燈泡體前置或后置對微水頭燈泡貫流式水輪機水力性能的影響

李玲玉,鄭 源,陳 洋,周大慶

(河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院,江蘇南京 211100)

燈泡體前置或后置對微水頭燈泡貫流式水輪機水力性能的影響

李玲玉,鄭 源,陳 洋,周大慶

(河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院,江蘇南京 211100)

為了研究燈泡體前置或后置在微水頭條件下對燈泡貫流式水輪機水力性能的影響,利用CFD軟件對設(shè)計水頭為1m的水輪機進行三維數(shù)值模擬計算,并對最優(yōu)方案進行模型試驗驗證。研究結(jié)果表明:水輪機燈泡體前置時,進水流道水頭損失略大于燈泡體后置的水頭損失;燈泡體后置時,雖然可以改善出水流道內(nèi)產(chǎn)生的回流,但不能完全消除,所產(chǎn)生的水頭損失遠大于燈泡體前置的水頭損失;燈泡體前置或后置對轉(zhuǎn)輪流態(tài)影響不大,前置燈泡貫流式水輪機增設(shè)導(dǎo)葉可改善轉(zhuǎn)輪葉片進水側(cè)流態(tài),但導(dǎo)葉段產(chǎn)生的水頭損失較大;無導(dǎo)葉前置型燈泡貫流式水輪機的結(jié)構(gòu)簡單、效率較高、成本低、運行穩(wěn)定,較適合于微水頭特點下水力資源的開發(fā)應(yīng)用;最優(yōu)方案水輪機效率的計算值與試驗值相比,誤差不超過3%,驗證了數(shù)值模擬計算的準(zhǔn)確性。

燈泡貫流式水輪機;前置燈泡體;后置燈泡體;微水頭;水力性能;水頭損失;數(shù)值模擬

微水電因其工程量小、設(shè)備簡單、投資少等特點,是一種經(jīng)濟性良好、清潔便捷的水力資源,而我國平原地區(qū)2.5m以下的微水頭水力資源非常豐富,選用適合的機型并適應(yīng)其微水頭的特點十分重要[1]。目前,對微水頭水輪機的開發(fā)研究還很少,燈泡貫流式機組因流道形式好、運行性能好、能量參數(shù)大、適用范圍大、機組尺寸小、工程量小、投資省等特點,是開發(fā)低水頭水力資源的理想機型[2-3]。

國內(nèi)外對燈泡貫流式水輪機的研究較多,主要集中在機組選型和安裝運行方面,在數(shù)值模擬方面,李鳳超等[4-6]對燈泡貫流式水輪機進行了計算、優(yōu)化及分析,但是針對前置或后置燈泡體對于水輪機性能的影響研究還很少。對于前置或后置燈泡體貫流泵的研究成果較多,如金燕等[7]對前置燈泡式貫流泵進行了內(nèi)部流動數(shù)值模擬;施衛(wèi)東等[8-9]對后置燈泡式貫流泵進行了數(shù)值模擬優(yōu)化和試驗研究;陸林廣等[10-11]分別對前置或后置燈泡貫流泵進行了數(shù)值模擬和模型試驗對比。本文結(jié)合設(shè)計水頭為1m左右的微水頭特點,針對燈泡體前置或后置對燈泡貫流式水輪機進行建模、優(yōu)化及內(nèi)部流態(tài)對比分析;并根據(jù)綜合性能較好的模型進行試驗研究,從而驗證數(shù)值模擬計算的準(zhǔn)確性。

1 數(shù)值計算方法

1.1 計算模型

為簡化結(jié)構(gòu),大幅降低造價,采用管道集能方式,無導(dǎo)葉調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu),后期發(fā)電裝置采用隨機變速非同步永磁發(fā)電及變頻并網(wǎng)用戶側(cè)上網(wǎng)技術(shù)。原型燈泡貫流式水輪機主轉(zhuǎn)輪直徑為3.0m,葉片數(shù)為3,設(shè)計水頭為1m,設(shè)計單位流量為3.0m3/s,輪轂比為0.3,流道總長為5倍轉(zhuǎn)輪直徑。分別對前置和后置燈泡貫流式水輪機進行建模,不同方案的幾何參數(shù)見表1。其中,方案A5在方案A4的基礎(chǔ)上增設(shè)了活動導(dǎo)葉,由于方案A4的燈泡體支撐距離葉片太近,故在方案A5中對水輪機增設(shè)活動導(dǎo)葉時,對燈泡體及燈泡體的支撐做等比例延伸,以增大空間。除方案A5外,其他方案均不配置活動導(dǎo)葉,以增強其過流能力,采用調(diào)節(jié)葉片安放角及轉(zhuǎn)輪轉(zhuǎn)速來調(diào)節(jié)工況。代表性的方案A4、A5、B5和B7的水輪機流道三維示意圖如圖1所示。

