CFD在調(diào)壓室設(shè)計(jì)計(jì)算中的可行性研究

卿 彪，余 波，陳凌平，張 卿，劉 育

(西華大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，成都 610039)

CFD在調(diào)壓室設(shè)計(jì)計(jì)算中的可行性研究

卿 彪，余 波*，陳凌平，張 卿，劉 育

(西華大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，成都 610039)

采用CFD方法對(duì)簡(jiǎn)單調(diào)壓室和阻抗式調(diào)壓室進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算出不同分流比下，調(diào)壓室的阻力系數(shù)值，將模擬結(jié)果同文獻(xiàn)中的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比分析。結(jié)果表明，模擬曲線和試驗(yàn)曲線的趨勢(shì)基本一致，并且模擬數(shù)值和試驗(yàn)數(shù)值高度吻合，該方法可應(yīng)用在調(diào)壓室的阻力系數(shù)研究中。在此基礎(chǔ)之上，該方法應(yīng)用在實(shí)際電站調(diào)壓室的模擬中，并通過水力過渡過程的計(jì)算，驗(yàn)證了該結(jié)果的準(zhǔn)確性。最后得出結(jié)論，CFD方法可應(yīng)用于調(diào)壓室的設(shè)計(jì)計(jì)算。

CFD方法；調(diào)壓室；阻力系數(shù)；分流比；水力過渡過程

0 引 言

調(diào)壓室是水電站用來控制水力過渡過程、降低管道水擊壓力和改善繼續(xù)運(yùn)行條件普遍采用的措施。它是利用調(diào)壓室擴(kuò)大底面積和自由水面使壓力管道中傳來的水錘波發(fā)生異號(hào)反射，從而減小壓力管道和傳入有壓引水道的水錘壓強(qiáng)，調(diào)壓室的存在縮短了壓力管道的長(zhǎng)度，減小了管道中的水流慣性，有利于提高機(jī)組運(yùn)行的穩(wěn)定性和供電質(zhì)量[1]。而調(diào)壓室水頭損失系數(shù)(阻力系數(shù))的確定對(duì)計(jì)算其水力過渡過程有著很大的影響，因此正確判斷和選擇調(diào)壓室水力特性參數(shù)很重要[2-3]。

對(duì)于調(diào)壓室的研究，目前國(guó)內(nèi)多是采用試驗(yàn)的方法進(jìn)行研究，劉啟釗、蔡付林、宋長(zhǎng)福等人通過試驗(yàn)研究得出了簡(jiǎn)單調(diào)壓室和阻抗式調(diào)壓室阻力系數(shù)關(guān)于流量比的擬合公式和關(guān)系曲線。但是，試驗(yàn)的成本很高，過程復(fù)雜，缺乏合適的試驗(yàn)條件。鑒于CFD技術(shù)的興起與發(fā)展，本文利用CFD軟件FLUENT對(duì)典型的調(diào)壓室進(jìn)行數(shù)值模擬，并與前人的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，初步確認(rèn)該方法的可行性，并將該方法運(yùn)用到實(shí)際電站。利用CFD方法，對(duì)國(guó)外某電站的調(diào)壓室進(jìn)行數(shù)值模擬，確定該調(diào)壓室的阻尼系數(shù)及相關(guān)參數(shù)，然后通過水力過渡過程的計(jì)算，驗(yàn)證了該方法在調(diào)壓室阻尼系數(shù)研究中的可行性。

