巨型混流式水輪機頂蓋振動超標改進處理

華能龍開口水電有限公司 張德選

關鍵字：水輪機頂蓋；振動；強度

1 概述

振動是所有旋轉機械設備運轉過程中的固有屬性。隨著目前國內外水輪發電機組的大型化，以及設計、制造、安裝調試等一系列問題，振動問題尤其突出，長時間的振動超標可能引起結構上的疲勞破壞，甚至引發風險更大的設備問題。

水輪發電機組振動的起因主要有機械振動、水力振動和電磁振動三方面，頂蓋振動的激振源主要為周期性水力脈動沖擊和轉動構件的周期性碰撞摩擦，其中水力因素是關鍵原因，由于混流式水輪機流道水流流態復雜，止漏環結構和葉片翼形特殊等原因，引起其振動的原因更為復雜。所以解決頂蓋振動問題，一方面要通過檢修不斷優化機組軸線及瓦間隙，減小機組運行中機械的周期碰撞摩擦激振因素，但要從根本性解決，還要通過改變水流流態以及增大頂蓋設備剛度，從源頭上降低水輪機組頂蓋振動問題，提高機組安全可靠運行。

2 設備運行狀況

龍開口水電站位于金沙江中游，安裝5×360MW混流式發電機組。水輪機型號為HLA994-LJ-800，發電機型號為SF360-72/ 16970，額定容量400 MVA，設計水頭67.0m，額定轉速83.3r/min。投產后，機組在0-210MW 負荷運行時頂蓋振動較大，定義為機組振動區，水平振動最大達300-500μm，垂直振動最大達200-450μm，此負荷段只作為機組負荷調節的過渡區域，不建議長期運行；211-360MW 負荷段運行時，頂蓋振動值均滿足規程要求：水平振動90μm、垂直振動110μm，此負荷段機組能能夠長期穩定運行。然而龍開口水電站發電通過長線路遠距離送出，經常需要機組處于空載調壓方式運行方式，長期運行在振動區的空載方式（10MW 負荷），此狀態下，機組頂蓋水平振動最大達120-400μm，垂直振動最大達100-300μm[1]。

由數據看出機組在空載及振動區運行時頂蓋振動值偏大，不滿足合同及相關規范要求，而且機組穩定運行范圍不滿足45-100%負荷段要求。5臺機組頂蓋水平、垂直振動趨勢圖如圖1～5。

圖1 1號機組頂蓋振動趨勢圖

圖2 2號機組頂蓋振動趨勢圖

圖3 3號機組頂蓋振動趨勢圖

圖4 4號機組頂蓋振動趨勢圖

圖5 5號機組頂蓋振動趨勢圖

3 原因分析及解決方案

針對頂蓋振動超標問題，首先考慮了頂蓋剛強度，頂蓋重量僅為174.7t，對比同類型、同容量的機組頂蓋設計重量稍微偏小，其次，頂蓋使用的鋼板厚度也較同類型薄8-10mm。考慮檢修工期以及整體改造成本控制，對第1臺大修機組（5號機）進行重新設計制造新頂蓋，結合大修直接更換，其余4臺機組，對上一臺大修拆卸下的頂蓋上進行返廠加固改造，修前運回至電廠，結合大修進行更換，不影響機組檢修工期，同時也最大限度降低改造成本。

3.1 重新設計制造新頂蓋更換

新設計的頂蓋主要增加了剛強度，即在頂蓋外側增加立圈，在水導軸承法蘭及主軸密封法蘭下側各增加一個立圈，頂蓋所有鋼板厚度均增加10mm，同時也增加了12個徑向支撐。原結構頂蓋質量為174.7t，改進后頂蓋質量為213.6t。5號機組水輪機頂蓋更換后，開展了機組穩定性試驗，對相關振動數據進行分析：新頂蓋更換后對減小頂蓋振動值有顯著效果。

3.2 現有舊頂蓋改造繼續使用

由于剛強度增加的新頂蓋振動明顯減小，考慮成本預算決定對舊頂蓋采用加固方案改造，加固按不增加徑向支撐設計，充分考慮焊接變形等不利影響，舊頂蓋加固后剛強度應接近或優于新頂蓋。使用ANSYS 有限元分析軟件對原頂蓋加固方案進行了剛強度計算和動態特性分析，并與原頂蓋結構、新頂蓋結構進行對比，檢驗原頂蓋加固方案是否滿足相應要求[2]。

3.2.1 強度計算分析

在原頂蓋結構的基礎上增加水導軸承立筒，厚度為60mm，長短筋板處增加650mm 寬圍板，主軸密封位置增加方盒子，斜筋板均封堵。有限元分析中，選用1/6頂蓋結構作為計算模型。