圖1 水輪機流道三維示意圖

1.2 計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

由于流道整體長度較短,流動可能無法達到充分發(fā)展的狀態(tài)[12],故對進、出水流道的進口、出口分別等長度延伸。計算區(qū)域包括進口延伸段、進水流道、導(dǎo)葉段、轉(zhuǎn)輪、出水流道和出口延伸段。采用Gambit軟件進行網(wǎng)格劃分,延伸段結(jié)構(gòu)簡單,采用六面體網(wǎng)格,其他過流部件結(jié)構(gòu)復(fù)雜,采用以四面體為主的混合網(wǎng)格劃分。在葉片、導(dǎo)葉和燈泡體支撐處,考慮到曲面復(fù)雜,進行局部加密。各方案水輪機模型網(wǎng)格總數(shù)在180萬～220萬之間,網(wǎng)格質(zhì)量滿足計算要求。

1.3 湍流模型及邊界條件

采用計算流體動力學(xué)軟件Fluent模擬計算燈泡貫流式水輪機?？紤]到水輪機內(nèi)部流動為三維不可壓縮黏性流體流動,數(shù)值計算采用連續(xù)性方程和N-S方程為控制方程[13-14],采用Spalart-Allmaras單方程模型[15]為湍流模型。Spalart-Allmarasm模型對邊界層的計算效果較好,在渦輪機械中應(yīng)用廣泛。采用二階迎風(fēng)格式,隱式求解,利用SIMPLEC算法[15]實現(xiàn)壓力和速度的耦合。

進、出口邊界條件均設(shè)定為壓力邊界,進口邊界給定不同壓力值,出口邊界壓力值設(shè)為零。水輪機的工作水頭由進水流道進口斷面和出水流道出口斷面計算所得的壓強之差計算得到。固體壁面采用無滑移邊界條件,近壁區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),不考慮壁面粗糙度對流場的影響[16]。

2 計算結(jié)果及分析

表1 前置或后置燈泡貫流式水輪機幾何參數(shù)

2.1 計算結(jié)果

不同方案的前置燈泡貫流式水輪機水力參數(shù)計算結(jié)果見表2。方案A1、A2和A3的出水流道尺寸變化對效率的影響較大,出水流道尺寸增大,扭矩略有降低,效率降低幅度較大。方案A4在方案A3的基礎(chǔ)上調(diào)整了進、出水流道的長度,計算結(jié)果相差很小。方案A5在方案A4的基礎(chǔ)上增加了活動導(dǎo)葉,結(jié)果表明,增加活動導(dǎo)葉會減弱水輪機的過流能力,且使得在計算結(jié)果接近設(shè)計要求的情況下扭矩及效率降低幅度較大。雖然方案A3的效率略高于方案A4,但考慮到進水流道進口離燈泡體太近,在實際運行中進水水流流態(tài)不穩(wěn)對水輪機水力參數(shù)產(chǎn)生的影響會比較大,故選用方案A4做進一步對比分析。

表2 前置燈泡貫流式水輪機水力參數(shù)計算結(jié)果

不同方案的后置燈泡貫流式水輪機水力參數(shù)計算結(jié)果見表3。方案B3中對稱、兩側(cè)尖角的燈泡體支撐對水流的影響較小,扭矩較大,效率較高。方案B4燈泡段及方案B5進水流道適當(dāng)加長均可小幅改善流態(tài)、增大扭矩及提高效率。方案B6和方案B7分別對出水流道進行方形收縮和圓錐形收縮改進,計算結(jié)果相差不大,均比方案B5提高一定效率,說明適當(dāng)改善出水流道流態(tài),可以增大轉(zhuǎn)輪扭矩,且提高后置燈泡貫流式水輪機效率。

