某大型抽水蓄能電站廠房強烈振動原因分析與減振措施研究

歐陽金惠，耿 峻，許亮華，李金偉，于紀幸

（1.中國水利水電科學研究院 流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國家重點實驗室，北京 100048；2.中國長江三峽集團公司 三峽樞紐建設運行管理局，湖北 宜昌 443000）

1 研究背景

抽水蓄能電站具有調(diào)峰、填谷、調(diào)頻、調(diào)相、備用和黑啟動等多種功能，是目前最具經(jīng)濟性的大規(guī)模儲能設施。為保障電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定經(jīng)濟運行，我國將繼續(xù)大力發(fā)展抽水蓄能電站。

由于大型抽水蓄能電站具有高轉速、高水頭、抽水和發(fā)電雙工況頻繁變換等特點，相比常規(guī)水電站，其廠房振動問題更為突出［1-5］。國內(nèi)外針對抽水蓄能電站水輪機脈動壓力已開展了大量研究［6-11］，但其研究僅局限于考核機組穩(wěn)定性的特定部位（如無葉區(qū)等）脈動壓力，對廠房振動貢獻較大部位（如蝸殼）脈動壓力很少開展研究。同時，目前國內(nèi)現(xiàn)行水電站廠房設計規(guī)范［12-13］已不能滿足高水頭高轉速抽水蓄能電站廠房動力設計需求。因此，近年來國內(nèi)已投產(chǎn)大型抽水蓄能電站普遍存在廠房劇烈振動問題。不少抽水蓄能電站的機組在設計額定出力運行時，廠房結構振幅過大而不得不降低機組出力運行，嚴重影響區(qū)域電網(wǎng)調(diào)頻調(diào)峰能力和電網(wǎng)調(diào)度靈活性。

國內(nèi)某大型抽水蓄能電站共安裝4 臺單機容量250 MW 機組，采用“兩機一縫”的廠房結構型式：1#機組和2#機組為一個廠房段，3#機組和4#機組為一個廠房段，兩個廠房段在2#和3#機組之間設置一條結構縫；廠房結構發(fā)電機層樓板、母線層樓板和水輪機層樓板的厚度均為1.0 m（見圖1），3 層空間層高分別為5.6、6.0 和7.5 m，上、下游長23.5 m，廠房段長45.3 m，立柱為1.0 m×1.0 m。機組轉速為333.3 r/min，水輪機轉輪9 個葉片數(shù)，固定導葉20 片。

該電站機組自投產(chǎn)以來，存在廠房局部結構振動異常強烈，甚至產(chǎn)生局部結構破壞，已嚴重影響廠房結構安全和機組運行安全。本文選取3#機組和4#機組廠房段，采用現(xiàn)場測試分析和有限元計算分析相結合手段，查明該抽水蓄能電站廠房局部結構強烈振動原因，并提出局部結構減振措施。

2 現(xiàn)場測試分析

2.1 機組脈動壓力與廠房結構振動響應測試分析本次測試工況為該廠房段內(nèi)的兩臺機組出力250 MW 的發(fā)電工況。已有研究成果［14-15］表明，水電站廠房的主振源為水力振源。為了解該抽水蓄能電站廠房結構主振源和振動響應特性，開展了機組脈動壓力和廠房結構振動響應同步測試。

2.1.1 機組脈動壓力測試分析 根據(jù)現(xiàn)場測試條件，在3#機組的水輪機蝸殼進口布置1 個脈動壓力測點，無葉區(qū)布置2 個脈動壓力測點（見圖1）。測試結果見表1和圖2—圖3。

表1 機組脈動壓力測試結果

圖1 廠房與機組橫剖面

脈動壓力測試結果表明，在額定出力運行時，蝸殼脈動壓力幅值約為運行水頭2.31%，脈動壓力主頻為100.0 Hz。由前面機組參數(shù)可知，機組轉速為333.3 r/min，其轉頻為5.555 Hz；轉輪葉片數(shù)為9片，引起1 倍頻脈動壓力頻率為50.0 Hz（5.555 Hz×9），2 倍頻脈動壓力頻率為100.0 Hz。因此，蝸殼脈動壓力主頻為2 倍頻脈動壓力頻率。無葉區(qū)脈動壓力幅值約為1.6%，第一主頻為50.0 Hz，第二主頻為100.0 Hz，因此無葉區(qū)脈動壓力第一主頻為1 倍頻脈動壓力頻率。

2.1.2 廠房局部結構振動測試分析 根據(jù)現(xiàn)場踏勘，在該廠房段的3 層樓板（發(fā)電機層、母線層和水輪機層，見圖1）振動強烈部位布置4 個豎向測點，編號為1#—4#（見圖4）；母線層立柱P_1、P_4 和P_5布置水平向測點。振動測試指標為加速度。測試結果見表2—表3和圖5—圖6。測試結果表明：

（1）與國內(nèi)其他同規(guī)模抽水蓄能電站比較，該電站廠房局部結構振動響應比較強烈，其發(fā)電機層樓板2#測點豎向振動響應達到1.35 g，立柱水平向最大加速度接近2.0 g；

