基于CFD的抽水蓄能電站球閥漏水引起的自激振動研究

樓 勇，曹起章，雷 欣，何中偉

（1.華東天荒坪抽水蓄能有限責任公司，浙江省杭州市 313302；2.河海大學水利水電學院，江蘇省南京市 210098；3.中國電建華東勘測設計研究院有限公司，浙江省杭州市 311122）

0 引言

抽水蓄能電站通常在電力系統(tǒng)中承擔調峰、調頻、調相以及事故備用等任務。近年來，部分抽水蓄能電站在運行過程中出現了因球閥密封不嚴造成的自激振動現象，嚴重威脅電站機組的運行安全。針對此問題，近年來國內外學者開展了相關研究。文獻[1-2]提出了水電站有壓輸水系統(tǒng)中發(fā)生水力共振的可能性，給出輸水系統(tǒng)水力振動特性的評估方法和水電站可能的水力共振的預測及分析方法；文獻[3]應用特征線法對供水工程泵系統(tǒng)中柔性閥門漏水引起的自激振動進行分析，得到壓力管道的長度及管材等因素對自激振動的影響；文獻[4]通過阻抗法和特征線法對某抽水蓄能電站發(fā)生的管系振動事故進行數值模擬，得出與實測數據接近的結果，驗證了管系振動數值模擬模型的正確性。文獻[5]基于水力振動理論，從水力阻抗的角度研究可逆式機組可能產生自激振動的判別條件以及相應的不穩(wěn)定域，應用非線性振動理論 （極限環(huán)理論），分析抽水蓄能電站產生自激振動時的幅頻特性；文獻[6-8]通過對球閥工作密封結構以及工作原理的分析，結合抽水蓄能電站的現場試驗，研究球閥密封漏水導致自激振蕩的發(fā)生機理，并給出解決球閥漏水的具體處理措施；文獻[9]通過數值模擬的方法，研究了預防和消除球閥泄漏產生自激振動的措施（改變密封水引水方式和設置旁通閥）的可行性。

上述相關文獻雖然對壓力管道內自激振動機理進行了部分研究，但缺少對球閥及其管道內非穩(wěn)態(tài)流動進行的三維仿真模擬。本研究取進水口至閥體后方3m處進入蝸殼前的位置為三維模型計算域，在網格變形區(qū)采用動網格的方法控制密封的運動頻率，獲得一定周期內球閥泄漏所導致的小流量工況下管道的壓力脈動特性和流量變化規(guī)律。本研究選取曾經因球閥密封不嚴而引起球閥振動的天荒坪抽水蓄能電站一期工程為例。該電站位于浙江省安吉縣境內，距上海175km、南京180km、杭州57km，接近華東電網負荷中心。電站設計平均水頭（天然落差）為570m，最大水頭為610.2m。裝機容量為180（60×3）萬kW，上水庫蓄能能力1046萬kWh，其中日循環(huán)蓄能量866萬kWh，年發(fā)電量31.6億kWh，年抽水用電量（填谷電量）42.86億kWh，承擔系統(tǒng)峰谷差360萬kW任務。此樞紐工程主要建筑物由上水庫、下水庫、輸水系統(tǒng)、地下廠房和開關站等組成。

1 數值模型

1.1 湍流模型

本文中數值模擬的控制方程為流體力學中的連續(xù)性方程、動量方程和湍流能量方程。本次研究選用了Spalart-Allmaras（S-A）單方程湍流模型，其在預測間隙水流三維非定常流動，尤其是伴隨密封結構周期性開合所導致的回流、偏流等不良流態(tài)的情況下，能得出更好的計算結果。本次計算采用四面體、六面體及三棱柱所拼接而成的混合網格進行，故采用二階迎風格式對連續(xù)性方程及湍流方程進行離散。

1.2 計算模型與網格設計

在數值模擬中，對球閥封閉時泄漏部分進行三維非定常湍流計算。若流動進口邊界太靠近固定障礙物，流動可能尚未達到充分發(fā)展的狀態(tài)，這將導致相當大的誤差?？紤]到球閥與上游流道及閥體間的間距，故流體域計算模型取距進水口至閥體后方3m處進入蝸殼前的位置作為三維計算域（見圖1）。在不考慮閥體自生結構變形的情況下，閥體在上游檢修密封開啟，下游工作密封達到全開時沿閥體中剖面是對稱的，此時關閉的閥體中漏水量最大。

圖1 整體流體計算域模型及閥體處模型Figure 1 Integral fluid computing domain model and valve body location model

本次計算假設閥體關閉時其漏水量最大的狀態(tài)為一種極限狀態(tài)，工作密封正常工作時的全閉狀態(tài)為另一種極限狀態(tài)，將閥體密封動環(huán)的工作面與閥體密封靜環(huán)間的流體設置為變形區(qū)域，通過ICEM生成全六面體網格，并在變形區(qū)采用動網格方法控制其運動進行三維計算。動網格的運動速度即動密封的振動頻率，則取1、2、5Hz與10Hz，以期獲得一定周期內球閥上游靜壓力的變化規(guī)律，并對此規(guī)律進行詳細分析。工作密封內面及沿流向剖面的混合計算網格如圖2所示，流體結構總計算單元數為1209萬，其中上游流道內約319萬，球閥中心部分約207萬，滑動密封及間隙處約683萬。計算采用一臺104線程雙路至強白金8167M服務器及一臺64線程雙路至強黃金6140服務器分別進行，4個算例總計消耗CPU時間約1361300h，耗時約5個月。

