水轮机固定导叶出水面处的酵母涡街共振研究

水轮机固定导叶出水面处的酵母涡街共振研究

预防和消除门的交叉共振对于提高机的抗振和抗裂纹设计非常重要。在国内已建成的水电站中,比如云南大朝山水电站229MW水轮机在72h满负荷试运行期间,由于转轮叶片出水边的卡门涡街共振问题,导致机组出现异常噪声和叶片上的高幅动应力,使转轮叶片全部出现穿透性裂纹;河南小浪底水电站306MW水轮机在导叶全关、机组转速下降到额定转速的20%~60%时,水轮机发出有规律的异常噪声,13个叶片全部开裂且大部分为贯穿性裂纹,分析表明,这种疲劳裂纹主要是由于厚度达38~40mm的转轮叶片出水边在一定转速范围内所激起的卡门涡街与叶片1阶(55Hz)、2阶(87Hz)弯曲模态发生了卡门涡街共振所致。目前,无论是国外还是国内水轮机制造厂商,对水轮机过流部件的卡门涡街共振现象还不能准确预测,设计工程师也只是根据经验公式做定性分析,缺乏系统的定量分析,应对卡门涡街共振问题,只能根据经验进行补救。因此,水轮机过流部件出水边处出现的卡门涡街共振问题引起了业内人士的高度重视。同样备受关注的还有三峡右岸电站部分机组由卡门涡街共振引发的异常噪声问题。三峡右岸电站部分机组在400~600MW负荷区运行时,在水车室出现了类似哑铃型的啸叫声。这种异常噪声出现时机组的振动和摆度无明显变化,噪声等级由96dB降低到94dB;在强迫补气条件下,异常噪声有所减弱,但不能消除。根据异常噪声的特点和以往的经验判断,这种异常噪声可能是由过流部件的卡门涡街共振引起。为此,对转轮叶片的出水边进行了修型处理和振动、噪声测试,结果显示,高频异常噪声消失,但仍然存在着一种低频的啸叫声。本文以此为依托工程,提出了采用计算流体力学(Computationalfluiddynamics,CFD)数值分析的方法来实现水轮机固定导叶出水边处的卡门涡街模拟,并对其振动特性进行定量分析;同时,应用流固耦合方法对固定导叶的水下动态特性进行分析。最终结合现场振动、噪声试验,找到了异常噪声的振源,系统地研究了卡门涡街共振的特点,给出了有效预防和消除水轮机过流部件卡门涡街共振的出水边几何形状,通过修型错频,消除了机组的异常噪声问题。1固定导叶法用于在水面上模拟漩涡街1.1k-模型与切应力运输sst模型在研究实际流体绕流物型时,主要是以纳维—斯托克斯方程及速度边界层理论为基础进行研究。根据文献,针对固定导叶的二维截面模型,采用k-ω切应力运输两方程湍流模型求解N-S方程,即在近壁面保留了原始k-ω的模型特点,同时在远离壁面的地方采用了k-ε模型,这是预测脱流现象最适合的湍流模型。其k方程、ω方程可以写成式中k——湍流动能ω——扩散率Pk——湍流脉动动能k的生成项Pω——湍流脉动频率z的生成项Yk——k的耗散项Yω——ω的耗散项Dω——正交扩散项Γk——k的有效扩散系数Γω——ω的有效扩散系数由于切应力运输SST模型是建立在标准k-ω模型和k-ε模型基础之上,综合考虑,其正交扩散项Dω的方程可以写成式中,F1为开关函数,ρ为水的密度,σω2为k-ω湍流模型常数。在紧靠壁面处F1=1,激活k-ω模型;在离开壁面时F1逐渐向0趋近,激活转化的k-ε模型。这种混合模型的性能在边界层内50%左右的区域接近k-ω模型,而流场其他部分接近于k-ε模型。1.2网格划分和边界条件以出水边厚度为12mm的钝边设计为原型,选取固定导叶中间横截面作为特征模型,在垂直展向的平面内选取2m×5m的长方形作为计算域,采用求解薄剪切层的分块法将计算域分割成多块区域,使用非结构化网格对流动区域进行离散,在靠近固定导叶壁面处进行网格加密,并沿径向逐步放大;同时,在边界层区域和脱流区域使网格划分得足够精细,用来保证整个计算区域都能得到正交性能较好的高质量网格并加快模型的收敛,网格划分大约包括50万个节点,计算模型如图1所示。