水輪機(jī)固定導(dǎo)葉出水面處的酵母渦街共振研究

水輪機(jī)固定導(dǎo)葉出水面處的酵母渦街共振研究

預(yù)防和消除門(mén)的交叉共振對(duì)于提高機(jī)的抗振和抗裂紋設(shè)計(jì)非常重要。在國(guó)內(nèi)已建成的水電站中,比如云南大朝山水電站229MW水輪機(jī)在72h滿負(fù)荷試運(yùn)行期間,由于轉(zhuǎn)輪葉片出水邊的卡門(mén)渦街共振問(wèn)題,導(dǎo)致機(jī)組出現(xiàn)異常噪聲和葉片上的高幅動(dòng)應(yīng)力,使轉(zhuǎn)輪葉片全部出現(xiàn)穿透性裂紋;河南小浪底水電站306MW水輪機(jī)在導(dǎo)葉全關(guān)、機(jī)組轉(zhuǎn)速下降到額定轉(zhuǎn)速的20%~60%時(shí),水輪機(jī)發(fā)出有規(guī)律的異常噪聲,13個(gè)葉片全部開(kāi)裂且大部分為貫穿性裂紋,分析表明,這種疲勞裂紋主要是由于厚度達(dá)38~40mm的轉(zhuǎn)輪葉片出水邊在一定轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)所激起的卡門(mén)渦街與葉片1階(55Hz)、2階(87Hz)彎曲模態(tài)發(fā)生了卡門(mén)渦街共振所致。目前,無(wú)論是國(guó)外還是國(guó)內(nèi)水輪機(jī)制造廠商,對(duì)水輪機(jī)過(guò)流部件的卡門(mén)渦街共振現(xiàn)象還不能準(zhǔn)確預(yù)測(cè),設(shè)計(jì)工程師也只是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式做定性分析,缺乏系統(tǒng)的定量分析,應(yīng)對(duì)卡門(mén)渦街共振問(wèn)題,只能根據(jù)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行補(bǔ)救。因此,水輪機(jī)過(guò)流部件出水邊處出現(xiàn)的卡門(mén)渦街共振問(wèn)題引起了業(yè)內(nèi)人士的高度重視。同樣備受關(guān)注的還有三峽右岸電站部分機(jī)組由卡門(mén)渦街共振引發(fā)的異常噪聲問(wèn)題。三峽右岸電站部分機(jī)組在400~600MW負(fù)荷區(qū)運(yùn)行時(shí),在水車(chē)室出現(xiàn)了類似啞鈴型的嘯叫聲。這種異常噪聲出現(xiàn)時(shí)機(jī)組的振動(dòng)和擺度無(wú)明顯變化,噪聲等級(jí)由96dB降低到94dB;在強(qiáng)迫補(bǔ)氣條件下,異常噪聲有所減弱,但不能消除。根據(jù)異常噪聲的特點(diǎn)和以往的經(jīng)驗(yàn)判斷,這種異常噪聲可能是由過(guò)流部件的卡門(mén)渦街共振引起。為此,對(duì)轉(zhuǎn)輪葉片的出水邊進(jìn)行了修型處理和振動(dòng)、噪聲測(cè)試,結(jié)果顯示,高頻異常噪聲消失,但仍然存在著一種低頻的嘯叫聲。本文以此為依托工程,提出了采用計(jì)算流體力學(xué)(Computationalfluiddynamics,CFD)數(shù)值分析的方法來(lái)實(shí)現(xiàn)水輪機(jī)固定導(dǎo)葉出水邊處的卡門(mén)渦街模擬,并對(duì)其振動(dòng)特性進(jìn)行定量分析;同時(shí),應(yīng)用流固耦合方法對(duì)固定導(dǎo)葉的水下動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行分析。