（2）廠房結構振動響應主頻為100.0 Hz，該頻率與蝸殼內(nèi)脈動壓力主頻完全一致，說明廠房結構振動響應主要貢獻來自于蝸殼內(nèi)脈動壓力，無葉區(qū)脈動壓力對廠房結構振動響應的貢獻可以忽略不計。由此驗證了該電站廠房結構的主要振源為水力振源。

圖2 蝸殼進口脈動壓力頻譜特性

圖3 無葉區(qū)脈動壓力頻譜特性

圖4 廠房樓板與立柱振動測點布置

表2 廠房樓板Z 向加速度

表3 母線層立柱加速度

2.2 廠房局部結構自振頻率測試分析為查明廠房振動強烈區(qū)域的局部結構自振特性，有必要對3層樓板4 個振動強烈區(qū)域的豎向自振頻率以及4 個立柱（P_1、P_3、P_4 和P_5）水平向自振頻率開展測試分析。

水電站廠房結構剛度遠大于一般結構，一般商業(yè)力錘不適用于水電站廠房結構自振頻率測試，本文廠房局部結構自振特性測試采用中國水利水電科學研究院自主研發(fā)的力錘測試系統(tǒng)。測試結果見表4—表5和圖7—圖9。測試結果表明：（1）3 層樓板典型局部結構的豎向第一階自振頻率均低于60.0 Hz，與蝸殼脈動壓力主頻（100.0 Hz）相差超過40%；（2）蝸殼層立柱水平向第一階自振頻率低于70.0 Hz，與蝸殼脈動壓力主頻（100.0 Hz）相差超過30%；（3）水輪機層立柱水平向與蝸殼脈動壓力主頻（100.0 Hz）相差不超過15%，部分立柱相差不超過5%；（4）母線層立柱水平向與蝸殼脈動壓力主頻（100.0 Hz）相差不超過30%，部分立柱相差不超過15%。

由此可判斷，母線層立柱與水輪機層立柱的水平向第一階自振頻率比較接近廠房主振源蝸殼脈動壓力主頻，兩層立柱產(chǎn)生了水平向共振，從而引起立柱之間的樓板強烈豎向振動。

圖5 發(fā)電機層樓板2#測點Z 向加速度頻譜分析

圖6 母線層P_4 立柱Y 向加速度頻譜分析

表4 3 層樓板典型部位豎向第一階自振頻率測試結果(單位：Hz)

表5 3 層立柱水平向第一階自振頻率測試結果 (單位：Hz)

圖7 發(fā)電機層樓板的Z 向傳遞函數(shù)

圖8 母線層立柱P_5 的傳遞函數(shù)

圖9 立柱P_5 的X 向傳遞函數(shù)

3 計算分析

為進一步了解該電站廠房出現(xiàn)局部結構強烈振動原因，本文利用現(xiàn)場試驗的蝸殼脈動壓力和無葉區(qū)脈動壓力測試結果，采用有限元方法分析該廠房結構自振特性與動力響應。

3.1 廠房結構有限元模型本文按照廠房結構設計尺寸，模擬了流道結構以及樓板、結構柱、樓梯和風罩等混凝土結構及其開孔。混凝土結構全部采用8 節(jié)點塊體單元模擬，流道鋼管襯砌結構采用4節(jié)點殼單元模擬。參考文獻［14-15］，廠房結構阻尼比取值0.02，動彈性模量取靜彈性模量1.3 倍。參考文獻［16-18］，圍巖對廠房結構的彈性約束以及廠房振動能量吸收采用黏彈性邊界模擬。

廠房三維有限元模型見圖10，有限元模型的坐標系與圖4相同：Z 軸正方向為垂直向上；X 軸正方向由3#機組指向2#機組；Y 軸正方向指向上游側。計算模型各種材料力學參數(shù)見表6。

圖10 廠房三維有限元模型

表6 廠房材料力學參數(shù)

3.2 廠房局部結構自振頻率分析不同于水電站地面廠房或升船機等水工建筑物，抽水蓄能電站地下廠房結構在地震或機組脈動壓力等振源作用下，其整體振動位移等振動響應不是關注重點，而應關注其局部結構振動響應。實際上，對于該電站而言，廠房僅局部結構振動響應強烈，而并非產(chǎn)生了整體強烈振動。因此，對于具有三維復雜空間結構的抽水蓄能電站地下廠房，其整體自振特性已無工程實踐意義，而應重點分析廠房各局部結構自振特性。

表7 3 層樓板典型部位豎向第一階自振頻率 （單位：Hz）

表8 3 層立柱水平向第一階自振頻率 （單位：Hz）

本文采用文獻［16］中求解復雜水工建筑物局部結構自振特性分析方法，分別計算分析3 層樓板和3 層立柱的自振特性。計算結果統(tǒng)計于表7—表8。計算結果表明：（1）廠房結構自振頻率計算結果與測試結果比較接近，說明計算模型合理精確；（2）3 層樓板各局部結構的豎向自振頻率以及蝸殼層立柱的水平向自振頻率與廠房主振源蝸殼脈動壓力主頻（100.0 Hz）相差超過30%；（3）母線層立柱與水輪機層立柱的水平向第一階自振頻率比較接近廠房主振源蝸殼脈動壓力主頻（100.0 Hz）。