为了能够监测到尾流区的涡街振动,在固定导叶出水边下游侧设置一个脉动监测点P1。根据机组在不同负荷区域出现异常噪声时的水头和导叶开度,给定入口的径向流速u=18~23m/s,出口的压力梯度壁面采用滑移边界条件。采用有限体积法离散方程,对流项采用QUICK格式,扩散项采用二阶中心差分格式,压力速度耦合迭代采用Piso算法,计算初始时间步长Δt=1×10-4s。为防止迭代过程中数值的发散和不稳定,对动量方程、标量输运方程采用欠松弛技术,内部循环收敛条件的最大残差小于0.001。1.3机组的压力脉动幅值应用Fluent软件对流体域进行CFD模拟分析,并通过结果后处理文件获得了表征涡街特征的相关参数。固定导叶在单位长度上受到的激振力可以写成式中F1——激振力ρ——流体密度l——固定导叶长度f——涡街频率ϕ——激振力与位移之间的相位角固定导叶在激振力的作用下产生的位移可以写成式中,y为位移,A为振幅。在每个周期中,流体向结构传递的相对能量可表示为式中,E为相对能量,T为振动周期。由此可以得出机组在不同负荷工况下固定导叶出水边处的涡街相对能量和振动幅值,如图2、3所示。从图2、3中可以看出,高能量旋涡主要集中在450~550MW运行区域;当机组负荷为500MW左右时涡街能量最大,同时,这种高能量涡街产生的交变载荷引起的局部振动也最为强烈。图4为机组在500MW负荷区域运行时涡街的速度与涡量云图。图4中所示的周期性交替的旋涡就是在固定导叶后出现的卡门涡街。当固定导叶出水边处出现卡门涡街时,势必会引起尾流区的压力脉动。通过预先设置的压力脉动监测点P1可以实现对压力脉动幅值进行监测,如图5所示。为了能够准确计算这种高能量的卡门涡街频率,需要通过对压力脉动检测到的数据文件进行快速傅里叶分析,卡门涡街频谱分析结果如图6所示。分析表明,机组在450~550MW负荷区域运行时,水轮机固定导叶后出现了主频为107.6Hz的卡门涡街频率。2流固耦合的物理条件应用ANSYS软件并采用顺序流固耦合方法对固定导叶进行水下动态特性分析。考虑到流体与结构的相互作用,把在流固交互面处流体和结构具有相同的速度和压力作为进行流固耦合的物理条件。通过CFD流场分析,将压力载荷转换为ANSYS文件的数据格式施加在结构表面。为符合流固耦合运行的本质和控制方程的易解性,假设固定导叶在弹性变形范围内,液体无粘性、不可压缩及无旋。固定导叶和上、下环板采用20节点Solid95单元,液体部分采用Fluid30单元,在流体与导叶的耦合面上采用8节点曲面单元对法向加速度进行描述,有限元分析模型如图7所示,固定导叶在水下的前6阶模态振型如表1所示,图8为固定导叶在水下的2阶弯曲模态振型。3卡潮机的活性结构在水中的固有频率和卡门涡街频率相接近或相等是产生卡门涡街共振现象的必要条件,同时还需要足够的能量使大范围的卡门涡街牵入同步并形成强大的、步调一致的激发力,才能诱发卡门涡街共振。通过对固定导叶的涡街模拟分析和水下模态分析可知,三峡右岸电站部分机组在450~550MW负荷区域运行时,固定导叶出水边处出现了主频为107.6Hz的卡门涡街,且卡门涡街的能量达到最大,恰好与固定导叶在水下2阶弯曲模态频率109.9Hz发生耦合,从而产生了卡门涡街共振。这充分说明了机组在400~600MW负荷区域出现的异常噪声主要是由固定导叶出水边处的卡门涡街共振发出的。为了进一步得到验证并提出处理措施,针对异常噪声问题进行了以下变负荷振动与噪声测试。3.1振动和噪声测试系统测试对象包括三峡右岸电站24号、25号、26号机组以及左岸电站12号机组。