冲击式水轮机效率下降原因分析及其改进方案

陈 柱，刘 育，余 波，雷 恒

(1.重庆水轮机厂有限责任公司，重庆400054；2.国电大渡河流域水电开发有限公司，四川成都610016；3.西华大学能源与动力工程学院，四川成都610039；4.黄河水利职业技术学院水利系，河南开封475004)



冲击式水轮机效率下降原因分析及其改进方案

陈 柱1，刘 育2，3，余 波3，雷 恒4

(1.重庆水轮机厂有限责任公司，重庆400054；2.国电大渡河流域水电开发有限公司，四川成都610016；3.西华大学能源与动力工程学院，四川成都610039；4.黄河水利职业技术学院水利系，河南开封475004)

意大利某水电站更换转轮后，发现当其在高水头、大开度且以双喷嘴方式运行时，水轮机效率随着喷针开度的增加(尚未开到额定开度值)却意外下降了5%。针对该问题，运用了CFD软件对包括转轮、喷嘴、机壳、机盖等在内的水轮机内部流场进行了非定常气水两相流数值模拟，分析确定了水轮机效率下降的原因。随后提出了对该水轮机增设挡水板的改进方案。计算结果表明，该改进方案阻止了水流再次返回至转动区域，水轮机效率下降问题得到了解决。

水力机械；冲击式水轮机；喷嘴；性能试验；数值模拟

1 研究背景

意大利某水电站位于瓦莱达奥斯塔大区,其装机为3台冲击卧式水轮发电机组。该电站1号机组由意大利米兰Breda公司生产制造并于1926年投入使用，水轮机转轮采取了卧轴双喷嘴结构，其转轮型号为CJXXX-W- 185/2×15.7，毛水头为555.45 m，额定转速为500 r/min，额定流量为3.6 m3/s，发电机额定出力为15 000 kW。由于受当时施工条件限制、设计技术落后以及已运行快1个世纪，该水轮机转轮效率不高，急需对其进行优化改造。为此，业主单位通过购买我国某水轮机制造厂所设计研发的水力性能优秀的C601型转轮直接更换来达到改造目的。2014年4月，该电站完成新转轮安装，但在开机试运行性能试验中发现：在高水头双喷嘴运行时，当喷针开度达到一定值后(尚未开到额定开度值)，水轮机效率随着喷针开度的增加而意外下降5%。

为解决该问题，首先，通过业主单位提供的现场系统的性能试验数据资料，初步确定可能诱发其产生的原因；其次，运用CFD技术确定该水轮机效率突降5%的原因；最后，提出了对该水轮机增设挡水板的改进方案。

2 性能试验

2.1 方案设置

为检查和比较该电站旧冲击式水轮机转轮和我国某制造厂提供的新冲击式水轮机转轮的性能。业主单位对该电站1号机组水轮机转轮在安装旧轮与新轮运行下，共进行了8组试验及测量。①新转轮。高水头，双喷嘴工作；中、低水头，双喷嘴工作；高水头，上喷嘴(下喷嘴关闭)工作。②旧转轮。高水头，双喷嘴工作；中、低水头，双喷嘴工作；低水头，双喷嘴满负荷工作；高水头，上喷嘴(下喷嘴关闭)工作；高水头，下喷嘴(上喷嘴关闭)工作。

2.2 结果及分析

为了便于试验结果比较，对于每组测量，轴功率和流量数据被归一到所有试验水头的平均值H0，并且假定参考水头附近的水轮机效率为恒定值。因此，此假设在水轮机效率曲线顶点附近的水头值可以成立；对于更远一点的水头，该假设会带来一些计算误差。针对其测试结果，通过最小二乘法和内插法进行处理(其中实线曲线部分利用最小二乘法，虚线曲线部分利用内插法)，其具体如图1～3所示。其中，图1、3所示的虚线是笔者为了便于分析，并且将其定义为一种可能存在的“饱和现象”(即在该区间，其水轮机效率随喷针开度的增加而急速下降)，因为该区间没有试验点，其趋势为假定的。

图1 新轮—水轮机效率

图2 旧轮—水轮机效率

图3 水头H=551 m下新轮与旧轮效率对比

由图1可看出，在高水头下，新轮以双喷嘴运行时，水轮机效率较上喷嘴单独运行时效率小得多；在大开度下，新轮以双喷针运行时，水轮机效率意外下降大约5%，出现“饱和现象”。在中低水头下，新轮以双喷嘴运行时，水轮机效率出现“饱和现象”不明显。

