樓 勇，曹起章，雷 欣，何中偉

（1.華東天荒坪抽水蓄能有限責(zé)任公司，浙江省杭州市 313302；2.河海大學(xué)水利水電學(xué)院，江蘇省南京市 210098；3.中國(guó)電建華東勘測(cè)設(shè)計(jì)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(dān)調(diào)峰、調(diào)頻、調(diào)相以及事故備用等任務(wù)。近年來(lái)，部分抽水蓄能電站在運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)了因球閥密封不嚴(yán)造成的自激振動(dòng)現(xiàn)象，嚴(yán)重威脅電站機(jī)組的運(yùn)行安全。針對(duì)此問(wèn)題，近年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了相關(guān)研究。文獻(xiàn)[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(dòng)特性的評(píng)估方法和水電站可能的水力共振的預(yù)測(cè)及分析方法；文獻(xiàn)[3]應(yīng)用特征線法對(duì)供水工程泵系統(tǒng)中柔性閥門漏水引起的自激振動(dòng)進(jìn)行分析，得到壓力管道的長(zhǎng)度及管材等因素對(duì)自激振動(dòng)的影響；文獻(xiàn)[4]通過(guò)阻抗法和特征線法對(duì)某抽水蓄能電站發(fā)生的管系振動(dòng)事故進(jìn)行數(shù)值模擬，得出與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)接近的結(jié)果，驗(yàn)證了管系振動(dòng)數(shù)值模擬模型的正確性。文獻(xiàn)[5]基于水力振動(dòng)理論，從水力阻抗的角度研究可逆式機(jī)組可能產(chǎn)生自激振動(dòng)的判別條件以及相應(yīng)的不穩(wěn)定域，應(yīng)用非線性振動(dòng)理論 （極限環(huán)理論），分析抽水蓄能電站產(chǎn)生自激振動(dòng)時(shí)的幅頻特性；文獻(xiàn)[6-8]通過(guò)對(duì)球閥工作密封結(jié)構(gòu)以及工作原理的分析，結(jié)合抽水蓄能電站的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究球閥密封漏水導(dǎo)致自激振蕩的發(fā)生機(jī)理，并給出解決球閥漏水的具體處理措施；文獻(xiàn)[9]通過(guò)數(shù)值模擬的方法，研究了預(yù)防和消除球閥泄漏產(chǎn)生自激振動(dòng)的措施（改變密封水引水方式和設(shè)置旁通閥）的可行性。

上述相關(guān)文獻(xiàn)雖然對(duì)壓力管道內(nèi)自激振動(dòng)機(jī)理進(jìn)行了部分研究，但缺少對(duì)球閥及其管道內(nèi)非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)進(jìn)行的三維仿真模擬。本研究取進(jìn)水口至閥體后方3m處進(jìn)入蝸殼前的位置為三維模型計(jì)算域，在網(wǎng)格變形區(qū)采用動(dòng)網(wǎng)格的方法控制密封的運(yùn)動(dòng)頻率，獲得一定周期內(nèi)球閥泄漏所導(dǎo)致的小流量工況下管道的壓力脈動(dòng)特性和流量變化規(guī)律。本研究選取曾經(jīng)因球閥密封不嚴(yán)而引起球閥振動(dòng)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(nèi)，距上海175km、南京180km、杭州57km，接近華東電網(wǎng)負(fù)荷中心。電站設(shè)計(jì)平均水頭（天然落差）為570m，最大水頭為610.2m。裝機(jī)容量為180（60×3）萬(wàn)kW，上水庫(kù)蓄能能力1046萬(wàn)kWh，其中日循環(huán)蓄能量866萬(wàn)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(dān)系統(tǒng)峰谷差360萬(wàn)kW任務(wù)。此樞紐工程主要建筑物由上水庫(kù)、下水庫(kù)、輸水系統(tǒng)、地下廠房和開關(guān)站等組成。

