藏木水電站高比速混流式水輪機優化設計

邵國輝，王茜云

（1.水力發電設備國家重點實驗室，哈爾濱 150040；2.哈爾濱大電機研究所，哈爾濱 150040）

高比轉速水輪機轉輪高度較大,流道較短,結構緊湊，有較大的過流量,主要應用于低水頭大流量的水電站水輪機［1］。

由于水輪機內水流速度較大,更容易出現穩定性問題。因此伴隨水輪機比轉速的不斷提高，水輪機運行中的穩定性問題也逐漸顯露出來。目前世界上的巨、大型機組普遍存在運行不穩定現象，特別是水頭變幅大、最大水頭與額定水頭比值較大的水輪機運行不穩定現象相當普遍［2］。水輪機能否穩定運行，以達到優化設計目標，提高市場競爭能力，開發出性能優良的高比轉速混流式水輪機水力模型，更加合理有效地利用水力資源，把潛在資源優勢轉化成經濟效益和社會效益,意義十分重大。

1 水電站概況

藏木水電站位于西藏自治區山南地區加查縣境內，是雅魯藏布江干流上開發的第1個水電站。電站最大水頭67m，最小水頭44.3m，額定水頭53.5m，額定轉速136.4r/min,水輪機安裝高程3237.20m,單機容量85MW。

藏木水電站的開發任務為發電，為西藏中部電網的主力電源；豐水期將作為羊湖電站的抽水電源，為羊湖電站提供抽水電量，枯水期為西藏中部電網供電，滿足西藏中部電網負荷的發展［3］。

藏木水電站屬于60～70m水頭段范圍，根據電站水頭特征，藏木水電站水輪機轉輪選用沙沱電站轉輪A904c為基礎轉輪，采用先進的流體計算軟件進行CFD分析。最終優化設計出適合電站參數的轉輪，可為水力設計或改型優化設計提供借鑒。

2 水電站特點

一般來說，水頭變幅大的電站易出現高水頭水力脈動問題，如巴基斯坦的塔貝拉電站、大古力和小浪底等電站。文獻［4］中，對國內外40多座裝有大型混流式水輪機的電站參數進行了統計，發現大多數電站的水頭變幅Hmax/Hmin小于1.65，Hmax/Hp小于1.16，Hmax/Hr小于1.2，Hmin/Hp大于0.64。

水頭比值問題實際是運行工況偏離最優工況遠近的問題。一般來說，高水頭小流量區的振動比低水頭大流量區的振動危險性更大，而Hmax/Hr比值是表明高水頭運行區偏離最優工況遠近的基本標志。當水輪機在高水頭小流量區運行時，由于葉片進口沖角和出口流速的圓周分量都較大，穩定性問題較為突出［4］。

藏木水電站機組轉輪直徑D1等于4.5m，最大水頭與最小水頭比值Hmax/Hmin等于1.51，最大水頭與額定水頭的比值Hmax/Hr等于1.25，Hmax/Hp等于1.11，Hmin/Hp等于0.73。

從藏木電站水頭參數來看，其水頭比值在范圍的上限或超過上限，額定水頭偏低，水頭變幅較大。因此，在設計時對藏木電站機組的穩定性問題要引起足夠重視。

3 水輪機通流部件

在藏木電站水輪機通流部件的設計過程中，哈爾濱大電機研究所根據該電站的具體情況，充分考慮藏木電站參數特點，在該水頭段已有沙沱電站轉輪A904c優秀轉輪基礎上，根據藏木電站參數進行局部改型與調整，并作了相應的CFD分析計算。

3.1 改型設計手段采用CFD分析方法

計算分析軟件為CFX-TASCflow流動計算軟件，該軟件在水輪機水力設計上已廣泛使用多年，可較準確地通過計算得到水輪機各過流部件內部流動情況，不但可指導設計，還可預估水輪機性能，用數值方法對轉輪進行初步篩選，既提高了水輪機的性能指標，又減少開發周期，節省了大量的試驗費用。