最終結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)、噪聲試驗(yàn),找到了異常噪聲的振源,系統(tǒng)地研究了卡門(mén)渦街共振的特點(diǎn),給出了有效預(yù)防和消除水輪機(jī)過(guò)流部件卡門(mén)渦街共振的出水邊幾何形狀,通過(guò)修型錯(cuò)頻,消除了機(jī)組的異常噪聲問(wèn)題。1固定導(dǎo)葉法用于在水面上模擬漩渦街1.1k-模型與切應(yīng)力運(yùn)輸sst模型在研究實(shí)際流體繞流物型時(shí),主要是以納維—斯托克斯方程及速度邊界層理論為基礎(chǔ)進(jìn)行研究。根據(jù)文獻(xiàn),針對(duì)固定導(dǎo)葉的二維截面模型,采用k-ω切應(yīng)力運(yùn)輸兩方程湍流模型求解N-S方程,即在近壁面保留了原始k-ω的模型特點(diǎn),同時(shí)在遠(yuǎn)離壁面的地方采用了k-ε模型,這是預(yù)測(cè)脫流現(xiàn)象最適合的湍流模型。其k方程、ω方程可以寫(xiě)成式中k——湍流動(dòng)能ω——擴(kuò)散率Pk——湍流脈動(dòng)動(dòng)能k的生成項(xiàng)Pω——湍流脈動(dòng)頻率z的生成項(xiàng)Yk——k的耗散項(xiàng)Yω——ω的耗散項(xiàng)Dω——正交擴(kuò)散項(xiàng)Γk——k的有效擴(kuò)散系數(shù)Γω——ω的有效擴(kuò)散系數(shù)由于切應(yīng)力運(yùn)輸SST模型是建立在標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型和k-ε模型基礎(chǔ)之上,綜合考慮,其正交擴(kuò)散項(xiàng)Dω的方程可以寫(xiě)成式中,F1為開(kāi)關(guān)函數(shù),ρ為水的密度,σω2為k-ω湍流模型常數(shù)。在緊靠壁面處F1=1,激活k-ω模型;在離開(kāi)壁面時(shí)F1逐漸向0趨近,激活轉(zhuǎn)化的k-ε模型。這種混合模型的性能在邊界層內(nèi)50%左右的區(qū)域接近k-ω模型,而流場(chǎng)其他部分接近于k-ε模型。1.2網(wǎng)格劃分和邊界條件以出水邊厚度為12mm的鈍邊設(shè)計(jì)為原型,選取固定導(dǎo)葉中間橫截面作為特征模型,在垂直展向的平面內(nèi)選取2m×5m的長(zhǎng)方形作為計(jì)算域,采用求解薄剪切層的分塊法將計(jì)算域分割成多塊區(qū)域,使用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)流動(dòng)區(qū)域進(jìn)行離散,在靠近固定導(dǎo)葉壁面處進(jìn)行網(wǎng)格加密,并沿徑向逐步放大;同時(shí),在邊界層區(qū)域和脫流區(qū)域使網(wǎng)格劃分得足夠精細(xì),用來(lái)保證整個(gè)計(jì)算區(qū)域都能得到正交性能較好的高質(zhì)量網(wǎng)格并加快模型的收斂,網(wǎng)格劃分大約包括50萬(wàn)個(gè)節(jié)點(diǎn),計(jì)算模型如圖1所示。為了能夠監(jiān)測(cè)到尾流區(qū)的渦街振動(dòng),在固定導(dǎo)葉出水邊下游側(cè)設(shè)置一個(gè)脈動(dòng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1。根據(jù)機(jī)組在不同負(fù)荷區(qū)域出現(xiàn)異常噪聲時(shí)的水頭和導(dǎo)葉開(kāi)度,給定入口的徑向流速u(mài)=18~23m/s,出口的壓力梯度壁面采用滑移邊界條件。采用有限體積法離散方程,對(duì)流項(xiàng)采用QUICK格式,擴(kuò)散項(xiàng)采用二階中心差分格式,壓力速度耦合迭代采用Piso算法,計(jì)算初始時(shí)間步長(zhǎng)Δt=1×10-4s。