)，其自由表面也是光滑的。隨著射流的運(yùn)動(dòng)發(fā)展，射流自由表面也逐漸變得不光滑并發(fā)生偏轉(zhuǎn)，這與本文數(shù)值計(jì)算預(yù)測(cè)的噴射機(jī)構(gòu)出口射流自由液面流態(tài)特征是一致的。該結(jié)果表明：采用運(yùn)動(dòng)粒子流方法對(duì)水斗式水輪機(jī)噴射機(jī)構(gòu)出口高速射流自由液面特征的捕捉是有效的。

3 結(jié) 語(yǔ)

本文采用無(wú)網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)粒子流方法對(duì)噴射機(jī)構(gòu)水力性能進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，針對(duì)噴嘴出口射流流量特性、噴針尖受力特性以及出口射流自由液面流態(tài)分布特征進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：隨著噴針開(kāi)度的逐漸增加，噴嘴出口射流流量逐漸增加，但其增長(zhǎng)率逐漸減小，噴針尖所受水推力大小逐漸增加，方向沿射流流動(dòng)反方向；采用運(yùn)動(dòng)粒子流方法，預(yù)測(cè)到的噴射機(jī)構(gòu)出口射流流態(tài)特征細(xì)節(jié)更為突出，且與前人水力模型試驗(yàn)觀測(cè)的自由射流流態(tài)特征相符，驗(yàn)證了該方法的有效性。本文所提數(shù)值方法無(wú)需進(jìn)行網(wǎng)格劃分，可提高水斗式水輪機(jī)水力優(yōu)化的設(shè)計(jì)周期，為傳統(tǒng)水斗式水輪機(jī)的水力開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)提供了新思路，具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值。

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（編輯：郭甜甜）

Hydraulic performance of Pelton turbine injectorsHU Zongqiu¹，LIU Jie¹，DENG Haifeng¹，DU Qingpin¹，GONG Sheng²，WANG Zhaoning¹

（1.China Three Gorges Construction （Group） Co.，Ltd.，Chengdu 610000，China； 2.Dongfang Electric Machinery Co.，Ltd.，Deyang 618000，China）

Abstract： The main function of Pelton turbine injectors is to convert the pressure energy of the water flow into kinetic energy and form a high-speed jet.The quality of the high-speed jet directly effects the energy conversion efficiency of Pelton turbines.In this study，the meshless moving particle simulation method was used to numerically simulate the flow performance，the force characteristic on the needle tip，and flow distribution characteristic of the free flow surface of the injector outlet under different nozzle openings.The research results showed that as the nozzle openings increase，the flow discharge at the nozzle outlet gradually increased with a gradual descending increasing rate，and the hydraulic thrust on the tip of the needle gradually increased，moreover the jet flow at the nozzle outlet gradually diverged from the free flow surface，and its surface became rough.This is consistent with the hydraulic model test results，verifying the effectiveness of the method，and providing new ideas for the hydraulic designers of the Pelton turbines.This method can greatly improve the efficiency of hydraulic optimization design and has certain engineering application values.

Key words： pelton turbine；injector；moving particle simulation；hydraulic performance