CFX-TASCflow軟件設計過程是一個優化設計的過程，針對不同的目標參數（如流量、轉速、效率或汽蝕參數）可得到不同的結果，也可兼顧多項目標參數達到綜合最優目的。

3.2 通流部件采用CFD計算分析

以沙沱電站水輪機轉輪A904c為基礎進行優化設計，包括蝸殼、尾水管及轉輪等，其中蝸殼、尾水管CFD計算最優工況和額定水頭額定出力工況，轉輪除最優工況和額定工況外，對最大水頭額定出力工況處做了轉輪改型前后的對比分析。

4 水輪機通流部件優化

4.1 蝸殼優化設計及CFD分析

蝸殼水力設計通常有兩種方法。一是早期水力設計常用的VUR等于常數方法，二是VU等于常數方法。兩種方法的區別在于：方法二設計的蝸殼尾部斷面比方法一設計的蝸殼尾部斷面大，更有利于大流量工況時的水流流動，在最優效率相差不大的情況下，大流量區有較高的效率［5］。挪威KVAERNER公司設計的三峽水輪機蝸殼，基本采用了這種方法，其斷面面積呈線性變化規律。

在進行藏木水電站蝸殼水力設計時，為驗證蝸殼的優化設計效果，對蝸殼進行了CFD分析，計算水頭30m。

蝸殼計算進口按給定進口斷面流量作為進口邊界條件,出口按平均壓力作為出口邊界條件。圖2～圖4 為最優工況的CFD結果。圖1為蝸殼的幾何形狀。圖2為蝸殼對稱面壓力分布，圖3 為蝸殼對稱面的速度矢量，圖4為蝸殼內部流線分布。

圖1 蝸殼幾何形狀

圖2 蝸殼對稱面壓力分布

圖3 蝸殼對稱面速度矢量

圖4 蝸殼內部流線

從圖2～圖4的CFD分析結果可以看出，蝸殼內壓力分布均勻，速度變化合理；蝸殼出口流速比較均勻，水流角變化不大。

根據CFD計算結果得到蝸殼內部的水力損失占進口水頭的2.87%，表明蝸殼設計合理。

4.2 尾水管優化設計及CFD分析

計算混流式水輪機尾水管時，不但應考慮尾水管恢復系數的提高，更要綜合考慮合理地選擇尾水管高度等幾何尺寸。有關尾水管肘管的專門研究證明：肘管斷面的形狀對性能影響不大，而沿軸線的斷面面積變化規律對尾水管恢復系數有影響。經過優化設計，最終選擇了以沙沱電站尾水管面積變化規律為基礎，得到了藏木電站的尾水管面積變化規律，同時在電站結構尺寸控制范圍內給出了藏木尾水管單線尺寸。

為了使計算結果更加符合實際水流流動條件，尾水管計算時，以相應工況轉輪出口流速場作為尾水管進口邊界條件，出口按平均壓力作為出口邊界條件。計算水頭30m。

尾水管最優工況的CFD分析結果如圖7和圖8所示。圖5為尾水管實體，圖6為尾水管網格劃分，圖7為尾水管壁面的壓力分布，圖8為尾水管內部流線分布。

圖5 尾水管實體

圖6 尾水管網格劃分

圖7 尾水管壁面的壓力分布

圖8 尾水管內流線分布

從圖7～圖8的CFD結果可以看出,優化設計的藏木電站尾水管壓力分布合理，速度分布均勻，流線分布合理。

根據數值回能系數計算公式，藏木電站尾水管數值回能系數為77.6%。

4.3 轉輪優化設計及CFD分析

轉輪設計以沙沱電站轉輪為基礎，確定導葉高度選B0=0.304D1，葉片數13個；電站最大水頭Hmax等于67m，最小水頭Hmin等于44.3m，額定水頭Hr等 于53.5m，Hmax/Hmin等 于1.512,Hmax/Hr等 于1.252，水頭變幅較大。而且在額定水頭與最大水頭之間的90%～100%額定出力之間水輪機運行加權因子最大。因此，在轉輪設計時應盡量使水輪機運行加權因子較大的區域位于模型綜合特性曲線的高效率區，以盡可能提高水輪機總體的加權平均效率。