為防止迭代過(guò)程中數(shù)值的發(fā)散和不穩(wěn)定,對(duì)動(dòng)量方程、標(biāo)量輸運(yùn)方程采用欠松弛技術(shù),內(nèi)部循環(huán)收斂條件的最大殘差小于0.001。1.3機(jī)組的壓力脈動(dòng)幅值應(yīng)用Fluent軟件對(duì)流體域進(jìn)行CFD模擬分析,并通過(guò)結(jié)果后處理文件獲得了表征渦街特征的相關(guān)參數(shù)。固定導(dǎo)葉在單位長(zhǎng)度上受到的激振力可以寫(xiě)成式中F1——激振力ρ——流體密度l——固定導(dǎo)葉長(zhǎng)度f(wàn)——渦街頻率?——激振力與位移之間的相位角固定導(dǎo)葉在激振力的作用下產(chǎn)生的位移可以寫(xiě)成式中,y為位移,A為振幅。在每個(gè)周期中,流體向結(jié)構(gòu)傳遞的相對(duì)能量可表示為式中,E為相對(duì)能量,T為振動(dòng)周期。由此可以得出機(jī)組在不同負(fù)荷工況下固定導(dǎo)葉出水邊處的渦街相對(duì)能量和振動(dòng)幅值,如圖2、3所示。從圖2、3中可以看出,高能量旋渦主要集中在450~550MW運(yùn)行區(qū)域;當(dāng)機(jī)組負(fù)荷為500MW左右時(shí)渦街能量最大,同時(shí),這種高能量渦街產(chǎn)生的交變載荷引起的局部振動(dòng)也最為強(qiáng)烈。圖4為機(jī)組在500MW負(fù)荷區(qū)域運(yùn)行時(shí)渦街的速度與渦量云圖。圖4中所示的周期性交替的旋渦就是在固定導(dǎo)葉后出現(xiàn)的卡門(mén)渦街。當(dāng)固定導(dǎo)葉出水邊處出現(xiàn)卡門(mén)渦街時(shí),勢(shì)必會(huì)引起尾流區(qū)的壓力脈動(dòng)。通過(guò)預(yù)先設(shè)置的壓力脈動(dòng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1可以實(shí)現(xiàn)對(duì)壓力脈動(dòng)幅值進(jìn)行監(jiān)測(cè),如圖5所示。為了能夠準(zhǔn)確計(jì)算這種高能量的卡門(mén)渦街頻率,需要通過(guò)對(duì)壓力脈動(dòng)檢測(cè)到的數(shù)據(jù)文件進(jìn)行快速傅里葉分析,卡門(mén)渦街頻譜分析結(jié)果如圖6所示。分析表明,機(jī)組在450~550MW負(fù)荷區(qū)域運(yùn)行時(shí),水輪機(jī)固定導(dǎo)葉后出現(xiàn)了主頻為107.6Hz的卡門(mén)渦街頻率。2流固耦合的物理?xiàng)l件應(yīng)用ANSYS軟件并采用順序流固耦合方法對(duì)固定導(dǎo)葉進(jìn)行水下動(dòng)態(tài)特性分析?？紤]到流體與結(jié)構(gòu)的相互作用,把在流固交互面處流體和結(jié)構(gòu)具有相同的速度和壓力作為進(jìn)行流固耦合的物理?xiàng)l件。通過(guò)CFD流場(chǎng)分析,將壓力載荷轉(zhuǎn)換為ANSYS文件的數(shù)據(jù)格式施加在結(jié)構(gòu)表面。為符合流固耦合運(yùn)行的本質(zhì)和控制方程的易解性,假設(shè)固定導(dǎo)葉在彈性變形范圍內(nèi),液體無(wú)粘性、不可壓縮及無(wú)旋。固定導(dǎo)葉和上、下環(huán)板采用20節(jié)點(diǎn)Solid95單元,液體部分采用Fluid30單元,在流體與導(dǎo)葉的耦合面上采用8節(jié)點(diǎn)曲面單元對(duì)法向加速度進(jìn)行描述,有限元分析模型如圖7所示,固定導(dǎo)葉在水下的前6階模態(tài)振型如表1所示,圖8為固定導(dǎo)葉在水下的2階彎曲模態(tài)振型。