通過有限元分析，得出原頂蓋加固方案局部最大應力和整體變形結果，如表1所示。各個工況下的應力作為對比結果。從表1中可以看出，加固方案頂蓋剛強度性能均滿足標準要求，且加固方案平均應力水平、軸向剛度等重要參數均優于原結構，且與新頂蓋結構各項參數相當。

表1 不同工況運行方式下頂蓋應力和變形情況

3.2.2 頂蓋的徑向剛度計算

在計算頂蓋的徑向剛度的過程中，取整個結構作為計算模型，在頂蓋安裝螺栓圓上對R、θ、Z三個方向進行限制，并在上環板的節點R 方向上加余弦分布徑向力來計算頂蓋的徑向剛度，取最大徑向力F=480000N，根據在力F 的作用下，計算出徑向變形，得出頂蓋支撐的徑向剛度，計算結果如表2所示。

表2 徑向剛度計算結果

從表2可以看出，三種頂蓋結構徑向剛度均滿足大于1.66×106（N/mm）標準要求，且原頂蓋加固方案與新頂蓋結構徑向剛度相近，相比原結構徑向剛度增加了84%。

3.2.3 頂蓋的自振頻率計算

頂蓋自振頻率的計算，使用ANSYS 程序，取整個頂蓋作為計算模型。控制頂蓋外法蘭與蝸殼座環連接處螺栓分布圓上節點的R、θ、Z 三個方向的自由度，模型中考慮了活動導葉、控制環、主軸密封和水導軸承的重量。通過運算得到前3 階自振頻率，見表3。

表3 自振頻率的計算結果

軸向振動自振頻率主要應避開激振源，即為轉頻與葉片數的乘積：

fp=ZBlade×=83.3/60×13=18.05Hz

還應該考慮轉動過程中導葉的干擾（由n×Zg+K×m×Zr公式確定），n=1，m=2，K=2的情形，其激振頻率為：

fe=2×Zr×fn=36.1Hz

其中Zg為導葉數目；Zr為葉片個數；K 為節徑數；n、m 為兩個整數。

三種頂蓋結構均避開激振頻率，并且有超過10%的裕度空間，符合要求。原頂蓋加固方案固有頻率比新頂蓋結構低，而對于原結構固有頻率而言有明顯的提高。

通過運用ANSYS 有限元軟件對原頂蓋加固方案計算，并與原結構、新頂蓋對比得出剛強度計算方面：原頂蓋、加固方案以及新頂蓋剛強度性能均能滿足標準要求，處于較低應力水平，且加固方案平均應力水平、軸向剛度等重要參數均優于原結構，與新頂蓋結構各項參數相當。固有頻率方面：原頂蓋、加固方案以及新頂蓋固有頻率均有效避開激振頻率，原頂蓋加固方案固有頻率比新頂蓋結構相近，而對于原結構固有頻率而言有較大提高。徑向剛度方面：原頂蓋、加固方案以及新頂蓋徑向剛度滿足高于1.66×106N/mm 的基本要求，且原頂蓋加固方案與新頂蓋結構徑向剛度相近，原結構徑向剛度增加了84%。

4 5臺機組頂蓋振動處理過程的不同方法和技術創新

5號機組安裝了重新設計制造的新頂蓋，并在現場安裝過程中在頂蓋外圈均勻安裝了12液壓千斤頂加強徑向支撐。2號機頂蓋采用5號機拆下的舊頂蓋進行了加固改造，同時對水輪機泄水錐位置補氣管進行了延長。1號機頂蓋采用2號機拆下的舊頂蓋進行了加固改造，同時對水輪機泄水錐位置補氣管進行了延長，并在延長管上開了60個Φ120的圓形消能孔。3號機頂蓋采用1號機拆下的舊頂蓋進行了加固改造，4號機頂蓋采用3號機拆下的舊頂蓋進行了加固改造，3號機組、4號機組處理方法相同，加固頂蓋的同時在頂蓋泄壓管分別新增6個節流孔板[3]。

4.1 處理一：更換頂蓋及加裝頂蓋徑向支撐

5號機組為投產后的第一臺大修機組，按照方案采用重新設計制造新頂蓋更換，新頂蓋相比舊頂蓋，在頂蓋外側增加立圈，在水導軸承法蘭及主軸密封法蘭下側各增加一個立圈，頂蓋所有鋼板厚度均增加10mm，同時也增加了12個徑向支撐。原結構頂蓋質量為174.7t，改進后頂蓋質量為213.6t。5號機組水輪機頂蓋更換后，開展了機組穩定性試驗，對相關振動數據進行分析，機組空載時舊頂蓋振動數據大部分偏大，新頂蓋水平振動大部分數據均在90μm 以下，考慮到數據采樣存在隨機性，個別振動值偏大。機組負荷上升到180MW 后，新頂蓋水平、垂直振動值分別為71μm、90μm，水平振動、垂直振動值均國標要求（水平90μm、垂直110μm），較舊頂蓋水平振動231μm、垂直振動值177μm 有明顯減小；機組負荷上升到210MW 后，頂蓋水平振動、垂直振動值均小于50μm。從試驗結果看：新頂蓋更換后對減小頂蓋振動值有很大效果；從頂蓋徑向支撐未受力及受力時振動值分析，頂蓋徑向支撐未受力及受力時振動值無明顯變化，頂蓋徑向支撐對減小振動值效果不明顯，后續機組不再考慮加裝徑向支撐。