效率、空化和穩定性是水輪機水力性能的三大重要指標。其中，效率關系到水能的利用程度，空化關系到轉輪的使用壽命，而穩定性則關系到機組乃至電站能否正常運行［6］。新轉輪需要盡量提高效率，改善空化和壓力脈動等穩定性能。

4.3.1 轉輪的優化設計方法

4.3.1.1 效率特性

通過改變基礎轉輪葉片厚度規律，葉片進出口角，優化轉輪葉片和活動導葉的匹配關系，改善葉片出口環量分布規律，提高轉輪性能。

CFD分析時比較了3個工況點：最優點附近，額定水頭額定出力工況點，最大水頭額定出力工況點。從CFD計算結果來看，改型后轉輪的數值效率與改型前的轉輪相比略有提高。

4.3.1.2 空化性能

對空化性能的分析主要是計算葉片背面最低壓力的大小，比較相同工況點改型前后兩個葉片的最低相對壓力值，以確保優化后的葉片最低相對壓力值不能低于原型葉片的。理論上，當計算工況點的絕對壓力小于水的飽和汽化壓力時將發生空化現象［7］，但如果要準確地計算出葉片發生空化現象，需要大量計算工作量和較復雜的空蝕模型，所以通常優化設計時只比較前后兩個轉輪葉片在額定工況點相對情況，是一種有效簡捷的分析方法。

4.3.1.3 穩定性

混流式水輪機是定槳式水力機械，以固定的葉片進口角對應轉動的活動導葉出流，只有一個對應位置為最優位置，這時轉輪具有最高效率。調節功率是以該位置為中心的某一個導葉開度范圍，當偏離最優工況運行時，葉片進口附近會產生脫流，葉片出口會產生漩流。出口漩流會在尾水管中形成渦帶，尾水管渦帶是混流式水輪機在偏離最優工況運行時都會產生一種不穩定流動現象，部分負荷或過負荷都會產生，是混流式水輪機一種普遍的固有特性，一般無法消除。

大量試驗研究表明：尾水管中渦帶所產生的壓力脈動幅值大，頻率低，是機組振動的最主要根源。在部分負荷工況，由于活動導葉開口很小，進入轉輪的水流角很小，活動導葉的出流角和轉輪葉片的進口角很不匹配，這時在葉片頭部會形成葉道渦，其危害主要是由于流動不均勻而產生的二次流，二次流干擾水流正常流動，會產生嚴重的壓力脈動和不規則的水力沖擊而產生振動［8］。

在轉輪優化過程中，對葉片形狀做了精細修型，使葉片上的壓力梯度變化更加均勻，說明葉片上能量轉化均勻，葉片受力均勻使葉片出流均勻且穩定，保證了優化的轉輪具有更好的穩定性能。而且，不只是壓力變化，還包括具有良好的速度矢量分布、流線分布，這些指標的好壞都決定了機組穩定性的好與壞。

4.3.2 轉輪的CFD結果分析

為了使轉輪流場計算更加合理，轉輪的流動分析采用活動導葉與轉輪聯合計算方式。計算水頭為30m，模型轉輪直徑為352mm。

計算時進行了轉輪改型前后在最優工況、額定水頭額定出力工況和最大水頭額定出力工況的對比。圖9為轉輪計算網格，圖10為葉片工作面壓力分布，圖11 為葉片背面壓力分布，圖12為上冠附近流面速度矢量，圖13 為中間流面速度矢量，圖14 為下環附近流面速度矢量，圖15 為 流道內流線分布。