1 數(shù)值模型

1.1 湍流模型

本文中數(shù)值模擬的控制方程為流體力學(xué)中的連續(xù)性方程、動(dòng)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(yù)測(cè)間隙水流三維非定常流動(dòng)，尤其是伴隨密封結(jié)構(gòu)周期性開合所導(dǎo)致的回流、偏流等不良流態(tài)的情況下，能得出更好的計(jì)算結(jié)果。本次計(jì)算采用四面體、六面體及三棱柱所拼接而成的混合網(wǎng)格進(jìn)行，故采用二階迎風(fēng)格式對(duì)連續(xù)性方程及湍流方程進(jìn)行離散。

1.2 計(jì)算模型與網(wǎng)格設(shè)計(jì)

在數(shù)值模擬中，對(duì)球閥封閉時(shí)泄漏部分進(jìn)行三維非定常湍流計(jì)算。若流動(dòng)進(jìn)口邊界太靠近固定障礙物，流動(dòng)可能尚未達(dá)到充分發(fā)展的狀態(tài)，這將導(dǎo)致相當(dāng)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(jì)算模型取距進(jìn)水口至閥體后方3m處進(jìn)入蝸殼前的位置作為三維計(jì)算域（見圖1）。在不考慮閥體自生結(jié)構(gòu)變形的情況下，閥體在上游檢修密封開啟，下游工作密封達(dá)到全開時(shí)沿閥體中剖面是對(duì)稱的，此時(shí)關(guān)閉的閥體中漏水量最大。

圖1 整體流體計(jì)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(jì)算假設(shè)閥體關(guān)閉時(shí)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(shí)的全閉狀態(tài)為另一種極限狀態(tài)，將閥體密封動(dòng)環(huán)的工作面與閥體密封靜環(huán)間的流體設(shè)置為變形區(qū)域，通過(guò)ICEM生成全六面體網(wǎng)格，并在變形區(qū)采用動(dòng)網(wǎng)格方法控制其運(yùn)動(dòng)進(jìn)行三維計(jì)算。動(dòng)網(wǎng)格的運(yùn)動(dòng)速度即動(dòng)密封的振動(dòng)頻率，則取1、2、5Hz與10Hz，以期獲得一定周期內(nèi)球閥上游靜壓力的變化規(guī)律，并對(duì)此規(guī)律進(jìn)行詳細(xì)分析。工作密封內(nèi)面及沿流向剖面的混合計(jì)算網(wǎng)格如圖2所示，流體結(jié)構(gòu)總計(jì)算單元數(shù)為1209萬(wàn)，其中上游流道內(nèi)約319萬(wàn)，球閥中心部分約207萬(wàn)，滑動(dòng)密封及間隙處約683萬(wàn)。計(jì)算采用一臺(tái)104線程雙路至強(qiáng)白金8167M服務(wù)器及一臺(tái)64線程雙路至強(qiáng)黃金6140服務(wù)器分別進(jìn)行，4個(gè)算例總計(jì)消耗CPU時(shí)間約1361300h，耗時(shí)約5個(gè)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(wǎng)格變形區(qū)采用滑動(dòng)壁面邊界外，對(duì)于三維CFD計(jì)算，考慮到漏水過(guò)程中實(shí)際的漏水量未知，不能采用流量或速度進(jìn)口邊界，故上游邊界僅能取靜壓入口邊界；同時(shí)，由于計(jì)算采用耦合式求解器，速度—壓力耦合時(shí)初始的壓力邊界信息決定了前期迭代時(shí)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(jì)算結(jié)果及分析

2.1 閥前進(jìn)口處時(shí)程壓力特征

進(jìn)口位于閥體上游側(cè)，由于上游密封為檢修密封，且上游密封一般不投，這時(shí)這一類測(cè)點(diǎn)天然地受到下游密封不嚴(yán)所產(chǎn)生的高頻壓力波的影響，其壓力波動(dòng)頻率雖與下游密封振動(dòng)頻率相同，但遠(yuǎn)高于一般上游水道水擊壓力波動(dòng)頻率，可以判斷球閥振動(dòng)與上游水道主序水擊壓力波動(dòng)無(wú)關(guān)。

