转轮隔板对混流式水轮机流动特性的影响

蔡亚楠; 牧振伟; 贵辛未; 张治军; 王新月

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2503104

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (12) :5232-5240 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2503104

水利工程

转轮隔板对混流式水轮机流动特性的影响

蔡亚楠 ¹^,² ,
牧振伟 ¹^,²^,^* ,
贵辛未 ¹^,² ,
张治军 ³ ,
王新月 ¹^,²

作者信息 +

Influence of Runner Baffle on Flow Characteristics of Francis Turbine

CAI Ya-nan ¹^,² ,
MU Zhen-wei ¹^,²^,^* ,
GUI Xin-wei ¹^,² ,
ZHANG Zhi-jun ³ ,
WANG Xin-yue ¹^,²

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摘要

为提升混流式水轮机稳定运行效率,以某电站现有混流式转轮为研究对象,基于原型结构,提出在转轮叶片间增设隔板结构的改造方案。基于CFX数值模拟软件,采用剪应力输运(SST)湍流模型,针对0.3Q_d、0.5Q_d、0.6Q_d、0.8Q_d和Q_d(Q_d为设计流量)共5种常用设计工况,对两种不同转轮结构的混流式水轮机开展三维全流道数值模拟,系统分析隔板结构对转轮内部流场、叶片表面流动特性及尾水管流态影响。结果表明:隔板结构对各工况水轮机流动特性具有显著影响,转轮增设隔板结构在各工况下运行效率均高于原型转轮。其中,Q_d工况下,转轮运行效率达到最大值,高达93.8%,较原型提高0.6%;低流量工况运行效率提升更为显著,0.3Q_d工况下,改造转轮效率为54%,较原型提高6%。增设隔板后,转轮叶片表面及尾水管流线趋于平顺,涡流与流动紊乱现象减少,显著改善转轮及尾水管的水流流态;同时,转轮内部物理量分布更为均匀,波动范围减小,有效提升过流部件运行可靠性。转轮增设隔板结构后展现出更优多工况适应性,研究成果为混流式水轮机转轮结构改造提供重要理论参考与工程依据。

Abstract

In order to improve the stable operation efficiency of Francis turbine, the existing Francis runner of a power station was taken as the research object, and based on its prototype structure, the modification scheme of adding a baffle structure between the runner blades was proposed. Based on CFX numerical simulation software and shear stress transport(SST) turbulence model, three-dimensional full-flow channel numerical simulation was carried out for five design conditions, namely 0.3Q_d, 0.5Q_d, 0.6Q_d, 0.8Q_d and Q_d (Q_dis the design flow rate), for the Francis turbine of the two types of structures was systematically analyzed the influence of the baffle structure on the internal flow field of the runner, the flow characteristics of the blade surfaces, and the draft tube flow pattern. The results show that the baffle structure has a significant effect on the flow characteristics of the turbine under various operating conditions, and the efficiency of the turbine with an additional baffle structure is higher than that of the prototype turbine under various operating conditions. Among them, the optimised runner efficiency reaches 93.8% at Q_d, which is 0.6% higher than the prototype. The efficiency improvement is more significant at low operating conditions, and the optimised runner efficiency is 54% at 0.3Qd, which is 6% higher than the prototype. After adding the baffle, the flow lines on the surface of the runner blades and in the draft tube tend to be smoother, and the vortex and flow turbulence are reduced, which significantly improves the flow pattern of the runner and the draft tube. At the same time, the distribution of physical quantities inside the runner is more uniform, and the fluctuation range is reduced. The runner shows better adaptability to multiple operating conditions, and the research results provide important theoretical reference and engineering basis for the optimisation of the runner of the Francis turbine.