1 調(diào)壓室的驗(yàn)證性模擬

1.1 阻力損失系數(shù)的定義

為了得到準(zhǔn)確的調(diào)壓室阻力損失系數(shù)數(shù)據(jù)，速度與壓力的監(jiān)測(cè)點(diǎn)應(yīng)遠(yuǎn)離分叉處，使被擾動(dòng)的流速有足夠的距離進(jìn)行調(diào)整并趨于平緩。但是如果監(jiān)測(cè)面離分叉處太遠(yuǎn)，則管道沿程阻力損失增大，因此監(jiān)測(cè)數(shù)值誤差較大。監(jiān)測(cè)面應(yīng)設(shè)置在水流相對(duì)穩(wěn)定的斷面處，即距離T型分叉處3～5倍管徑位置處，在本文模擬中引水管道和大井監(jiān)測(cè)面擬設(shè)置在距分叉處3倍管徑處。記1，2斷面的水力損失為ΔH12，見圖1。由能量方程得：

(1)

圖1 監(jiān)測(cè)面位置示意圖 Fig.1 Sketch map of monitoring position

而監(jiān)測(cè)面遠(yuǎn)離調(diào)壓室分叉處，水流相對(duì)穩(wěn)定，故可近似的認(rèn)為動(dòng)能修正αi=αj=1,故：

(2)

則1，2兩斷面之間的阻力損失系數(shù)為：

(3)

式中v采用1-1斷面速度。

斷面速度和水力損失都可以根據(jù)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)計(jì)算得出。阻力損失系數(shù)ξ13計(jì)算與ξ12的計(jì)算方法相同；而計(jì)算阻力損失系數(shù)ξ21時(shí)速度v有

(4)

1.2 計(jì)算方法和邊界條件的設(shè)置

調(diào)壓室中流態(tài)為湍流，湍流方程選擇k-ε方程；求解方法采用SIMPLEC算法[4-5]；其他的為默認(rèn)設(shè)置。進(jìn)口設(shè)置為速度進(jìn)口(velocity-inlet)，為0.1 m/s，通過計(jì)算湍流強(qiáng)度為4.9%，水力半徑為0.025 m；出口都設(shè)置成自由出口(outflow)，給定不同的流量比；考慮到調(diào)壓室管道沿程阻力損失，對(duì)調(diào)壓室管道設(shè)置粗糙度為0.000 1；調(diào)壓室內(nèi)部中心位置壓力為101 325 Pa。近壁處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法，迭代步驟500步。

1.3 結(jié)果與分析

按照上述方法和設(shè)置，對(duì)簡(jiǎn)單調(diào)壓室和阻抗式調(diào)壓室進(jìn)行數(shù)值模擬，并將結(jié)果同文獻(xiàn)[2]中的試驗(yàn)值結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，繪制曲線[2,6](圖2、圖3)。通過分析可知，不論是簡(jiǎn)單調(diào)壓室還是阻抗式調(diào)壓室，通過CFD方法模擬得出的阻尼系數(shù)隨分流比的變化趨勢(shì)同文獻(xiàn)中試驗(yàn)值的變化趨勢(shì)基本一致，在數(shù)值上也相近。但是，每個(gè)斷面阻尼系數(shù)的模擬值要比試驗(yàn)值大，這是因?yàn)樵谀M過程中簡(jiǎn)化了模型所導(dǎo)致的，比如沒有考慮局部水頭損失等，還有試驗(yàn)的模型同模擬的模型尺寸不同，這也導(dǎo)致兩者在數(shù)值上的差異。但是，模擬值與試驗(yàn)值的最大誤差為15%，是可以接受的[5]。

鑒于上述分析，只要在數(shù)值模擬計(jì)算中處理適當(dāng)，計(jì)算得到的阻尼系數(shù)無論在變化規(guī)律上還是在數(shù)值上，均能同試驗(yàn)值相吻合。因此，初步確定CFD方法可用在調(diào)壓室的設(shè)計(jì)計(jì)算。

圖2 簡(jiǎn)單調(diào)壓室阻力系數(shù)隨分流比的變化Fig.2 Simple surge chamber’resistance coefficient with the split ratio

圖3 阻抗式調(diào)壓室阻力系數(shù)隨分流比的變化Fig.3 Impedance surge chamber’ resistance coefficient with the split ratio