表3 后置燈泡貫流式水輪機水力參數(shù)計算結(jié)果

取表2和表3中效率值較高且具代表性的方案A4、A5、B5和B7,計算其各過流部件的水頭損失,如表4所示。由表4可見,前置燈泡貫流式水輪機的進水流道及導(dǎo)葉段水頭損失較大,特別是方案A5增加的導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)較復(fù)雜,所產(chǎn)生的水頭損失較大;后置燈泡貫流式水輪機的進水流道結(jié)構(gòu)較簡單,進水流道水頭損失較小。后置燈泡貫流式水輪機的出水流道水頭損失整體大于前置燈泡貫流式水輪機,雖然方案B7在B5的基礎(chǔ)上進行了改進,達到小幅降低出水流道水頭損失、提高效率的效果,但是相比前置燈泡貫流式水輪機,出水流道水頭損失仍較大,導(dǎo)致效率低于方案A4。

表4 各過流部件水頭損失計算結(jié)果

2.2 轉(zhuǎn)輪葉片表面靜壓

取轉(zhuǎn)輪葉片1/3和2/3徑向位置截面進行表面靜壓分析,具體位置如圖2所示。圖3為相對弦長的示意圖,其中S為轉(zhuǎn)輪葉片截面上的點與進水側(cè)前緣點之間的距離在弦長方向上的投影長度,L為葉片截面的弦長。

圖2 轉(zhuǎn)輪葉片徑向位置截面示意圖

圖3 相對弦長示意圖

圖4為在不同徑向位置上轉(zhuǎn)輪葉片表面靜壓P沿弦向的分布圖。由圖4可見,方案A5的表面靜壓沿弦向變化梯度較小,曲線較為平滑,說明增設(shè)導(dǎo)葉可使水流較為平順地進入轉(zhuǎn)輪,減小了對葉片的撞擊。相比而言方案A4、B5和B7的靜壓沿弦向變化梯度較大,趨勢較為相近,特別是方案B5和B7幾乎重合,說明后置燈泡貫流式水輪機出水流道優(yōu)化對轉(zhuǎn)輪流態(tài)的影響很小。圖4(a)的靜壓變化梯度比圖4(b)大,這與接近輪轂處的葉片表面曲率變化較大有關(guān)。另外整體來看,方案A4和方案B7的葉片壓力面和吸力面之間的面積較大,比圖中其他3個方案的葉片扭矩大,做功能力較強,符合表2和表3中的計算結(jié)果。

圖4 轉(zhuǎn)輪葉片表面靜壓分布

2.3 流道流態(tài)分布

圖5為流道水平截面流速和流線分布。由圖5可見,這4個方案的最大流速區(qū)域均在轉(zhuǎn)輪區(qū),方案A4、A5和B7的流速基本呈對稱分布,方案A4和A5、方案B5和B7在轉(zhuǎn)輪前的流速分布基本一致,主要區(qū)別出現(xiàn)在出水流道。方案A4的整體流速變化梯度較為平緩,流線分布流暢,方案A5、B5和B7在出水流道流速變化梯度大,均有不同面積的低速區(qū)。方案A5的低速區(qū)位于出水流道中心的后半部,這與其轉(zhuǎn)輪出口流速較大且在此處產(chǎn)生回流有關(guān);方案B5出水流道燈泡體尾部外緣側(cè)出現(xiàn)大面積低速區(qū),這主要是因為燈泡體斷面面積收縮,過流面積大幅增加,從而產(chǎn)生回流;方案B7在出水流道圓錐形收縮段前有小面積的低速區(qū),可見出水流道改進后,可改善其流態(tài)分布,但是由于圓錐收縮段處過流面積變化仍較大,故有小范圍的回流,后期可據(jù)此做進一步優(yōu)化。