3卡潮機(jī)的活性結(jié)構(gòu)在水中的固有頻率和卡門(mén)渦街頻率相接近或相等是產(chǎn)生卡門(mén)渦街共振現(xiàn)象的必要條件,同時(shí)還需要足夠的能量使大范圍的卡門(mén)渦街牽入同步并形成強(qiáng)大的、步調(diào)一致的激發(fā)力,才能誘發(fā)卡門(mén)渦街共振。通過(guò)對(duì)固定導(dǎo)葉的渦街模擬分析和水下模態(tài)分析可知,三峽右岸電站部分機(jī)組在450~550MW負(fù)荷區(qū)域運(yùn)行時(shí),固定導(dǎo)葉出水邊處出現(xiàn)了主頻為107.6Hz的卡門(mén)渦街,且卡門(mén)渦街的能量達(dá)到最大,恰好與固定導(dǎo)葉在水下2階彎曲模態(tài)頻率109.9Hz發(fā)生耦合,從而產(chǎn)生了卡門(mén)渦街共振。這充分說(shuō)明了機(jī)組在400~600MW負(fù)荷區(qū)域出現(xiàn)的異常噪聲主要是由固定導(dǎo)葉出水邊處的卡門(mén)渦街共振發(fā)出的。為了進(jìn)一步得到驗(yàn)證并提出處理措施,針對(duì)異常噪聲問(wèn)題進(jìn)行了以下變負(fù)荷振動(dòng)與噪聲測(cè)試。3.1振動(dòng)和噪聲測(cè)試系統(tǒng)測(cè)試對(duì)象包括三峽右岸電站24號(hào)、25號(hào)、26號(hào)機(jī)組以及左岸電站12號(hào)機(jī)組。在水輪機(jī)頂蓋垂直方向和導(dǎo)葉臂水平方向各布置一個(gè)測(cè)點(diǎn),采用加速度傳感器進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試,同時(shí)采用BK噪聲計(jì)在水車(chē)室進(jìn)行噪聲測(cè)試,應(yīng)用智能數(shù)據(jù)采集儀對(duì)振動(dòng)和噪聲信號(hào)進(jìn)行頻譜分析。測(cè)試系統(tǒng)如圖9所示。測(cè)試工況從空載開(kāi)始,以50MW為增量按升序逐步增加至額定功率700MW。3.2異常噪聲分析表2給出了振動(dòng)與噪聲測(cè)試結(jié)果,圖10所示為24號(hào)機(jī)組在500MW負(fù)荷區(qū)域運(yùn)行時(shí)異常噪聲的頻譜分析,圖11所示為相應(yīng)的異常噪聲時(shí)域波形。3.3異常噪聲測(cè)試通過(guò)升負(fù)荷試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),三峽右岸電站3臺(tái)機(jī)組均在400~600MW負(fù)荷區(qū)域出現(xiàn)不同程度的異常噪聲,而左岸12號(hào)機(jī)組不存在類似情況。從表2可知,這種異常噪聲的主頻為111.9Hz,在500MW左右時(shí)異常噪聲幅值最大,出現(xiàn)異常噪聲時(shí)頂蓋和導(dǎo)葉臂的振動(dòng)主頻都在110Hz附近。左岸12號(hào)機(jī)組固定導(dǎo)葉出水邊為流線型設(shè)計(jì)是不產(chǎn)生異常噪聲的主要原因。測(cè)試結(jié)果與固定導(dǎo)葉的卡門(mén)渦街模擬分析結(jié)果以及固有頻率計(jì)算結(jié)果是相吻合的。這充分說(shuō)明:當(dāng)機(jī)組在400~600MW負(fù)荷區(qū)域運(yùn)行時(shí),基于鈍邊設(shè)計(jì)的固定導(dǎo)葉出水邊處出現(xiàn)了頻率為107.6Hz左右的高能量卡門(mén)渦街,并且與本身的2階彎曲模態(tài)頻率發(fā)生耦合,從而誘發(fā)了固定導(dǎo)葉出水邊處的卡門(mén)渦街共振,同時(shí)伴有異常噪聲的出現(xiàn)。