4.2 處理二：頂蓋加固及補氣延長管加裝

2號機頂蓋采用5號機拆下的舊頂蓋進行了加固改造，同時對水輪機泄水錐位置補氣管進行了延長。2號機所使用的頂蓋主要是在舊頂蓋原結構的基礎上增加厚度為60mm 的水導軸承立筒，長短筋板處增加650mm 寬圍板，主軸密封位置增加方盒子，頂蓋外圍把合螺栓位置小筋板加倍，所有斜筋板均封堵。頂蓋加固后約203噸，較原舊頂蓋173噸增重約30噸。同時采取補氣方式優化措施，對補氣管改造，作為消減頂蓋振動輔助措施。新增延長補氣管外徑1500mm，高度2600mm。

2號機組頂蓋改造及延長補氣管后，空載時頂蓋水平、垂直振動值較改造前有所減小，但仍不滿足規范要求，與改造后的5號機基本相當；機組空載狀態時，頂蓋振動值受水頭影響，振動值會發生相應變化。

2號機組頂蓋改造（圖6）及延長補氣管后，160-210MW 負荷段振動值較改造前有所減小，與改造后的5號機基本相當，當機組負荷超過180MW以后，頂蓋振動值滿足規范要求。

圖6 2號機頂蓋更換前后振動對比

4.3 處理三：頂蓋加固及補氣延長管加裝

1號機頂蓋采用2號機拆下的舊頂蓋進行了加固改造，同時對水輪機泄水錐位置補氣管進行了延長。在轉輪泄水錐處加裝HB 型式泄水錐，外管Ⅰ上下均布開了4圈，每圈15個Φ120mm 的圓形消能孔。改造后壓力脈動數據分析：

（1）改造后的1#機總體壓力脈動幅值明顯低于機組改造前，且幅值降低幅度顯著。蝸殼壓力脈動在改造前均在126MW 工況時出現最大值，其中蝸殼進口壓力脈動最大值高達25.9%，而蝸殼末端的壓力脈動幅值在部分負荷總體要略低于蝸殼進口，且到達最大之后下降速度優于蝸殼進口；改造后蝸殼壓力脈動幅值下降顯著，進口及尾端側點均在90MW 工況出現最大值，但最大幅值僅為12.7%，為改造前壓力脈動最高幅值的一半以下，且全負荷段壓力脈動較改造前均下降約一半。

（2）無葉區壓力脈動在改造前、后并無明顯變化，且幅值較小，均在合同保證范圍以內。

（3）尾水管錐管及尾水管肘管壓力脈動比對結果，改造前與改造后壓力脈動的幅值變化規律基本一致，但幅值有顯著下降。改造前，尾水管進口以及尾水管錐管壓力脈動在低部分負荷區域幅值均較大，并在126MW 同時達到最大值，該規律與蝸殼進口與蝸殼末端出現峰值點的工況一致，而后壓力脈動幅值開始下降；改造后部分負荷尾水管壓力脈動下降明顯，150MW 以內約為改造前的一半，進入正常運行負荷段，壓力脈動下降速度較改造前明顯，說明此次1#機頂蓋加固，補氣管路以及泄水錐的改造對渦帶能量的消除起到了積極作用。

（4）從頻域上看，改造前蝸殼進口壓力脈動主頻帶集中在10-11Hz 附近，蝸殼末端壓力脈動頻率主要集中在轉頻附近，改造后蝸殼進口壓力脈動頻率范圍覆蓋1.85-11Hz，但能量均較為分散，蝸殼末端信號能量主要集中在低頻區域，頻率范圍在4Hz 以內；無葉區壓力脈動頻率較低，且主頻特征不明顯；改造前尾水管進口壓力脈動頻率在改造前呈現雙能量帶，低頻能量帶集中在0.3-3.85Hz 范圍，高頻能量特征頻率在18.05Hz，尾水管錐管壓力脈動頻率集中在7.5Hz 附近，尾水管肘管則以低頻為主；改造后整個尾水管壓力脈動均集中在低頻區域，頻帶范圍0.3-1.5Hz。