2 應(yīng)用實(shí)例

2.1 電站的基本參數(shù)

某水電站上游正常水位155 m，最低水位154 m，尾水位100.55 m，電站共安裝兩臺(tái)立式混流式水輪發(fā)電機(jī)組，單機(jī)額定出力14.492 8 MW，總出力為28.985 6 MW，單機(jī)額定流量為33.035 m3/s，額定轉(zhuǎn)速為300 r/min，發(fā)電機(jī)飛輪力矩為355 t·m2，機(jī)組安裝高程為100.08 m。水電站引水發(fā)電系統(tǒng)主要由上游水庫、壓力引水隧洞、壓力鋼管、上游調(diào)壓室、水輪發(fā)電機(jī)組成。

調(diào)壓室布置在引水隧洞的末端，引水隧洞長(zhǎng)3 037.4 m，隧道中心縱坡是1.44%，壓力管道162.4 m。采用阻抗式調(diào)壓室布置，見圖4。引水隧洞斷面為圓形，斷面直徑5.2 m，調(diào)壓室阻抗連接管長(zhǎng)27.7 m，直徑3.9 m，調(diào)壓室大井與連接管之間作倒角處理，調(diào)壓室大井是斷面為圓形的柱體，直徑為20 m，高度為29.2 m，其中大井底高程為141.5 m，大井頂高程為169 m。

圖4 某水電站阻抗式調(diào)壓室 Fig.4 Impedance surge of a hydropower station

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果

通過對(duì)該電站的阻抗式調(diào)壓室進(jìn)行數(shù)值模擬，采用同上述相同的設(shè)置方法和求解方程，將模擬結(jié)果繪成曲線，見圖5。由圖5可見，該調(diào)壓室的阻力損失系數(shù)同前文阻抗式調(diào)壓室的阻力損失系數(shù)的趨勢(shì)是一致的，ξ12隨著Q2/Q1呈遞增趨勢(shì)。而隨著流量比Q3/Q1的增加，ξ13先減小，流量比Q3/Q1=0.3時(shí)最小值ξ13=0.11，隨后呈增加趨勢(shì)。而ξ12隨著Q2/Q1呈遞增趨勢(shì)。由于尺寸的原因，導(dǎo)致在具體數(shù)值上存在一定的差異。因此可認(rèn)定試驗(yàn)值和模擬值對(duì)調(diào)壓室水力過渡過程的影響相同。

圖5 阻力系數(shù)隨分流比的變化Fig.5 Resistance coefficient with the split ratio

2.3 水力過渡過程計(jì)算

將上文計(jì)算的阻抗式調(diào)壓室阻力損失系數(shù)應(yīng)用

到水力過渡過程計(jì)算中。對(duì)水電站水力過渡過程的計(jì)算結(jié)果有如下要求：①機(jī)組轉(zhuǎn)速上升率≤45%；②蝸殼最大壓力上升值≤50%；③調(diào)壓室涌浪最高水位≤168.525 m，最低水位≥142.2 m；④尾水管最大真空度≤8 m H2O[7]。

水電站運(yùn)行過程中的水力過渡問題或稱非恒定流現(xiàn)象是不可避免的。正常運(yùn)行的機(jī)組, 由于負(fù)荷的變化或事故停機(jī), 迫使調(diào)速器自動(dòng)調(diào)整導(dǎo)葉開度或關(guān)閉導(dǎo)葉, 導(dǎo)致水輪機(jī)流量、發(fā)電水頭、機(jī)組轉(zhuǎn)速的瞬間變化, 引起有壓系統(tǒng)的非恒定流運(yùn)動(dòng)。這種不穩(wěn)定的運(yùn)行工況帶來了管道內(nèi)巨大的水錘壓力、 機(jī)組轉(zhuǎn)速升高以及運(yùn)行不穩(wěn)定性等工程問題[8]。

