電廠循環(huán)水流道全系統(tǒng)水力性能數(shù)值模擬研究

賀友才， 甄娟， 黃幸， 王為術(shù)， 郭嘉偉， 翟禹鑫

（1.江西大唐國(guó)際撫州發(fā)電有限責(zé)任公司， 江西 撫州 344000； 2.華北水利水電大學(xué) 電力學(xué)院， 鄭州 450045）

火力發(fā)電廠中循環(huán)水流道流態(tài)特征對(duì)循環(huán)水泵的能量特性、 經(jīng)濟(jì)性、 安全性和可靠性影響顯著［1－2］。 循環(huán)水流道內(nèi)回流、 偏流、 旋渦和脫流等不良流態(tài)會(huì)導(dǎo)致水泵機(jī)組發(fā)生振動(dòng)、 汽蝕破壞， 影響循環(huán)水泵的經(jīng)濟(jì)性能［3］。 循環(huán)水泵的水力性能與循環(huán)水流道設(shè)計(jì)有著密切的關(guān)系［4］， 循環(huán)水流道的設(shè)計(jì)對(duì)于火電廠的運(yùn)行至關(guān)重要。

研究者常采用模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究循環(huán)水流道水力性能。 等比縮放建造水力模型直觀驗(yàn)證水力特性， 造價(jià)高、 周期長(zhǎng)。 陸林廣等［5］開展循環(huán)水流道水力模型試驗(yàn)研究， 結(jié)果表明不帶模型泵對(duì)水流道內(nèi)部流態(tài)沒有較大影響。 吳燕武等［6］采用物理模型試驗(yàn)研究了泵站前池的流態(tài)， 優(yōu)化改善進(jìn)水條件， 解決了循環(huán)水泵汽蝕。 付輝等［7］采用水力模型試驗(yàn)研究?jī)?yōu)化了核電站180° 進(jìn)流平面擴(kuò)散角的超窄聯(lián)合泵房前池的水力性能， 工程實(shí)踐證明數(shù)值模擬方法可有效解決循環(huán)水系統(tǒng)水力問題診斷和性能優(yōu)化。 王為術(shù)等［8］對(duì)某電廠發(fā)電機(jī)組循環(huán)水流道系統(tǒng)內(nèi)的流動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬。 劉樹紅等［9］采用VOF 兩相流模型對(duì)水流道自由液面和泵吸水室流場(chǎng)進(jìn)行模擬研究。 Liang［10］針對(duì)火力發(fā)電廠循環(huán)水泵推力瓦磨損問題， 提出了以彈性金屬材料代替巴氏合金瓦的改造方案， 有效減少了循環(huán)泵故障問題的發(fā)生。 Liu 等［11］通過數(shù)值模擬分析了機(jī)組不同工況， 以降低電廠供電煤耗。 金迪［12］和王二平等［13］對(duì)1 000 MW 火電機(jī)組水流道進(jìn)行了數(shù)值研究和物理研究。

江西撫州電廠循環(huán)水泵持續(xù)發(fā)生異常振動(dòng)， 多次對(duì)泵體進(jìn)行加固改造仍未能解決問題， 為溯源循環(huán)水泵振動(dòng)原因， 解決循環(huán)水泵振動(dòng)問題， 采用數(shù)值模擬方法研究該進(jìn)水流道水力特征， 為進(jìn)水流道水力優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 控制方程

（1） 連續(xù)方程：

式中： ui為i 方向上流體平均速度， m／s； xi為坐標(biāo)軸位置。

（2） 動(dòng)量方程：

式中： uj為j 方向上流體平均速度， m／s； xj為坐標(biāo)軸位置； ρ 為水流密度， kg／m3； p 為壓強(qiáng)，Pa； ν 為水的運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)， m2／s； μt為湍流黏性系數(shù)， m2／s； fi為i 方向的質(zhì)量力。

（3） 湍動(dòng)能方程：

式中： k 為Von Kaman 常數(shù)； ε 為湍動(dòng)能耗散率； Pk為湍動(dòng)能生成率； μ 為動(dòng)力黏性系數(shù)， Pa／s；μt為湍流黏性系數(shù)， m2／s； σk為湍流普朗特?cái)?shù)， 取1.0； σε為ε 方程的湍流普朗特?cái)?shù)， 取1.3； C1、 C2為常數(shù)， 分別取1.44、 1.92。