圖11 母線層樓板1#測點豎向振型（f=45.55Hz）

圖12 母線層立柱P_5 的X 向振型（f=120.37Hz）

3.3 廠房結構振動響應分析本文采用上述脈動壓力測試結果作為主要振源，因測點有限，加載方式簡化如下：蝸殼內(nèi)脈動壓力采用蝸殼進口脈動壓力測點數(shù)據(jù)，無葉區(qū)脈動壓力根據(jù)兩個無葉區(qū)兩個脈動壓力測點進行空間插值；不考慮機械偏心力和電磁不平衡拉力。計算分析取廠房結構的阻尼比ξ為0.02，采用Newmark 逐步積分法求解廠房結構振動響應。振動響應計算分析結果統(tǒng)計于表9—表10。計算分析結果表明：（1）無論是廠房局部樓板還是立柱，均出現(xiàn)了強烈振動；廠房局部結構強烈振動的原因在于母線層立柱和水輪機層立柱的水平向自振頻率接近蝸殼脈動壓力主頻，兩層立柱出現(xiàn)了局部共振（見圖13）；（2）與測試結果相似，廠房結構振動響應的振動主頻均為100.0 Hz，且立柱振動響應大于廠房樓板振動響應；（3）在振動響應幅值上，計算結果與測試結果存在一定差別，其原因在于水輪機流道內(nèi)的脈動壓力時空分布比較復雜，計算模型采用的荷載加載方式不能完全反映水輪機流道內(nèi)脈動壓力實際情況。

表9 3 層樓板典型部位加速度峰值

表10 3 層立柱水平向加速度峰值

圖13 P_5 立柱加速度峰值

圖14 P_5 立柱加速度峰值（調(diào)整尺寸后）

3.4 廠房局部結構減振措施研究根據(jù)上述分析成果，為使母線層立柱和水輪機層立柱的水平向自振頻率與蝸殼脈動壓力主頻（100.0 Hz）錯開幅值超過30%，避免立柱產(chǎn)生共振，計算模型將母線層立柱和水輪機層立柱的水平截面尺寸由1.0 m×1.0 m 調(diào)整為1.3 m×1.3 m，加載方式同上。計算結果表明，調(diào)整立柱截面尺寸后，廠房減振效果顯著，母線層立柱和水輪機層立柱避免了共振，其振幅大幅降低（見圖14），同時立柱之間的樓板豎向振動響應也大幅降低（見表11—表12）。

表11 立柱調(diào)整尺寸前后3 層樓板典型部位加速度峰值對比

4 結論

針對國內(nèi)某大型抽水蓄能電站廠房強烈振動問題，通過現(xiàn)場測試分析和計算分析，得出以下結論：（1）蝸殼內(nèi)脈動壓力為廠房結構振動主振源，其振動主頻為100.0 Hz；（2）廠房局部結構振動強烈的原因在于其母線層立柱和水輪機層立柱的水平自振頻率接近蝸殼脈動壓力主頻，兩層立柱產(chǎn)生幅值較大水平振動引起樓板豎向強烈振動；（3）通過調(diào)整立柱截面尺寸，兩層立柱和樓板振動響應均有大幅降低，減振效果顯著。

表12 立柱調(diào)整尺寸前后3 層立柱水平向加速度峰值對比

目前我國在大力發(fā)展抽水蓄能電站，為避免新建抽水蓄能電站出現(xiàn)廠房劇烈振動甚至局部共振，根據(jù)作者多年來開展的抽水蓄能電站廠房振動研究成果，展望如下：（1）設計階段高度重視并加強廠房振動安全深入研究，精細創(chuàng)建三維有限元模型，深入分析廠房各局部結構動力特性與振動響應；（2）加強水輪機流道內(nèi)脈動壓力研究：如前所述，蝸殼脈動壓力為抽水蓄能電站廠房振動主振源，而目前無論是水輪機模型試驗還是水輪機真機，僅只有蝸殼進口設置一個脈動壓力測點，這對了解整個蝸殼內(nèi)脈動壓力遠遠不夠。因此，建議水輪機模型和真機盡可能在蝸殼上多布置脈動壓力測點，特別是在真機蝸殼上多布置脈動壓力測點對廠房振動分析至關重要；（3）亟需完善現(xiàn)行水電站廠房設計規(guī)范：現(xiàn)行水電站廠房設計規(guī)范（NB 35011-2016 和SL 266-2014）僅從機組安全角度出發(fā)規(guī)定了機墩動力設計，但對廠房板梁柱結構的動力設計以及主振源均缺乏相應動力設計條文，因此上述兩個行業(yè)的水電站廠房設計規(guī)范亟需完善。