Graphical abstract

关键词

混流式水轮机 / 转轮 / 隔板 / 流动特性 / 结构优化

Key words

Francis turbine / runner / baffle / flow characteristics / structure optimization

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蔡亚楠, 牧振伟, 贵辛未, 张治军, 王新月. 转轮隔板对混流式水轮机流动特性的影响[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(12): 5232-5240 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503104

CAI Ya-nan, MU Zhen-wei, GUI Xin-wei, ZHANG Zhi-jun, WANG Xin-yue. Influence of Runner Baffle on Flow Characteristics of Francis Turbine[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(12): 5232-5240 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503104

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随着“双碳”目标持续推进,实现水资源可持续利用已成为中国能源领域重要议题^[1-3]。混流式水轮机作为当前电站应用最为广泛的机型,其运行效能直接关系到绿色能源供应稳定性与经济性^[4-6]。转轮作为混流式水轮机核心部件,其结构不仅决定机组整体运行特性,而且通过改变内部流动特性影响能量转换效率。特别是在水电站普遍面临多工况长期运行发电场景下,转轮流道流动不稳定易引发水力性能衰退与机组振动等问题^[7],严重制约设备安全稳定运行。

近年来,中外学者围绕混流式转轮开展广泛研究。Chirkov等^[8]基于计算流体动力学(computational fluid dynamics,CFD)技术,通过对叶片型线参数化建模与多目标优化,实现混流式水轮机转轮水力性能显著提升。贵辛未等^[9]针对转轮上冠泵板结构泄漏流问题,采用数值模拟与试验验证相结合方法,通过优化密封间隙与导流结构,有效降低容积损失。Velásquez等^[10]运用CFD与正交试验设计,系统研究叶片出口角、包角等几何参数对转轮内部流态和能量转换效率影响规律,建立关键几何参数与性能指标量化关系。张鹏程等^[11]基于生态友好型设计理念,提出双转轮串联结构,通过调整两级转轮转速比与流道形态,显著降低过机鱼类撞击损伤率。Zhu等^[12]通过原型真机试验与有限元分析相结合,验证叶片结构优化对消除应力集中、提高疲劳寿命的有效性。Lü等^[13]基于相似理论与CFD数值模拟,深入分析叶片数对尾水管压力脉动、水力稳定性及流量调节特性的影响机制。Yang等^[14]则通过流场与压力脉动耦合研究,为结构优化提供依据。运行过程中,混流式水轮机转轮无法很好地适应宽负荷运行,导致发电效能不佳。因此相关学者对水轮机内部流动特性展开大量研究,从不同维度深化对转轮流动特性认识,对转轮结构进行深入研究与改进后,采用新型的设计方案,优化转轮内部流道,使得转轮在不同工况下能稳定高效地运行,显著提升发电效能,不仅满足电力供应需求,还能够降低发电成本^[15-18]。但针对转轮无法适应宽负荷运行发电、磨损导致的更换周期短、运行效率下降等工程难题,仍需探索更有效转轮结构改造方案。

鉴于此,以某电站运行范围宽,发电效能不佳的混流式转轮为研究对象,基于CFD技术,提出在转轮流道内增设隔板的创新改造策略。对比分析增设隔板结构水轮机前后流场分布与水力性能参数,系统揭示隔板结构对转轮内部流动特性影响机制,以期为混流式水轮机高效稳定运行提供新的技术路径与理论支撑。

1 模型建立与网格划分

为揭示混流式转轮增设隔板结构后对水轮机流动特性及电站发电性能规律的影响,基于实际电站提供的水轮机整体设计图纸与技术参数,以电站真机模型为基础开展结构改造研究,表1为混流式水轮机原型参数。

运用UG三维建模软件,分别构建转轮原型与增设隔板结构后三维模型,如图1所示,其中,图1(a)为原型转轮模型,图1(b)为改造后转轮模型,隔板结构以橙色渲染突出显示,图1(c)为电站真机改造实景图。

图2为混流式水轮机全流道三维模型计算域,混流式水轮机计算域涵盖蜗壳至尾水管完整流道。水流经蜗壳均匀导入,固定导叶赋予环量,活动导叶调节流量,转轮实现能量转换,尾水管回收剩余动能。数值模拟可剖析各部件流动特性,为转轮改造设计提供理论依据。

为保障数值模拟结果准确性与可靠性,采用ICEM CFD软件模型实施结构化网格拓扑划分,网格划分结果如图3所示。鉴于网格数量对数值计算精度和收敛性具有显著影响,为验证网格独立性,将划分后网格导入求解器开展计算,并以运行效率作为评价指标进行无关性检验。