頻率為2Hz和10Hz的進(jìn)口處時(shí)程壓力波動(dòng)如圖3和圖4所示。

圖3 上游水庫(kù)進(jìn)口處時(shí)程壓力（2Hz）Figure 3 Time-history pressure at upstream reservoir entrance（2Hz）

圖4 上游水庫(kù)進(jìn)口處時(shí)程壓力（10Hz）Figure 4 Time-history pressure at upstream reservoir entrance（10Hz）

2.2 閥前時(shí)程壓力變化

頻率為2Hz和10Hz下的閥體前方1.5m中心處時(shí)程壓力如圖5和圖6所示?？梢钥闯觯谟?jì)算進(jìn)行2min后，小流量工況接近零流量的極小工況下，閥前所產(chǎn)生的周期性激振得以發(fā)生自激振蕩。其表明下游側(cè)的密封振蕩在一段時(shí)間后逐步導(dǎo)致閥前水體也產(chǎn)生了自激振蕩，且其振蕩呈現(xiàn)出一階模態(tài)的特征。在本次計(jì)算中，4min的計(jì)算時(shí)間內(nèi)，10Hz振動(dòng)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(shì)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(shí)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(shí)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(jìn)出口流量變化呈現(xiàn)出明顯的規(guī)律性，除了在10Hz高頻振動(dòng)的情況下，其余的1、2、5Hz工況流量進(jìn)出閥體密封的過(guò)程規(guī)律有序，但值得注意的一點(diǎn)在于，隨著閥體振動(dòng)頻率的增快，密封的過(guò)流流量實(shí)質(zhì)上是在降低的。這表現(xiàn)出了一種可能性：密封泄漏所導(dǎo)致的小流量工況下流體的自激振動(dòng)會(huì)導(dǎo)致一種負(fù)流量效應(yīng)，在這種效應(yīng)中自激振動(dòng)的壓力幅值理應(yīng)快速上升。但由于上游管路的阻尼效應(yīng)，壓力的幅值增加并不明顯。但如果在接下來(lái)的流動(dòng)過(guò)程中，負(fù)阻尼進(jìn)一步增大，這便會(huì)導(dǎo)致壓力幅值的增加間隔縮短，進(jìn)一步強(qiáng)化流體的失穩(wěn)；且由于管路中的流量隨閥門結(jié)構(gòu)的位移發(fā)生快速變化，上游側(cè)水體表現(xiàn)為正負(fù)水擊的交替出現(xiàn)，直接使閥門處具有柔性特征，并導(dǎo)致引水管道系統(tǒng)自激振動(dòng)的產(chǎn)生。

不同頻率下的閥體密封進(jìn)出口流量如圖7～圖9所示。

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

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

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

3 結(jié)論

從上述分析中可以得出以下結(jié)論：

（1）密封高速振動(dòng)的現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致壓力脈動(dòng)的幅值變化，這種變化隨著漏水過(guò)程逐步加劇，直至自激振蕩呈現(xiàn)出一階模態(tài)的特征后，隨即產(chǎn)生共振現(xiàn)象。

（2）球閥密封的泄漏會(huì)導(dǎo)致一種小流量工況，具體表現(xiàn)為上游側(cè)水體內(nèi)正負(fù)水擊的交替出現(xiàn)。這種高速交替的水擊波直接使得閥門結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出柔性特征，并使得引水管道系統(tǒng)產(chǎn)生自激振動(dòng)。

（3）密封的振動(dòng)頻率越大，其產(chǎn)生的負(fù)流量效應(yīng)越強(qiáng)，管道內(nèi)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(dá)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(dòng)時(shí)的振動(dòng)頻率，以減少自激振動(dòng)帶來(lái)的影響。