而對(duì)于此水電站可能出現(xiàn)的甩負(fù)荷情況，設(shè)定水電站3種可能的工況組合：額定水頭下兩臺(tái)機(jī)組滿載同時(shí)甩負(fù)荷，最大水頭下兩臺(tái)機(jī)組滿載同時(shí)甩負(fù)荷，一臺(tái)機(jī)組滿載且另一臺(tái)機(jī)組從停機(jī)狀態(tài)120 s后開始加載至滿載。對(duì)這3種工況組合優(yōu)化計(jì)算，導(dǎo)葉的關(guān)閉規(guī)律為一段關(guān)閉，直線關(guān)閉時(shí)間為6 s，計(jì)算結(jié)果見表1。

圖6，圖8，圖10，圖11顯示在不同工況下的仿真結(jié)果曲線，其具體計(jì)算控制數(shù)值見表1。其中，橫坐標(biāo)表示時(shí)間(s)，縱坐標(biāo)表示機(jī)組轉(zhuǎn)速、導(dǎo)葉開度、蝸殼末端壓力、尾水管進(jìn)口壓力的相對(duì)值。電站蝸殼機(jī)組最大轉(zhuǎn)速上升值為40.05%，<45%；蝸殼最大壓力上升值為26.3%，<50%；尾水管進(jìn)口真空度最大為5.61 mH2O，<8 mH2O,滿足要求。

表1 水電站水力過渡過程計(jì)算結(jié)果

圖6 額定水頭下兩臺(tái)機(jī)組滿載同時(shí)甩負(fù)荷,1號(hào)機(jī)組過渡過程曲線Fig.6 The transition process curve of No.1 generatingunit when the two units rated water head under full load and load rejection

圖7 額定水頭下兩臺(tái)機(jī)組滿載同時(shí)甩負(fù)荷,調(diào)壓室涌浪曲線 Fig.7 Surge chamber curve when two generating units rated head under full load and load rejection

圖8 最大水頭兩臺(tái)機(jī)組滿載甩負(fù)荷,1號(hào)機(jī)組計(jì)算曲線Fig.8 Unit 1 calculating curve when maximum head of two units of full load rejection

圖9 最大水頭兩臺(tái)機(jī)組滿載,調(diào)壓室涌浪曲線Fig.9 Surge chamber curve when maximum head of two units of full load rejection

圖10 1號(hào)機(jī)組滿載，2號(hào)機(jī)機(jī)組停機(jī)狀態(tài)啟動(dòng)120 s開啟至滿載,1號(hào)機(jī)組水力過渡過程曲線 Fig.10 The transition process of unit 1 curve when unit 1 at full load unit 2 shut down start up 120 s opened to the full

圖11 1號(hào)機(jī)組滿載，2號(hào)機(jī)機(jī)組停機(jī)狀態(tài)啟動(dòng)120 s開啟至滿載,2號(hào)機(jī)組水力過渡過程計(jì)算曲線Fig.11 Unit 2 load rejection when test data of the unit 2 that unit 2 opened in 120 s until full load at unit 1 opened

圖7，圖9，圖12顯示調(diào)壓室涌浪的變化曲線，其計(jì)算結(jié)果見表1。調(diào)壓室的最大涌浪高度為165.647 m，低于調(diào)壓室最高水位，且最小涌浪高度為146.443 m，高于最低水位，滿足要求。

圖12 1號(hào)機(jī)組滿載，2號(hào)機(jī)機(jī)組停機(jī)狀態(tài)啟動(dòng)120 s開啟至滿載,調(diào)壓室涌浪曲線Fig.12 Surge chamber curve when unit 1 at full load, unit 2 shut down start up 120 s opened to the full

通過以上分析可知，各項(xiàng)指標(biāo)均滿足水電站水力過渡過程的計(jì)算要求。也證明了通過數(shù)值模擬得到的阻尼系數(shù)值是正確的，同時(shí)證明了CFD方法在調(diào)壓室的研究中是可行的。