圖5 水平截面流速和流線分布

3 模型試驗

根據(jù)數(shù)值模擬計算結(jié)果,選取最優(yōu)方案A4,按比例縮小成轉(zhuǎn)輪直徑為0.3m的GD-WP-30型水輪機模型,研究其水力性能。保持GD-WP-30型水輪機的轉(zhuǎn)速為649.7 r/min,在設(shè)計水頭為1m、葉片安放角為22°時,模型流量為0.252m3/s,出力為1.739 kW,效率為70.0%。按原、模型轉(zhuǎn)換規(guī)律轉(zhuǎn)換的相應(yīng)原型水輪機流量為25.2m3/s,出力為185.11 kW,效率為74.50%。由此可見,在設(shè)計水頭下水輪機流量和效率的試驗轉(zhuǎn)換值均略低于數(shù)值模擬計算值。

表5為方案A4水輪機在葉片安放角為22°時水力參數(shù)的計算值和試驗值對比。由表5可見,流量、效率的計算值和試驗值變化趨勢一致,在水頭較低時,效率的計算值高于試驗值;在水頭大于設(shè)計工況點后,二者效率值較為接近,但整體誤差不超過3%。流量的試驗值整體略小于計算值,這主要是因為模型試驗中燈泡體直徑太小,僅為0.18m,無法正常安裝發(fā)電裝置,只能將轉(zhuǎn)軸從燈泡體中穿出直接伸至試驗臺水箱外,使得進水流道過流面積減小,導(dǎo)致流量試驗值小于計算值。

4 結(jié) 論

a.燈泡體前置或后置對水輪機轉(zhuǎn)輪流態(tài)影響不大,增設(shè)導(dǎo)葉可使水流較為平順地進入轉(zhuǎn)輪,減少撞擊,但增設(shè)導(dǎo)葉使轉(zhuǎn)輪前流道所產(chǎn)生的水頭損失大于其他方案,導(dǎo)致效率降低。

b.燈泡體前置時,出水流道尺寸變化及增設(shè)導(dǎo)葉對出水流道的流態(tài)影響均較大,但經(jīng)過優(yōu)化,可使出水流道流態(tài)較為順暢;而燈泡體后置時,出水流道由于燈泡體及支撐的存在產(chǎn)生回流,經(jīng)過對支撐改型、燈泡體加長及出水流道外殼收縮,可改善回流情況,但是仍有小范圍的回流存在。

c.在微水頭條件下,無導(dǎo)葉前置型燈泡貫流式水輪機結(jié)構(gòu)簡單,效率高,過流量大,性能較好。模型試驗驗證了數(shù)值模擬計算的準(zhǔn)確性。

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表5 方案A4水輪機水力參數(shù)計算值和試驗值對比

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The influence of bulb preposed or postposed on hydrau lic efficiency of m icro-head bulb turbine

L
I Lingyu, ZHENG Yuan,CHEN Yang,ZHOUDaqing(College ofEnergy and Electrical,HohaiUniversity,Nanjing 211100,China)

To study the influence of bulb preposed or postposed on bulb turbine’s hydraulic performance,which is characterized with micro-head,a bulb turbine with design head of approximately onemeter has been simulated with threedimensional numerical simulation using CFD software.In addition,the optimal scheme has been tested by considering a physicalmodel.The results show that the head loss of inlet conduit with preposed bulb is slightly larger than postposed bulb,while the head loss of outlet conduitwith postposed bulb ismuch larger than preposed bulb which is due to the reflow in outlet conduit.The reflow can be improved by optimizing the outlet conduit,but cannot be completely eliminated.Bulb preposed or postposed has little influence on the flow in runner.The additional guide vanes in preposed bulb turbine improve the flow pattern on inlet side of runner blade,but causemuch larger head loss.The preposed bulb turbine without guide vanes has a simpler structure,a higher efficiency,lower costand stable operation,and is suitable to the development ofmicro head water resources.The errors do not exceed 3%by comparing the efficiency of optimal scheme numerical simulation and model test results,which indicates the accuracy of numerical simulation.

bulb turbine;preposed bulb;postposed bulb;micro-head;hydraulic performance;water head loss; numerical simulation

TV734.1

A

1006-7647(2015)02-0062-05

10.3880/j.issn.1006 7647.2015.02.013

2013-11-27 編輯:周紅梅)

國家自然科學(xué)基金(51339005)

李玲玉(1989—),女,江蘇無錫人,碩士研究生,主要從事水力機械研究。E-mail:li_linne@163.com