由图2可看出，在各水头下，旧轮以双喷嘴运行时，水轮机效率均未出现“饱和现象”，且较上喷嘴单独运行时水轮机效率相差较小，其在大开度下随着水头的提升其水轮机效率随之增加。

由图3可看出，新旧转轮均以双喷嘴运行时，在未出现“饱和现象”的运行区，新轮的水轮机效率高于旧轮，且两者单喷嘴运行换成双喷嘴运行时，水轮机效率均表征为下降。特别地，新旧轮均以单喷嘴运行，且在喷针小开度和中偏高开度时，其两者的水轮机效率差为2%，且均未出现“饱和现象”。需要指出，由于下喷嘴单独运行不是一种常见的运行方式，因其向上的水推力会对机组轴承产生不好的影响，故只进行了下喷针小开度试验。

综上，根据新旧轮性能试验结果，笔者认为造成新轮在高水头大开度下以双喷嘴方式运行时，出现水轮机效率“饱和现象”可能的原因有：①尾水排水不畅，随着流量的增大，可能出现转轮打水，导致水轮机效率意外下降；②可能存在新水轮机转轮水流出水与机盖、机壳之间的匹配问题。因此，基于上述可能存在的原因，笔者利用CFD技术手段，对其水轮机内全流道流场开展了专门的数值模拟研究分析，以寻求合理的改进方案。

3 数值模拟

3.1 几何模型及离散化

利用UG三维建模软件并结合AutoCAD，对数值计算所研究的冲击式水轮机全流道进行三维建模，其中包括转轮、喷嘴、机壳、机盖等[1]。与此同时，为了使生成的网格既能很好的描述水轮机全流道所具有的结构特征，又保证网格划分后网格数量在现有计算机条件的计算范围内，本次数值模拟研究采用了适应性较强的非结构化网格，即水轮机各过流部件的网格生成均采用非结构的四面体网格。对相对重要的转轮旋转区域做了网格加密处理，最终全流道水体模型与网格离散化后转轮模型如图4所示。

图4 水体模型与网格离散化

3.2 计算方法及边界条件

由于冲击式水轮机内部流动具有强旋度及旋转剪切流等特点，本次冲击式水轮机内部气水两相流三维非定常数值模拟研究中，湍流模型采用双方程模型中的RNG k-epsilon模型，气水两相流模型采用VOF模型；应用有限体积法离散控制方程；时间项采用一阶向后差分隐式格式，方程组中扩散项采用二阶中心差分格式，对流项采用二阶迎风格式，应用PISO方法进行速度压力耦合求解[2- 4]。

该冲击式水轮机内部流动数值模拟工况按照前述性能试验问题工况，选取了两个工况进行对比研究：工况1，H=551.0 m，Q=3.5 m3/s、射流直径φ=149.5 mm；工况2，H=551.0 m，Q=3.2 m3/s、射流直径φ=143 mm。

通过FLUENT商用CFD软件，其内部流动数值模拟边界条件的定义主要包括壁面、进口、出口以及流动介质的定义[5]，具体设置为：①流动介质，空气和水；②混合进口条件，给定喷嘴出口处射流速度和气水各组分的体积份数，其中水和空气比值为1∶0；③混合出口条件，给定尾水出口压力和气水各组分的体积份数，其中，出口处压力为0，水和空气比值为0∶1；④水轮机各静止和旋转交界面采用滑移网格技术，所有近壁面区均采用标准壁面函数法处理；⑤施加相应的重力加速度。

3.3 结果及分析

由于本次数值模拟采用瞬态流动分析，且计算时间步长取0.001 s，即相当于水斗旋转了0.158个水斗。考虑到篇幅限制，下面将仅给出该水轮机在工况1和工况2运行时，0.000 s、0.005 s和0.010 s时刻时，水轮机内部和中截面气水分布图，具体见图5～8。

图5 水轮机区域内气水分布(工况1)

图6 水轮机中截面气水分布(工况1)

图7 水轮机区域内气水分布(工况2)

图8 水轮机中截面气水分布(工况2)

由图5～8可看出，在所选择的两个工况下，以双喷嘴方式运行时，在机壳和机盖连接处出现水流堆积现象，导致部分水流再次返回到转轮转动区域中，从而形成严重干涉，导致该水轮机效率下降。