圖9 轉輪計算網格

圖10 葉片工作面壓力分布

圖11 葉片背面壓力分布

圖12 上冠附近流面速度矢量

圖13 中間流面速度矢量

圖14 下環附近流面速度矢量

圖15 流道內流線分布

從圖10～圖15的CFD分析結果，改型后的轉輪葉片表面壓力分布均勻，速度矢量合理，流線分布均勻。具有很好的能量指標。另外，轉輪出口環量減小，轉輪葉片表面最低壓力點壓力值不大于原基礎轉輪，這樣預計新轉輪的穩定性和空化性能將得到改善。

通過流動分析進一步優化設計，取得了滿意的結果。從CFD分析結果可知，模型轉輪不僅具有理想的最高效率，而且高效率區范圍大，壓力脈動幅值低。在整個運行區，不會產生葉片正背面脫流，渦帶較細，且渦帶能量低。

5 模型試驗結果及分析

在水力設計過程中采用水輪機內部三維粘性流動分析（CFD）可以對水輪機各部件進行優化，并計算數值效率，預估水輪機的特性曲線。但是，這種分析的計算結果只有在符合給定的假設和邊界條件下才有效。因此，不能完全反映真實情況，通常還需做模型試驗來進行驗證。

在哈爾濱大電機研究所高水頭水力試驗I臺完成了轉輪A1050模型試驗。試驗結果表明：轉輪A1050 模型最高效率為94.46%,效率降幅平緩,高效率區寬,額定水頭額定出力工況點模型效率90.56%，加權平均效率高;轉輪空化性能好,正常運行條件下的裝置空化系數σp比臨界空化系數σc大1.6倍,比初生空化系數σi大1.15倍，空化系數的安全裕度Kσ相對較大。在運行范圍內，尾水管壓力脈動幅值最大數值為8.65%。出現在運行幾率很小的最低水頭附近，整個水輪機運行范圍內的壓力脈動幅值均滿足合同要求。

綜上所述，優化設計后的轉輪A1050不僅有優良的穩定性能，還具有良好的能量、效率、空化、飛逸等性能，用于藏木水電站，可以保證水輪機的安全、穩定、高效的運行［3］。

6 結語

（1）現代水輪機模型研究開發的過程,按照電站的具體參數和控制尺寸的要求,應用數值計算方法,對各過流部件進行優選。這種方法可以較準確地計算水輪機各過流部件內部的流動情況，預估水輪機的性能，從而完成模型的優化設計［8］。

（2）在進行高比轉速水輪機轉輪水力設計時,選擇性能指標優秀且性能相近的轉輪作為優化設計的基礎轉輪;在把握轉輪水力設計要點的前提下進行葉片的設計（尤其應注意葉片厚度規律，葉片的翼型及進出口角）;再采用流體計算軟件進行活動導葉與轉輪三維聯合模擬計算,根據CFD 分析結果反復進行葉片改型優化設計。經過模型試驗驗證，CFD分析結果與試驗數值基本吻合，研究成果達到了優化設計的預期目標，最終設計出滿足水力設計參數要求的高比轉速轉輪。

［1］程良駿.水輪機［M］.北京：機械工業出版社，1981.

［2］陶星明,劉光寧.高比速混流式水輪機的水力穩定性問題［J］.大電機技術，2003（4）：46-48.

［3］哈爾濱電機廠有限責任公司.藏木水電站模型水輪機驗收試驗報告［R］.2011.

［4］哈爾濱電機廠有限責任公司.混流式水輪機的水頭變幅和運行工況問題——兼論三峽發電機若干問題［R］.1995.

［5］曹鹍,姚志民.水輪機原理及水力設計［M］.北京：清華大學出版社,1991.

［6］邵國輝，賴喜德.基于CFD的混流式水輪機的性能預估［J］.流體傳動與控制，2009，33（2）：18-20.

［7］邵國輝.基于性能預測的低比轉速主油泵改型及優化設計［D］.成都：西華大學，2008.

［8］黃源芳，劉光寧，樊世英.原型水輪機運行研究［M］.北京：中國電力出版社，2011.