1.2 網(wǎng)格模型

根據(jù)流道設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)和實(shí)地測(cè)量數(shù)據(jù)對(duì)比， 尺寸誤差很小， 利用SCDM 軟件， 用原設(shè)計(jì)尺寸對(duì)循環(huán)水流道建立1 ∶1 三維幾何模型。 進(jìn)水流道于泵房前設(shè)有1 個(gè)前池， 前池后分為3 個(gè)吸水室， 吸水室頂部有遮流板， 每個(gè)吸水室內(nèi)各有1 個(gè)循環(huán)水泵， 喇叭口下方各有楔形導(dǎo)流錐。 循環(huán)水泵根據(jù)已有參數(shù)通過CFturbo 專業(yè)葉輪及蝸殼設(shè)計(jì)軟件完成建模。

整體模型如圖1 所示， 模型還原了實(shí)際循環(huán)水流道的所有特征， 可保證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。 計(jì)算區(qū)域包括引水段、 前池、 吸水室和泵體4 個(gè)部分。

圖1 整體模型Fig. 1 Overall model

用Fluent Meshing 軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。 循環(huán)水流道遠(yuǎn)壁面區(qū)采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格， 邊界以及流態(tài)劇烈變化處采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。 考慮固壁邊界形狀對(duì)循環(huán)水泵主要截面流速的影響， 對(duì)循環(huán)水泵及周邊固壁進(jìn)行局部加密處理。 經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證后， 選擇約400 萬網(wǎng)格模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算模擬， 整體網(wǎng)格如圖2 所示， 循環(huán)水泵局部加密網(wǎng)格如圖3 所示。

圖2 整體網(wǎng)格Fig. 2 Overall grid

圖3 局部加密網(wǎng)格Fig. 3 Partial refined grid

1.3 邊界條件

進(jìn)水口設(shè)置為質(zhì)量流量入口， 模擬3 泵全開（單泵流量為9 572.7 kg／s）的情況。 出水口設(shè)置為質(zhì)量流量出口， 即給定出口流量， 以滿足水泵抽水時(shí)的額定流量。 該進(jìn)出口邊界的設(shè)置能保證運(yùn)行工況模擬以及模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

固壁條件采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。 為模擬液面波動(dòng)和漩渦產(chǎn)生情況， 進(jìn)水口頂部與前池頂部均為自由液面， 選擇VOF 模型。 循環(huán)水泵內(nèi)的動(dòng)葉部分均采用旋轉(zhuǎn)參考系運(yùn)動(dòng)， 旋轉(zhuǎn)速度根據(jù)水泵運(yùn)行工況參數(shù)設(shè)置。

1.4 數(shù)值計(jì)算方法

應(yīng)用Fluent 2020R2 軟件， 基于壓力求解器，穩(wěn)態(tài)求解， 不考慮流體熱質(zhì)交換過程。 數(shù)值計(jì)算模型采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε 模型， 求解的壓力－速度耦合算法采用Simple 算法， 迎風(fēng)差分格式進(jìn)行隱式求解。 水流在流動(dòng)過程中有縱向運(yùn)動(dòng)， 所以需要考慮重力對(duì)水流運(yùn)動(dòng)的影響， 即設(shè)置重力加速度為－9.81 m／s2。

2 結(jié)果及分析

2.1 循環(huán)水流道整體流場(chǎng)分析

根據(jù)電廠實(shí)際運(yùn)行情況， 選取其運(yùn)行典型工況： 3 泵運(yùn)行， 做模擬分析。 以流道底為基準(zhǔn)面，選擇0.6 m、 1.2 m、 2.0 m、 4.0 m、 8.0 m 處的截面為特征截面， 0.6 m 至4.0 m 的各截面位于流道的中下部， 反映底部流場(chǎng)的流動(dòng)情況， 8.0 m 處為前池自由液面， 可反映液面上的漩渦情況， 特征截面充分考慮了整個(gè)循環(huán)水流道水力特性及流態(tài)。 循環(huán)水流道沿水深度方向各截面速度矢量如圖4 所示。

由圖4 中（a）～（d）可知， 水流通過弧形進(jìn)水流道進(jìn)入前池后， 由于前池過短且為矩形不規(guī)范設(shè)計(jì)， 水流未能充分發(fā)展而沿流道進(jìn)口方向形成高速區(qū)， 來流在進(jìn)入吸水室后緊貼流道內(nèi)壁流動(dòng)， 在外壁面形成脫壁流動(dòng)， 從而發(fā)生嚴(yán)重的撞壁偏流。 其中A 吸水室和C 吸水室的偏流情況較為嚴(yán)重， 從而在泵房?jī)?nèi)部形成旋流， 對(duì)泵體產(chǎn)生沖擊， 進(jìn)而導(dǎo)致泵體發(fā)生振動(dòng)。 從1.2 m 截面速度矢量圖可知，循環(huán)水泵喇叭口附近的水流對(duì)泵體的沖擊情況最為嚴(yán)重， 由于貼壁流動(dòng)形成的撞壁偏流會(huì)造成循環(huán)水泵左右振動(dòng)， 尤其是A、 C 循環(huán)水泵發(fā)生振動(dòng)情況嚴(yán)重。 B 吸水室正對(duì)水流來流方向， 故其偏流情況沒有A、 C 泵房嚴(yán)重， 但由于弧形進(jìn)水流道形成的水流高速區(qū)， 使B 吸水室水流流速較高同時(shí)也存在輕微的偏流情況， 易導(dǎo)致B 循環(huán)水泵發(fā)生沿水流方向的前后振動(dòng)。