额定工况下,对转轮原型开展不同网格数效率计算,结果如图4所示。网格数量达到4.0×10⁶时,水轮机效率波动幅度控制在0.05%以内,呈现出明显收敛趋势,表明计算结果与网格数量关联性显著降低,满足网格无关性。

考虑到叶片表面边界层流动特性对水轮机性能具有重要影响,为精确捕捉叶片表面复杂流态,对叶片壁面附近网格进行局部加密处理。在确保计算结果稳定性前提下,综合权衡计算精度、计算效率及计算成本等多方面因素:增加网格数量可提升流场细节捕捉能力,同时会增加计算资源消耗和计算时长;而网格数量过少则可能导致关键流动特征无法准确解析。基于网格无关性验证结果,并结合模型复杂程度与后处理分析需求,最终确定采用4.0×10⁶网格单元进行模型计算,以实现计算精度与效率的平衡。

湍流模型选择对数值模拟结果准确性与计算效率具有决定性影响。不同模型在收敛速度与计算精度方面呈现显著差异。特别是在旋转机械领域,相较于传统k-ε湍流模型,SST k-ω模型在处理近壁面流动时,凭借对复杂几何边界层内流动高效捕捉能力,成为数值模拟主流选择,显著提升边界层分离等复杂流动现象模拟精度。

鉴于混流式水轮机转轮内部存在强旋转、边界层分离及二次流等复杂流动特征,为确保流场模拟结果可靠性,采用SST k-ω湍流模型开展数值计算^[19],计算公式为

(1)$\frac{\partial \left(\rho \kappa \right)}{\partial t}$+$\frac{\partial \left(\rho {u}_{i}\kappa \right)}{\partial {x}_{i}}$=${\dot{P}}_{\kappa }$-β^*ρκω+$\frac{\partial }{\partial {x}_{i}}\left[(\mu +{\sigma }_{\kappa }{\mu }_{\mathrm{t}})\frac{\partial \kappa }{\partial {x}_{i}}\right]$

(2)$\frac{\partial \left(\rho \omega \right)}{\partial t}$+$\frac{\partial \left(\rho {u}_{i\omega }\right)}{\partial {x}_{i}}$=αρs²-βρω²+$\frac{\partial }{\partial {x}_{i}}\left[(\mu +{\sigma }_{\omega }{\mu }_{\mathrm{t}})\frac{\partial \omega }{\partial {x}_{i}}\right]$-2(1-F₁)ρσ_ω₂

$\frac{1}{\omega }\frac{\partial \kappa }{\partial {x}_{i}}\frac{\partial \omega }{\partial {x}_{i}}$

(3)P_κ=μ_t$\frac{\partial {u}_{i}}{\partial {x}_{i}}\left(\frac{\partial {u}_{i}}{\partial {x}_{i}}+\frac{\partial {u}_{j}}{\partial {x}_{i}}\right)$→$\dot{P}$=min(P_κ,10β^*ρκω)

(4)F₁=tan$\left({\left\{\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{n}\left[\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}\left(\frac{\sqrt{\kappa }}{{\beta }^{\mathrm{*}}\omega y},\frac{500\upsilon }{{y}^{2}\omega }\right),\frac{4\rho {\sigma }_{\omega 2}\kappa }{{C}_{D}}\right]\right\}}^{4}\right)$

(5)${C}_{{D}_{\kappa \tau \omega }}$=max$\left(2\rho {\sigma }_{\omega 2}\frac{1}{\omega }\frac{\partial \kappa }{\partial {x}_{i}}\frac{\partial \omega }{\partial {x}_{i}},{10}^{-10}\right)$

(6)μ_t=f(ρ)$\frac{\kappa }{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}(\omega,S{F}_{2})}$

(7)F₂=tanh$\left\{{\left[\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}\left(\frac{2\sqrt{\kappa }}{{\beta }^{\mathrm{*}}\omega y},\frac{500\upsilon }{{y}^{2}\omega }\right)\right]}^{2}\right\}$

式中:ρ为流体密度;u_i、u_j分别为速度矢量u在i、j方向的分量;t为时间;x_i为空间坐标分量;κ为湍动能;α为模型系数;s为应变率;ω为耗散率;μ为动力黏度;μ_t为涡黏度;P_κ为幅值限制项;