1.3 邊界條件

除在閥體殼及閥體各表面采用固定壁面，網格變形區(qū)采用滑動壁面邊界外，對于三維CFD計算，考慮到漏水過程中實際的漏水量未知，不能采用流量或速度進口邊界，故上游邊界僅能取靜壓入口邊界；同時，由于計算采用耦合式求解器，速度—壓力耦合時初始的壓力邊界信息決定了前期迭代時的穩(wěn)定性，故不在下游邊界取自由出流邊界（或稱輻射邊界）而取壓力出口邊界。

2 計算結果及分析

2.1 閥前進口處時程壓力特征

進口位于閥體上游側，由于上游密封為檢修密封，且上游密封一般不投，這時這一類測點天然地受到下游密封不嚴所產生的高頻壓力波的影響，其壓力波動頻率雖與下游密封振動頻率相同，但遠高于一般上游水道水擊壓力波動頻率，可以判斷球閥振動與上游水道主序水擊壓力波動無關。

頻率為2Hz和10Hz的進口處時程壓力波動如圖3和圖4所示。

圖3 上游水庫進口處時程壓力（2Hz）Figure 3 Time-history pressure at upstream reservoir entrance（2Hz）

圖4 上游水庫進口處時程壓力（10Hz）Figure 4 Time-history pressure at upstream reservoir entrance（10Hz）

2.2 閥前時程壓力變化

頻率為2Hz和10Hz下的閥體前方1.5m中心處時程壓力如圖5和圖6所示?？梢钥闯觯谟嬎氵M行2min后，小流量工況接近零流量的極小工況下，閥前所產生的周期性激振得以發(fā)生自激振蕩。其表明下游側的密封振蕩在一段時間后逐步導致閥前水體也產生了自激振蕩，且其振蕩呈現出一階模態(tài)的特征。在本次計算中，4min的計算時間內，10Hz振動頻率工況閥前壓力已累積到最大約凈水頭的1.15倍。按此趨勢線性發(fā)展，最快在閥體密封振蕩約30min后，閥前壓力將積累至極限。

圖5 閥體前方1.5m中心處時程壓力（2Hz）Figure 5 Time-history pressure at 1.5m center in front of valve body （2Hz）

圖6 閥體前方1.5m中心處時程壓力（10Hz）Figure 6 Time-history pressure at 1.5m center in front of valve body（10Hz）

2.3 漏水流量變化

閥體密封進出口流量變化呈現出明顯的規(guī)律性，除了在10Hz高頻振動的情況下，其余的1、2、5Hz工況流量進出閥體密封的過程規(guī)律有序，但值得注意的一點在于，隨著閥體振動頻率的增快，密封的過流流量實質上是在降低的。這表現出了一種可能性：密封泄漏所導致的小流量工況下流體的自激振動會導致一種負流量效應，在這種效應中自激振動的壓力幅值理應快速上升。但由于上游管路的阻尼效應，壓力的幅值增加并不明顯。但如果在接下來的流動過程中，負阻尼進一步增大，這便會導致壓力幅值的增加間隔縮短，進一步強化流體的失穩(wěn)；且由于管路中的流量隨閥門結構的位移發(fā)生快速變化，上游側水體表現為正負水擊的交替出現，直接使閥門處具有柔性特征，并導致引水管道系統(tǒng)自激振動的產生。

不同頻率下的閥體密封進出口流量如圖7～圖9所示。

圖7 閥體密封進出口流量 （1Hz）Figure 7 Valve body seal inlet and outlet flow （1Hz）

圖8 閥體密封進出口流量 （2Hz）Figure 8 Valve body seal inlet and outlet flow （2Hz）

圖9 閥體密封進出口流量 （5Hz）Figure 9 Valve body seal inlet and outlet flow （5Hz）

3 結論

從上述分析中可以得出以下結論：

（1）密封高速振動的現象會導致壓力脈動的幅值變化，這種變化隨著漏水過程逐步加劇，直至自激振蕩呈現出一階模態(tài)的特征后，隨即產生共振現象。

（2）球閥密封的泄漏會導致一種小流量工況，具體表現為上游側水體內正負水擊的交替出現。這種高速交替的水擊波直接使得閥門結構表現出柔性特征，并使得引水管道系統(tǒng)產生自激振動。

（3）密封的振動頻率越大，其產生的負流量效應越強，管道內壓力幅值增加的速度也越快，如10Hz頻率工況下約30min閥前壓力積累，即可達到理論壓力積累的極限。因此，可采取措施降低球閥受到擾動時的振動頻率，以減少自激振動帶來的影響。