在水轮机顶盖垂直方向和导叶臂水平方向各布置一个测点,采用加速度传感器进行振动测试,同时采用BK噪声计在水车室进行噪声测试,应用智能数据采集仪对振动和噪声信号进行频谱分析。测试系统如图9所示。测试工况从空载开始,以50MW为增量按升序逐步增加至额定功率700MW。3.2异常噪声分析表2给出了振动与噪声测试结果,图10所示为24号机组在500MW负荷区域运行时异常噪声的频谱分析,图11所示为相应的异常噪声时域波形。3.3异常噪声测试通过升负荷试验发现,三峡右岸电站3台机组均在400~600MW负荷区域出现不同程度的异常噪声,而左岸12号机组不存在类似情况。从表2可知,这种异常噪声的主频为111.9Hz,在500MW左右时异常噪声幅值最大,出现异常噪声时顶盖和导叶臂的振动主频都在110Hz附近。左岸12号机组固定导叶出水边为流线型设计是不产生异常噪声的主要原因。测试结果与固定导叶的卡门涡街模拟分析结果以及固有频率计算结果是相吻合的。这充分说明:当机组在400~600MW负荷区域运行时,基于钝边设计的固定导叶出水边处出现了频率为107.6Hz左右的高能量卡门涡街,并且与本身的2阶弯曲模态频率发生耦合,从而诱发了固定导叶出水边处的卡门涡街共振,同时伴有异常噪声的出现。3.4固定导叶出采用的修型方案结构本身的固有频率是很难被改变的,为了消除固定导叶出水边处的卡门涡街共振以及由此引发的异常噪声问题,必须通过改变涡街的振动特性来实现。应用上述数值模型对固定导叶不同出水边截面形状的6种方案进行涡街模拟对比分析,图12给出了出水边截面几何形状、厚度δ、升力系数C1、涡街频率f以及涡街的速度云图。以上6种出水边形状具有相同的厚度,出水边修型斜面是从固定导叶的背压面同一点(相当于截面长度的92%)开始,并结束于不同的尾边厚度和形状。1号、3号截面的出水边依然是钝边设计,尾部厚度由原来的12mm变为10mm和6mm;2号截面是在1号截面的基础上进行倒圆角设计;4~6号截面都进行了较大角度的斜面修型,其中4号、5号截面尾部厚度分别为4mm和2mm,6号截面是在5号截面的基础上进行倒圆角设计。由图12可知,由于固定导叶出水边形状的改变,表现出两种主要变化:一种是涡街频率随着尾部厚度的减少而得到预期的增大,以及表征涡街能量的升力系数幅值呈下降趋势;另一种是由于较大角度的斜面修型使高能量的卡门涡街消失。对于一个涡街的形成,相对的剪切层之间在流动过程中,各自都为了能够被平流输送到下游而产生的相互作用是涡列形成的必要条件。显然,4~6号截面形状对于避免产生高能量旋涡是最有利的。因此,对三峡右岸部分机组的固定导叶出水边进行以下修型:出水边形状由原来的钝边设计改为在背压面进行45°斜面修型,在斜面开始处倒R30圆角,在斜面结束处采取R1的倒圆角设计,如图13所示;图14是对修型方案进行涡街数值模拟的速度云图,修型后出水边尾部没有出现周期交替的旋涡,同时涡列频率得到了预期的增大。固定导叶修型后的噪声测试结果如图15和图16所示,机组在整个运行区域的异常噪声消失。说明修型方案提高了卡门涡街频率并降低了涡街能量,起到了很好的修型错频效果,可以有效解决固定导叶出水边处的卡门涡共振问题。4试验结果分析(1)三峡右岸电站部分机组在400~600MW负荷区域运行时出现的异常噪声来源于水轮机固定导叶的卡门涡共振,固定导叶出水边处的卡门涡街频率与其本身在水中的2阶弯曲模态频率非常接近是诱发卡门涡共振的真正原因。(2)数值分析结果与现场试验结果是一致的,说明模拟固定导叶出水边涡街振动的数值模型是合理的,表征卡门涡街的特征参数可以准确描述涡街的振动特性。(3)对固定导叶出水边采取的修型方案可以使卡门涡街频率得到预期增大