${\dot{P}}_{\kappa }$

为修正后的幅值限制项;

$\dot{P}$

为修正后的湍流生成项,限制湍流生成的上限;υ为运动黏度;σ_κ、σ_ω、σ_ω2、β、β^*为经验常数;y为到壁面的距离;C_D、

${C}_{{D}_{\kappa \tau \omega }}$

为交叉扩散项相关系;F₁、F₂为混合函数;S为旋度。

为使数值模拟结果贴近工程实际运行工况,选取25 ℃清水作为流体介质,基于电站实际运行参数构建边界条件。入口边界条件:以101.3 kPa标准大气压作参考压力,蜗壳进口处采用总压进口边界条件。根据电站水头高度、水轮机额定效率等参数,结合伯努利方程进行理论计算,确定蜗壳进口总压560 kPa。出口边界条件:考虑到尾水管出口处流动速度分布的复杂性和不确定性,采用自由出流作为边界条件,该设定符合尾水管实际运行过程中流体自由泄放物理特性。壁面边界条件:采用无滑移固体壁面边界条件,并对转轮等旋转部件设置旋转壁面属性。为准确模拟近壁区域湍流流动,采用标准壁面函数处理壁面与主流区域衔接。在多区域耦合计算方面,将转轮设为旋转区域,其他部件为静止区域,通过Frozen Rotor方法^[20]实现旋转区域与静止区域之间流场数据传递。

为验证数值模拟结果可靠性与有效性,基于电站运行日志中记录数据,因改造后运行收集的数据资料不足,故选取原型机的实验结果和数值计算进行对比分析。如图5所示,数值模拟所得水轮机出力均处于真机运行出力范围内,在不同设计流量工况下(Q_d为设计流量),数值模拟与真机实验所反映水轮机效率变化趋势高度吻合。结果充分验证采用数值计算方法及边界条件设定的合理性,为数值模拟流动特性分析提供坚实数据支撑。

2 计算结果与分析

2.1 转轮外特性分析

如图6所示,混流式水轮机转轮隔板结构增效作用随流量降低呈现显著增强趋势。Q_d工况下,增设隔转轮与原型转轮效率表现相近,二者效率差值仅0.6%;当机组运行于0.5Q_d~0.8Q_d工况时,隔板结构引入使水轮机效率提升约5%;0.3Q_d工况下,隔板结构优势得到充分发挥,带隔板结构转轮效率较原型提升幅度可达6%。

2.2 转轮内流态分析

如图7所示,基于电站常用流量工况,对原型转轮[图7(a)]与改造转轮[图7(b)]压力云图对比分析,揭示二者流动特性规律。原型转轮压力云图整体呈现离散分布低压区域,尤其是在转轮上冠出现明显蓝色低压区域,压力场均匀性欠佳,表明其内部水流易发生流动分离与紊动,诱发涡旋等复杂流态,加剧流动能量耗散,甚至带来空蚀风险,对运行稳定性构成潜在威胁。

转轮增设隔板结构后转轮压力云图呈现更均匀的压力分布,过渡平顺,压力梯度变化减小,转轮增设隔板结构后水流运动有序性显著提升,流动分离现象得到有效遏制,水流扰动减弱,降低水力损耗,提升能量转换效率。压力分布得到改善,从本质上改善转轮内部流动特性,为提升机组在不同流量工况下的运行稳定性创造有利流场条件。

隔板结构通过改善流道内流体动力学特性,有效抑制流动分离现象。转轮隔板设置引导流体以更均匀的速度分布和平滑流线形态进入转轮区域,显著减少转轮回流现象,从而降低水力损失,实现水轮机效率提升。

如图8所示,原型转轮在不同运行工况下呈现出显著湍流特性差异,其中图8(a)为原型转轮数值模拟结果,图8(b)为增设隔板后优化转轮计算结果。原型转轮在Q_d工况下呈现显著湍流非均匀特性:流道内部存在多处高湍动能集中区域,湍动能分布呈现明显空间离散性,伴随剧烈湍流脉动与流态紊乱,反映出该工况下流动分离与二次流现象较突出。当流量减少至0.5Q_d~0.8Q_d工况时,高湍动能区域面积显著收缩,流场湍动能分布趋向均匀化,流体湍流强度随流量提升而降低;而当流量进一步增大时,转轮内湍流强度有所回升,但增长幅度有限。