圖4 循環(huán)水流道沿水深度方向各截面速度矢量Fig. 4 Velocity vector diagram of each section in the circulating water channel along with the depth

從沿水深方向0.6 m 到4.0 m 的速度矢量圖可知， 隨著水位高度的增加， 水流進(jìn)入泵房的貼壁流動(dòng)情況雖一直存在， 但偏流情況稍有減弱， 且隨著水位高度增加， 水流速度變慢。 同時(shí)， 如圖4（e）8.0 m 自由液面處的流速矢量所示， 在水面上有多個(gè)小漩渦產(chǎn)生， 這與實(shí)際觀測(cè)情況一致。

各泵房中心沿水流方向速度矢量如圖5 所示。由速度矢量圖可知， 各泵房在喇叭口截面處水流流速存在嚴(yán)重不對(duì)稱現(xiàn)象。 其中沿水流方向B、 C 循環(huán)水泵喇叭口前沿受水流沖擊明顯大于喇叭口后沿，A 吸水室水流流速小于B、 C 吸水室水流流速， 故A循環(huán)水泵喇叭口前沿受到的沖擊小于B、 C 兩泵。

圖5 各泵房中心沿水流方向速度矢量Fig. 5 Velocity vector diagram of each pump center along with the flow direction

2.2 循環(huán)水泵喇叭口喉部斷面流速分析

循環(huán)水泵葉片前斷面即進(jìn)水喇叭口喉部流速分布是引起循環(huán)水泵振動(dòng)的主要原因。 選擇沿水流方向喇叭口喉部截面及泵體內(nèi)部流域的側(cè)截面為特征截面， 分析進(jìn)水喇叭口喉部流速分布對(duì)循環(huán)水泵振動(dòng)的影響。 泵喇叭口喉部截面速度矢量如圖6 所示。

如圖6（a）所示， A、 C 兩泵房偏流情況嚴(yán)重，導(dǎo)致在其喇叭口喉部左右水流速度不平衡， 使循環(huán)水泵左右受沖擊不同而發(fā)生振動(dòng)。 B 泵正對(duì)前池進(jìn)水口， 在泵房中心有高速水流區(qū)， 同時(shí)有輕微的偏流情況， 使B 泵右上部分受沖擊較大， 會(huì)使泵發(fā)生異常振動(dòng)。 由圖6（b）可知， 在水流通過喇叭口進(jìn)入泵內(nèi)之后， 3 個(gè)循環(huán)水泵喉部的速度分布沒有明顯差異， 而循環(huán)水泵筒體外部流場(chǎng)不均勻， 使循環(huán)水泵筒體受力不均， 進(jìn)而產(chǎn)生振動(dòng)。

圖6 循環(huán)水泵喇叭口喉部截面速度矢量Fig. 6 Velocity vector diagram of throat section of bell mouth of circulating pump

泵體中心側(cè)截面速度矢量如圖7 所示。 循環(huán)水泵喇叭口附近一般為環(huán)狀進(jìn)水流態(tài)， 流速分布應(yīng)當(dāng)均勻且平均流速不應(yīng)大于0.3 m／s。 而圖7（a）中喇叭口附近流場(chǎng)流態(tài)紊亂， 速度前后、 左右均分布不平衡， 泵體四周水流流速差別較大， 而且水泵入口速度普遍偏大， 最高達(dá)1.2 m／s。 由圖7（b）可知，泵內(nèi)水流流態(tài)并無明顯差異， 且在喇叭口喉部處水流流態(tài)也沒有明顯差異。

圖7 泵體中心側(cè)截面速度矢量Fig. 7 Velocity vector diagram of the central side section of the pump casing

根據(jù)以上分析可知， 前池的不良流態(tài)在進(jìn)入吸水室之后依舊存在， 偏流情況嚴(yán)重， 使得循環(huán)水泵筒體四周受沖擊不平衡， 進(jìn)而引起循環(huán)水泵筒體異常振動(dòng)。