3 結(jié) 論

1)本文采用CFD方法，通過對(duì)簡(jiǎn)單調(diào)壓室和阻抗式調(diào)壓室進(jìn)行數(shù)值模擬，并與文獻(xiàn)[2]中的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比分析，初步認(rèn)定CFD方法可以應(yīng)用在調(diào)壓室阻力系數(shù)的研究中。

2)通過對(duì)國(guó)外某水電站的阻抗式調(diào)壓室進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得了該阻抗式調(diào)壓室阻力系數(shù)的變化關(guān)系曲線。對(duì)水電站進(jìn)行水力過渡過程計(jì)算，結(jié)果表明，各項(xiàng)指標(biāo)符合要求。最終確認(rèn)CFD方法可以應(yīng)用在實(shí)際調(diào)壓室設(shè)計(jì)計(jì)算，并且是可行的。

3)為以后的調(diào)壓室設(shè)計(jì)研究提供了新的方法和思路，可以降低試驗(yàn)研究所帶來的成本。

[1]陳 丹.沖擊式水輪機(jī)電站系統(tǒng)水力過渡過程研究[D].武漢：武漢大學(xué)，2014.

[2]劉啟釗,彭守拙.水電站調(diào)壓室[M].北京：水利水電出版社，1995.

[3]陳家遠(yuǎn).水力過渡過程的數(shù)學(xué)模擬及控制[M].成都：四川大學(xué)出版社，2008.

[4]王福軍.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析[M]．北京：清華大學(xué)出版社，2004.

[5]程永光,楊建東. 用三維計(jì)算流體力學(xué)方法計(jì)算調(diào)壓室阻抗系數(shù)[J].水利學(xué)報(bào),2005,36(7)：787-792.

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[7]沈祖詒.水輪機(jī)調(diào)節(jié)(第三版)[M].北京：中國(guó)水利水電出版社，2008.

[8]林勁松,巨 江,諸 亮,等.水電站水力過渡過程仿真計(jì)算的工程應(yīng)用[J].水力發(fā)電學(xué)報(bào),2010,29(1),31-37.

Feasibility study of CFD on the design calculation of surge chamber

QING Biao, YU Bo*,CHEN Ling-Ping,ZHANG Qing，LIU Yu

(School of Energy and Environment ,Xihua University,Chengdu 610039,China)

CFD method was adopted for simple surge chamber and impedance surge chamber by numerical simulation, surge chamber resistance coefficient values were calculated with different split ratios,and the simulation results and the experimental data were analyzed.The results showed, simulation and experimental curves were basically the same trend,numerical simulation and experimental values agree well, therefore, and the research can be initially determined that the method can be applied in the drag coefficient of the surge chamber. On this basis, this method was applied in the simulation of practical power station surge chamber, and through the calculation of hydraulic transition process, the accuracy of the results was verified.CFD method can be applied in the design of surge chamber calculation.

CFD method;surge chamber; resistance coefficient;split ratio;hydraulic transient process

10.13524/j.2095-008x.2015.02.020

2014-10-09;

2014-12-24

http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1566.T.20150211.1451.004.html

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51379179)；西華大學(xué)研究生創(chuàng)新基金資助項(xiàng)目(ycjj2014073)；西華大學(xué)學(xué)術(shù)成果培育項(xiàng)目(SBZDPY-11-6)

卿 彪(1988-)，男，四川廣安人，碩士研究生，研究方向：動(dòng)力工程系統(tǒng)優(yōu)化與節(jié)能技術(shù)，E-mail:qingbiao881112@163.com;*通訊作者：余 波(1965-)，男，四川西昌人，教授，碩士研究生導(dǎo)師，研究方向：水利水電工程及自動(dòng)化、計(jì)算機(jī)監(jiān)控與仿真技術(shù)等，E-mail：Yuba@163.com。

TV732.5

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2095-008X(2015)02-0007-06