（5）從改造前、后總體壓力脈動結果比較來看，改造后的壓力脈動幅值整體大幅低于改造前，且改造前試驗水頭約為71-72m，而改造后試驗水頭約為65-67m，從水輪機壓力脈動隨水頭變化規律講，水頭越低壓力脈動越大，但從結果看，考慮到低水頭對壓力脈動的影響，改造后的壓力脈動仍能夠大幅低于改造前的高水頭下壓力脈動試驗結果，足以說明，此次1#機水輪機頂蓋加固改造，以及補氣管路和泄水錐的改造達到了改善水輪機水力穩定性的目的，1#機水輪機水力穩定性提高效果顯著。

從頂蓋改造前后振動數據分析：

（1）改造后，0MW-162MW 的低負荷區，頂蓋水平和垂直振動較大；180MW-360MW 高負荷區，頂蓋水平和垂直振動相對較小；頂蓋垂直振動最大工況出現在108MW 左右。

（2）對于頂蓋水平和垂直振動，在54MW負荷以下區域，改造前后振動幅值基本相當，在54MW-360MW 負荷區，改造后振動值稍小于改造前。

（3）全負荷范圍內，改造后頂蓋最大水平振動為167μm，垂直振動為277μm，出現在54MW-90MW；改造前頂蓋最大水平振動為223μm，垂直振動為411μm，出現在108MW-142MW。

（4）在142MW 負荷以上，頂蓋水平振動小于80μm，滿足合同保證值90um；在180MW 負荷以上，頂蓋垂直振動均小于80μm，滿足合同保證值110μm。

（5）改造前后相比，改造后整體上頂蓋水平和垂直振動有所減小，高負荷區（180MW 以上）約減小50%，低負荷振動區域（162MW 以下）約減小20%-50%。

從機組水機室聲譜測試結果分析：噪聲最大出現在144MW 以下低負荷工況，在162MW 以上的高負荷區，噪聲相對很小。為了分析改造對噪聲的影響，對聲譜測量結果進行了比對。比較發現，改造后的噪聲略小于改造前，尤其是在162MW 以上的高負荷區。在試驗測試過程中發現在360MW 工況附近，水機室出現一種高頻異常噪聲，針對此現象進行了再次試驗。

判斷異常噪音來源與轉輪泄水錐處加裝HB 型式泄水錐消能孔。在第二年機組檢修發現加裝的機組大軸補氣管改造裝置中心管脫落、外管I 存在多處開裂現象。隨即將改造裝置全部割除，泄水錐恢復至改造前狀態，并對泄水錐過流面氣刨和焊接造成的凹凸面進行充分打磨修整光滑。在同樣工況下開展試驗，機組異常噪聲消失。

表4 異常噪聲試驗表

4.4 處理四：頂蓋加固及節流孔板加裝

3、4號機頂蓋更換采用1、3號機拆下的舊頂蓋進行了加固改造，同時在頂蓋泄壓管分別新增6個節流孔板。結合試驗數據，改造后，頂蓋水平、垂直振動均有所改善。在0MW-162MW 的低負荷區，頂蓋水平和垂直振動較大，在180MW-360MW 高負荷區，頂蓋水平和垂直振動相對較小。3號機組改造后與改造前相比，整體上頂蓋水平和垂直振動有所減小，高負荷區（180MW 以上）約減小40%，低負荷振動區域（162MW 以下）約減小30%-40%。此次在頂蓋泄壓管分別新增6個節流孔板，增加節流孔板后隨著頂蓋壓力的增加機組推力負荷也有所增加，但推力瓦溫度較修前無明顯升高。改造后數據對比如表5。

表5 3號機組在線監測設備測量結果(單位:μm)

5 結論及后續建議

通過頂蓋剛強度改造及輔以延長補氣管、增加頂蓋泄壓管截流板等方式有效降低了龍開口電廠頂蓋振動問題，且振動數據均優于規范標準值，證明改造是成功的，為大型混流式水輪機頂蓋振動超標處理提供了經驗指導。

采用加長水輪機泄水錐位置補氣管，以及通過對頂蓋泄壓管采取節流措施，可以調整水流流態，改變激振源頻率及幅度，一定程度上得到降低頂蓋振動的效果，但同時需要注意的是，水流流態的變化也有可能增加頂蓋振動，需要縝密計算和充分驗證。對頂蓋泄壓管采取節流措施也會進一步增大水推力，需充分考慮好機組推力軸承的受力增加和瓦溫變化情況。

頂蓋剛度加強確實對降低頂蓋振動有顯著效果，但從設計定型后再通過改造加強頂蓋剛度，很難降低到較好的穩定運行水平，所以要在設計、制造、安裝等各個環節做好控制，保證設備滿足實際工況要求，進而保證設備滿足規程規范及合同要求。建議在后續設計、制造過程中不單要考慮理論計算和模型分析，同時要充分到考慮現場設備各種惡劣運行工況和安裝存在的不可控因素，滿足標準合同要求的同時，要留足設計裕度，用來消除現場安裝和運行過程中的不可控因素。