2.3 循環(huán)水流道內(nèi)泵體水力分析

為進(jìn)一步分析泵體四周不同方向的受力情況，需要考察泵體前后左右沿水深豎直方向上的速度分布。 A、 B、 C 泵泵體四周流速對(duì)比情況分別如圖8～圖10 所示。

圖8 A 泵泵體四周流速對(duì)比Fig. 8 Comparison of flow velocity around the pump casing of A pump

圖10 C 泵泵體四周流速對(duì)比Fig. 10 Comparison of flow velocity around the pump casing of C pump

由圖8 可以看出， 在A 泵喇叭口附近， 前側(cè)水流速度略大于泵后側(cè)， 此時(shí)循環(huán)水泵前后兩側(cè)受力大致平衡。 在喇叭口截面以上至自由液面的區(qū)域， 水流流速降低， 但泵體后側(cè)水流速度明顯大于前側(cè)。 6.0 m 截面以下不同深度流層均存在泵體左側(cè)水流速度明顯大于右側(cè)的不良流態(tài)， 主要原因?yàn)榍俺匕l(fā)展不充分的高速水流進(jìn)入A 吸水室之后沿左側(cè)墻體流動(dòng)， 進(jìn)而使泵體左側(cè)受力大于右側(cè)受力。 由于A 泵四周的受力明顯不平衡， 長(zhǎng)期運(yùn)行時(shí)會(huì)產(chǎn)生左右方向的振動(dòng)。

由圖9 可以看出， 在B 泵喇叭口附近， 前側(cè)水流速度明顯大于泵后側(cè)， 原因是B 泵吸水室位于進(jìn)水水流高速區(qū)， 會(huì)導(dǎo)致其流動(dòng)到循環(huán)水泵筒體前后的水流流速差異較大， 高速水流沖擊喇叭口前沿。 喇叭口截面以上至自由液面以下的區(qū)域水流速度大體相當(dāng)， 泵體的受力大致平衡。 B 泵房流態(tài)稍好， 基本沒有偏流情況， 故其泵體左右水流速度大體相當(dāng)， 左右受力大致平衡， 但其前后流速差異大， 前后受力不平衡， 長(zhǎng)期運(yùn)行時(shí)B 循環(huán)泵容易發(fā)生沿水流方向的前后振動(dòng)。

圖9 B 泵泵體四周流速對(duì)比Fig. 9 Comparison of flow velocity around the pump casing of B pump

由圖10 可以看出， 在C 泵喇叭口截面附近，前側(cè)水流速遠(yuǎn)大于泵后側(cè)， 此時(shí)循環(huán)水泵喇叭口前后兩側(cè)受力差異較大。 在喇叭口截面以上至自由液面以下區(qū)域， 水流速度大體相當(dāng)， 泵體的受力大致平衡。 在水下各深度C 泵泵體右側(cè)水流速度明顯大于左側(cè)， 使右側(cè)受力大于左側(cè)受力， 泵體的受力明顯不平衡。 由于高速的進(jìn)水水流沿C 泵房貼壁流動(dòng)， 使C 泵房?jī)?nèi)的流體流態(tài)發(fā)生嚴(yán)重的偏流情況。

由以上分析可知： 該循環(huán)水流道循環(huán)水泵筒體四周受力不均， 筒體易發(fā)生振動(dòng)， 3 個(gè)循環(huán)泵泵體四周受力均存在不均情況， 左右受力也不平衡。尤其A、 C 兩泵泵體既有高速水流沖擊又有嚴(yán)重的偏流情況， 循環(huán)泵的進(jìn)水條件惡劣， 易發(fā)生高頻異常振動(dòng)。

3 結(jié)論

（1） 該循環(huán)水流道前池過渡段為矩形不規(guī)范設(shè)計(jì)， 擴(kuò)散角角度過大且長(zhǎng)度過短， 水流未得到充分發(fā)展擴(kuò)散， 流態(tài)存在嚴(yán)重偏流現(xiàn)象， 在吸水室內(nèi)水流貼壁流動(dòng)， 造成喇叭口與泵體周圍水力不均， 是循環(huán)水泵筒體振動(dòng)的主要原因。

（2） 進(jìn)水流道流場(chǎng)紊亂、 速度高， 循環(huán)水泵喇叭口四周流速分布不均， 最高流速達(dá)1.2 m／s， 是常規(guī)流速的4 倍。 A、 C 兩泵正對(duì)來流方向左右兩側(cè)速度差異明顯， 導(dǎo)致循環(huán)水泵筒體左右受力不均。 B 泵房處于高速水流區(qū)， 前后流速也有偏差，其循環(huán)水泵也會(huì)發(fā)生振動(dòng)。