转轮增设隔板结构后湍动能分布特征得到改善,显著提升转轮内部湍动能均匀性。具体表现为:0.3Q_d工况下,高湍动能区域面积较原型转轮大幅缩减,湍动能分布离散程度显著降低,尤其是叶片周围湍流得到抑制。各典型工况下,湍动能均呈现不同程度下降,其中小流量工况降幅最为明显,表明隔板结构通过引导流体平顺流动,有效抑制转轮内部流动分离与涡旋生成,使流道内流体运动趋于平稳有序。

综上,尽管增设隔板后转轮湍动能仍随流量变化,但其变化幅度较原型转轮显著收窄,且得到明显降低,表明转轮增设隔板结构后能够有效提升转轮在宽流量工况下流动特性的稳定性,混流式转轮通过隔板结构对流体起到导流与调控作用,有效抑制转轮流道内不良流动现象,显著降低湍动能分布的离散程度。

2.3 转轮叶片表面分析

如图9所示,为不同工况下叶片表面流线分布特性分析。原型转轮在0.3Q_d工况时,叶片表面流场存在多处流线汇聚-发散区域,叶片前缘及曲率突变部位出现明显流线扭曲与螺旋状紊乱流动。该流动特征导致叶片表面摩擦阻力显著增加,并伴随二次流诱发局部能量耗散。当流量提升至0.5Q_d~0.8Q_d工况区间,叶片表面流线紊乱程度有所减轻,主流方向流线规整性增强,对叶片做功能力产生不利影响。Q_d工况时,叶片表面流线分布趋于均匀,展现出良好流动附着性。

对比转轮增设隔板结构后叶片流线分布可见,隔板结构对叶片表面流动特性改善呈现显著工况适应性。小流量工况下,流体以更平顺角度切入转轮叶道;在转轮叶片头部与尾部等流动敏感区域,叶片表面流线贴合度显著提升,表明隔板结构通过调整流道进口水流速度分布,有效延缓水流在靠近转轮下环分离现象。中等流量工况下,隔板结构通过对转轮进口水流进行导流,改变叶片头部进口流道速度分布,使转轮叶片表面流线分布均匀,在宽工况运行范围内提升流体与叶片匹配性,为水轮机高效稳定运行提供保障。

整体而言,转轮隔板的改造措施能有效改善叶片表面流线分布,减少流线紊乱和分离现象,提高流体在叶片表面流动流畅性和稳定性,提升转轮叶片工作效率和流动特性。

图10为转轮部件压力最值对比图,分别为转轮上冠、叶片、下环在原型和改造后最大、最小压力在不同工况(0.3Q_d~Q_d)下变化情况,转轮上冠在压力波动范围较大,且0.3Q_d工况运行时波动尤为明显,增设隔板结构后压力同样随流量增加而上升,但整体数值低于原型。在各典型工况下,增设隔板结构后转轮上冠压力分布更均匀,压力波动减小,压力差值小于原型转轮,且变化更为平缓。转轮叶片压力最值整体波动幅度大,增设隔板结构后压力最值波动相对原型转轮更为平缓,且在大部分工况下,最大压力低于原型转轮,最小压力高于原型转轮,增设隔板结构后转轮部件压力分布得到改善。转轮下环压力最值变化趋势差异明显,波动较大。

整体而言,转轮增设隔板结构后压力变化趋势相对原型转轮变化范围缩小,在各工况下,两者差值小于原型,表明增设隔板结构后下环压力分布更均匀,压力波动减小。

2.4 转轮隔板对尾水管影响

图11为不同工况下尾水管子午面和进口截面压力分布图,小流量工况下:压力分布极不均匀,边缘区域呈现明显的红色高压区,且高低压区域之间的过渡突兀;尾水管进口处压力梯度较大,水流受力不均衡,带来不稳定流动。随着流量增加压力分布均匀性得到改善,高压区和低压区范围相对缩小,颜色过渡变得平缓,但仍存在一定程度压力差异,表明流体流动稳定性有待提升。转轮增设隔板结构后尾水管进口处压力均匀性显著提高,与原型转轮前相比,各工况尾水管进口处压力分布均匀性有明显提升。

