水輪機CFD分析及其在水電站技改中的應用

鄧小林

（清遠市銀益水電實業有限公司，廣東 清遠511500）

0 前言

某電站裝有3臺立軸混流式水輪發電機組，單機容量5 MW，設計水頭133 m，額定流量4.46 m3/s，額定轉速750 r/min。水輪機型號：HLA548-LJ-105，轉輪葉片17只，導葉高度147 mm，蝸殼進口管徑1 200 cm，活動導葉20只。2001年投產，本次技改機組于2012年完成第1次A級檢修。經對電站來水情況、引水系統結構等分析，電站具有一定的增效擴容潛力。

本次增效擴容，擬選用轉輪型號：HLYL41-LJ-107，葉片15只，導葉高度147 mm，額定出力5 MW，額定流量4.28 m3/s，其他參數與HLA548-LJ-105轉輪非常接近。為了論證新轉輪是否滿足技改條件，同時更深入地了解兩型轉輪的工作情況，分別對技改前后機組流道以及兩型轉輪等做了CFD分析。

1 CFD簡介

CFD（Computational Fluid Dynamics，計算流體力學）是現代模擬仿真技術的一種，它利用計算機強大的計算能力通過求解控制流體流動的微分方程，得出流體的流場在某個連續區域上的離散分布，從而非常近似地模擬出流體流動情況。利用CFD模擬仿真可以高效、準確地計算和描述一些復雜流體流動的細節，已廣泛應用于各種工程需要。本文是利用CFD分析水輪機的流道及內部水流情況，為中小型水電站水輪機轉輪優化設計及選型提供決策參考。

2 本次CFD分析的控制方程及邊界條件

2.1 本次CFD計算的控制方程[3]

水流在水輪機流道內工作時流速較低（在10 m/s以下），水的溫度和密度變化很小，可將其看作不可壓縮流動，水流的運動遵循動量守恒定律[7]，故本次分析使用雷諾時均N-S方程來分析，即：

式中，ρ是流體（本例為水）密度；t是時間；ui是i方向上的速度分量，xi是在i方向上的坐標。

式中，uj是j方向上的速度分量；x代表在j方向上的坐標，p是壓力（包括湍動能）；μ是分子粘性系數。Rij是雷諾應力張量。

方程組中的未知量大于方程數，為使得雷諾小方程封閉并求解，需引入RNGk-ε湍流模型[1]。

式中，ak、aε是k方程和ε方程的湍流普朗特數；μeff是有效粘性系數；ε是湍流耗散率；C1ε、C2ε為模型常量；Gk是層流速度梯度產生的湍流動能；湍流粘度由如下微分方程確定：

式中，v是湍流動粘滯率，

2.2 湍流模型

流體的流動形式可分為層流和湍流兩種，在實際的流體流動中大都是兩種形式同時出現的。本分析采用高雷諾數k-ε湍流模型，此模型中除了用到平均運動方程以外，還用到k和ε的兩個微分方程，屬于二方程模型（即k-ε模型）。

2.3 本次計算的邊界條件

遵循有利于收斂、計算結果較真實地反映實際工作情況且誤差較小的邊界條件設置原則，本次計算采用水輪機進、出口斷面壓力為邊界條件。

3 各工況下水輪機工作情況CFD分析

本次分析對水輪機全流道即從蝸殼進口到尾水管出口進行一次較為全面的流動模擬分析。對現使用和擬將使用的兩種型號轉輪分別在空載、35%、45%及100%額定出力工況下做了分析和對比，因篇幅原因，現只列出100%額定出力工況下的對比情況。

100%額定出力工況下的對比如圖1～圖10所示。

圖1 HLA548-LJ-105正面壓力分布

圖2 HLYL41-LJ-107正面壓力分布

圖3 HLA548-LJ-105反面壓力分布

圖4 HLYL41-LJ-107反面壓力分布

4 分析結論與建議

通過對機組流道、活動導葉、尾水及兩型轉輪的CFD分析及對比，得出如下結論：

（1）本次技改所選用的轉輪在技術參數上與原轉輪非常接近，與原機組匹配程度高，是可行的。

圖5 HLA548-LJ-105導葉及流線分布

圖6 HLYL41-LJ-107導葉及流線分布

圖7 HLA548-LJ-105轉輪-8 m以下低壓區（HS=0）

圖8 HLYL41-LJ-107轉輪-8 m以下低壓區（HS=0）

圖9 HLA548-LJ-105流線分布

圖10 HLYL41-LJ-107流線分布

（2）在選定的幾個常用工況中，HLA548-LJ-105轉輪葉片背部接近出水邊的下環側，存在較明顯的局部負壓區（圖7所示），此處容易發生空化氣蝕，這點從電站定檢情況得到了驗證。HLYL41-LJ-107轉輪葉片正、反面的壓力分布梯度更均勻（如圖2、圖4所示），不存在明顯的負壓區（圖8所示），預計其在抗空化氣蝕能力方面有較大改善。

（3）機組原采用對稱導葉，其厚度規律呈線性關系且頭部厚度大，從導葉流線圖中可以看出（如圖5所示），水流在導葉進口處有較明顯的撞擊。建議改用負曲率導葉，減小頭部厚度降低撞擊損失，有利于效率的提升。

（4）45%額定出力時，HLA548-LJ-105轉輪進口兩葉片中間出現較明顯的回流，存在較為嚴重的葉道渦，HLYL41-LJ-107轉輪頭部進口處也出現回流現象，但基本處于葉道渦初生狀態。從圖5、圖6的比較可以看出，在100%額定出力工況下，HLYL41-LJ-107轉輪內部的流線分布明顯優于原轉輪，同時由于葉道渦不明顯，預計改型后水輪機在振動、噪聲方面較前有一定的改善。

（5）受機組尾水結構的影響，HLYL41-LJ-107轉輪流線分布不如HLA548-LJ-105轉輪流線分布均勻（圖7、圖8），在尾水流道內有輕微的紊流現象，動能回收系數略低，屬于可接受范圍。

綜上所述，根據在35%、45%、100%額定出力工況下對水輪機內部的流線分析，更換HLYL41-LJ-107轉輪是可行的，其綜合性能指標要優于HLA548-LJ-105轉輪，預計技改后機組效率提高約5%。

5 實際使用效果

本次技改工作更換了HLYL41-LJ-107轉輪、負曲率活動導葉等。技改完成的試驗及運行數據顯示：

（1）額定水頭下，機組啟動開度17%，空載開度11%，甩100%負荷時轉速上升率28%，蝸殼壓力上升率30%，滿足機組調保要求。

（2）額定水頭下，在78%導葉開度時，發電機達到額定出力5 MW。此時水輪機運轉平穩，機組各部軸承最大振動16 μm，遠小于修前。水輪機機坑內最大噪聲105 dB，較修前降低約3～5 dB。98%導葉開度時，發電機出力達到6 MW，水輪機運行平穩，各部軸承振動及水輪機坑內噪聲等與5 MW時基本相同，也印證了當初對水輪機改型后振動即噪聲有所改善的預計。

（3）通過電站2個多月的運行發現，技改后水輪機效率較另外2臺有所提高，相同條件下機組發電量提高約6%。

通過本次技改前期的CFD分析，為轉輪選型的合理性、可行性做了定量的分析，有針對性地提出了如改進活動導葉葉型等建議。各項數據表明，運行結果符合CFD分析預期。