3.4固定導(dǎo)葉出采用的修型方案結(jié)構(gòu)本身的固有頻率是很難被改變的,為了消除固定導(dǎo)葉出水邊處的卡門(mén)渦街共振以及由此引發(fā)的異常噪聲問(wèn)題,必須通過(guò)改變渦街的振動(dòng)特性來(lái)實(shí)現(xiàn)。應(yīng)用上述數(shù)值模型對(duì)固定導(dǎo)葉不同出水邊截面形狀的6種方案進(jìn)行渦街模擬對(duì)比分析,圖12給出了出水邊截面幾何形狀、厚度δ、升力系數(shù)C1、渦街頻率f以及渦街的速度云圖。以上6種出水邊形狀具有相同的厚度,出水邊修型斜面是從固定導(dǎo)葉的背壓面同一點(diǎn)(相當(dāng)于截面長(zhǎng)度的92%)開(kāi)始,并結(jié)束于不同的尾邊厚度和形狀。1號(hào)、3號(hào)截面的出水邊依然是鈍邊設(shè)計(jì),尾部厚度由原來(lái)的12mm變?yōu)?0mm和6mm;2號(hào)截面是在1號(hào)截面的基礎(chǔ)上進(jìn)行倒圓角設(shè)計(jì);4~6號(hào)截面都進(jìn)行了較大角度的斜面修型,其中4號(hào)、5號(hào)截面尾部厚度分別為4mm和2mm,6號(hào)截面是在5號(hào)截面的基礎(chǔ)上進(jìn)行倒圓角設(shè)計(jì)。由圖12可知,由于固定導(dǎo)葉出水邊形狀的改變,表現(xiàn)出兩種主要變化:一種是渦街頻率隨著尾部厚度的減少而得到預(yù)期的增大,以及表征渦街能量的升力系數(shù)幅值呈下降趨勢(shì);另一種是由于較大角度的斜面修型使高能量的卡門(mén)渦街消失。對(duì)于一個(gè)渦街的形成,相對(duì)的剪切層之間在流動(dòng)過(guò)程中,各自都為了能夠被平流輸送到下游而產(chǎn)生的相互作用是渦列形成的必要條件。顯然,4~6號(hào)截面形狀對(duì)于避免產(chǎn)生高能量旋渦是最有利的。因此,對(duì)三峽右岸部分機(jī)組的固定導(dǎo)葉出水邊進(jìn)行以下修型:出水邊形狀由原來(lái)的鈍邊設(shè)計(jì)改為在背壓面進(jìn)行45°斜面修型,在斜面開(kāi)始處倒R30圓角,在斜面結(jié)束處采取R1的倒圓角設(shè)計(jì),如圖13所示;圖14是對(duì)修型方案進(jìn)行渦街?jǐn)?shù)值模擬的速度云圖,修型后出水邊尾部沒(méi)有出現(xiàn)周期交替的旋渦,同時(shí)渦列頻率得到了預(yù)期的增大。固定導(dǎo)葉修型后的噪聲測(cè)試結(jié)果如圖15和圖16所示,機(jī)組在整個(gè)運(yùn)行區(qū)域的異常噪聲消失。說(shuō)明修型方案提高了卡門(mén)渦街頻率并降低了渦街能量,起到了很好的修型錯(cuò)頻效果,可以有效解決固定導(dǎo)葉出水邊處的卡門(mén)渦共振問(wèn)題。4試驗(yàn)結(jié)果分析(1)三峽右岸電站部分機(jī)組在400~600MW負(fù)荷區(qū)域運(yùn)行時(shí)出現(xiàn)的異常噪聲來(lái)源于水輪機(jī)固定導(dǎo)葉的卡門(mén)渦共振,固定導(dǎo)葉出水邊處的卡門(mén)渦街頻率與其本身在水中的2階彎曲模態(tài)頻率非常接近是誘發(fā)卡門(mén)渦共振的真正原因。(2)數(shù)值分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果是一致的,說(shuō)明模擬固定導(dǎo)葉出水邊渦街振動(dòng)的數(shù)值模型是合理的,表征卡門(mén)渦街的特征參數(shù)可以準(zhǔn)確描述渦街的振動(dòng)特性。(3)對(duì)固定導(dǎo)葉出水邊采取的修型方案可以使卡門(mén)渦街頻率得到預(yù)期增大