转轮增设隔板结构后,小流量工况下,高低压区域过渡更加平滑,压力梯度减小。在容易出现压力波动的工况,转轮增设隔板结构后压力波动明显减弱,低压区范围缩小,压力变化相对缓和,有助于减少因压力不稳定导致的流动问题。随流量变化,转轮增设隔板结构后压力分布有所改善,相比原型转轮,各工况下水轮机运行流动特性更好,压力分布都保持较好均匀性,改造措施有效提高尾水管进口处压力分布在不同工况下适应性且有利于尾水管能量回收。

综上,转轮增设隔板结构后混流式水轮机在各典型工况下,尾水管子午面与进口处压力分布均匀性显著提升,低压区及压力突变现象减少,流动稳定性优化,能量损失降低,为提升水轮机运行效率与内部流动稳定性提供更优结构。

图12为不同工况下尾水管子午面流线分布特性。原型转轮在小流量工况时,尾水管内部呈现复杂涡旋结构:弯肘段与边壁附近存在显著螺旋涡带与回流区,流线呈现高度卷曲、缠绕及逆向流动特征,该区域发生严重流动分离与二次流现象。当流量提升至中等工况区间,尾水管内大尺度涡旋逐渐破碎为小尺度涡,流线紊乱程度有所减轻,主流方向有序性增强。

对比原型转轮与增设隔板结构转轮流线分布可见,转轮增设隔板后对尾水管流动稳定性提升呈现显著工况适应性:小流量工况下,增设隔板结构对转轮尾水管弯肘段回流区面积减小,流线走向趋于平顺且贴近壁面,表明转轮增设隔板结构后通过抑制转轮流道内流动分离,有效减少出口环量的不均匀性。在弯肘段等流动敏感区域,流线扭曲程度大幅降低,直接降低涡旋耗散。尽管在中等及额定工况下,改造后尾水管内仍存在微弱的流线波动,但整体流动有序性较原型提升,尤其是小流量工况下流线规则度改善最为显著。

结果表明,隔板结构通过调整转轮流道速度分布,使尾水管进口处轴向速度提高,从而抑制离心力引发径向流动分离,为尾水管创造更稳定入流条件。流动特性改善不仅减少因涡流导致水力损失,更提升水轮机在宽工况范围内的运行稳定性,具有重要工程应用价值。

3 结论

为提升水资源利用率,对现有某电站混流转轮进行结构改造设计,旨在满足实际工程运行需求同时,严格遵循相关行业规范。对转轮原型及转轮增设隔板结构后不同工况下,水轮机过流部件湍动能分布、流线形态、压力特性等情况进行对比,得出以下结论。

(1)转轮增设隔板结构后,转轮截面湍动能分布得到改善。转轮上冠、叶片、下环压力最值范围减小,压力分布更均匀,差值范围缩小;转轮流动特性更稳定,降低因工况改变导致水轮机内部流动特性异常的风险。

(2)转轮增设隔板结构后,转轮叶片表面流线形态得到改善。隔板对水流的导流作用有效调控流体运动轨迹,使转轮叶片表面流速分布更为均匀,显著减少能量损耗与流动阻力,提升转轮叶片工作效率,优化水轮机能量转换性能。

(3)不同工况下,转轮增设隔板结构后,提升尾水管进口处压力分布均匀性。同时,尾水管内流线更顺畅,紊乱及分离现象显著减少,进一步提升尾水管进口压力均匀性,增强尾水管运行稳定性,对提高水轮机设备流动特性具有积极作用。

针对混流式水轮机转轮宽负荷适应性差、发电效能不佳的工程难题,提出转轮流道增设隔板的改造策略,突破传统转轮优化思路。为电站水轮机高效稳定运行提供技术保障,同时为同类型水轮机改造升级开辟新路径,具备显著应用前景与推广价值。

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