与此同时，为了验证水从水斗出来撞到机壳后是否反射，对单个水斗在某一假设条件下进行数值模拟研究，其三维示意模型与中截面气水分布如图9所示。

图9 水柱射入水斗简图及其中心截面气水分布

4 优化方案及结果

依据CFD原因分析结果以及考虑到实际工程中可行性，笔者认为可采用增设挡水板的改进方案来导流，其具体方案设置如图10所示。与此同时，为了对比较改造前水轮机内部流动情况，运用第2小节提供的该水轮机内部流场数值计算方法，对该冲击式水轮机在工况2运行时进行数值模拟，其结果如图11、12所示。

图10 改进方案

图11 水轮机区域内气水分布(工况2)

图12 水轮机中截面气水分布(工况2)

由图11、12可看出，对该水轮机增设挡水板方案，起到了良好的导流作用，阻止了水流再次返回至转动区域内。该电站1号机组水轮机经此种改进方案后，通过业主单位反馈的机组实际运行情况可知，该工况下水轮机效率未出现“饱和现象”，运行良好，由此表明该问题得到了彻底解决。

5 结 论

(1)采用VOF模型对意大利某水电站冲击式水轮机内部进行了非定常气水两相流计算研究，并结合性能试验与数值计算结果分析，确定了导致新轮在高水头、大开度且以双喷嘴方式运行时水轮机效率下降5%的原因为：新水轮机转轮水流出水在机壳和机盖连接处不断堆积，最终致使水流再次返回到转轮旋转区域，形成了严重干涉，从而导致了水轮机效率突降。

(2)通过运用CFD方法原因分析结果，采取了对该水轮机增设挡水板的改进方案，计算结果表明：此种改进方案有效的防止了水流再次返回至新轮旋转区域，新轮水轮机效率突降问题得以解决。

(3)本文采用的冲击式水轮机内部非定常气水两相流数值计算方法，可应用于同类型水轮机水力设计与优化，特别地适用于实际工程项目。

[1]周文桐， 周晓泉. 水斗式水轮机转轮设计[J]. 大电机技术， 2008(2)： 44- 53．

[2]XIAO Y X， WANG Zhengwei， ZHANG Jin， et al. Numerical and Experimental Analysis of the Hydraulic Performance of a Prototype Pelton Turbine[J]. Journal of Power and Energy， 2014， 228(1)： 46- 55．

[3]PERRIG A. Hydrodynamics of the Free Surface Flow in Pelton Turbine Burckets[M]. Lausanne： EPFL， 2007．

[4]PERRIG A. 冲击式水轮机水斗中流动的数值分析[J]. 尹继红， 李任飞， 译. 国外大电机， 2005(1)： 55- 59．

[5]肖业祥， 郑爱玲， 韩凤琴， 等. CFD法研究多喷嘴冲击式水轮机的射流干涉[J]. 华南理工大学学报： 自然科学版， 2007， 35(3)： 66- 70．

(责任编辑 高 瑜)

Analyses and Improvement on Efficiency Decrease of Pelton turbine

CHEN Zhu1, LIU Yu2, 3, YU Bo3, LEI Heng4

(1. Chongqing Hydraulic Turbine Co., Ltd., Chongqing 400054, China;2. Guodian Dadu River Hydropower Development Co., Ltd., Chengdu 610041, Sichuan, China;3. School of Energy and Power Engineering, Xihua University, Chengdu 610039, Sichuan, China；4. Department of Water Conservancy, Yellow River Conservancy Technical Institute, Kaifeng 475004, Henan, China)

After replacing the runner of Pelton turbine in an Italian hydropower station with Chinese production, the efficiency of turbine decreases by 5% with the increasing of needle opening which still below rated opening when the turbine operates at high water head, big opening and double nozzle mode during on-site performance acceptance test. For solving this problem, the CFD software is used to simulate the internal flow field of unsteady gas-water two-phase flow of turbine including runner, nozzle, casing and machine cover, and the reasons of efficiency decrease is analyzed. The improvement scheme of adding baffle plate is proposed. The simulation results show that the improvement can prevent water flowing back to rotating parts and the efficiency decrease is resolved．

hydraulic machinery; Pelton turbine; nozzle; performance test; numerical simulation

2015- 10- 13

国家自然科学基金资助项目(51379179);河南省高等学校青年骨干教师资助项目(2013GGJS- 197)

陈柱(1982—)，男，广西玉林人，工程师，主要从事水轮机水力和结构的数字化设计及结构设计工作．

TK735

A

0559- 9342(2016)06- 0049- 04