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        基于模型試驗(yàn)解決某電站滿負(fù)荷工況異常振動問題

        2016-10-12 08:27:58徐用良劉智良劉文杰王洪杰水力發(fā)電設(shè)備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室哈爾濱150040哈爾濱大電機(jī)研究所哈爾濱150040哈爾濱工業(yè)大學(xué)哈爾濱150001哈動國家水力發(fā)電設(shè)備工程技術(shù)研究中心有限公司哈爾濱150001
        大電機(jī)技術(shù) 2016年3期
        關(guān)鍵詞:滿負(fù)荷原型機(jī)模型試驗(yàn)

        徐用良,劉智良,劉文杰,王洪杰(1. 水力發(fā)電設(shè)備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱 150040;2. 哈爾濱大電機(jī)研究所,哈爾濱 150040;. 哈爾濱工業(yè)大學(xué),哈爾濱 150001;4. 哈動國家水力發(fā)電設(shè)備工程技術(shù)研究中心有限公司,哈爾濱 150001)

        水輪機(jī)及水泵

        基于模型試驗(yàn)解決某電站滿負(fù)荷工況異常振動問題

        徐用良1,2,3,4,劉智良1,2,劉文杰1,2,王洪杰3
        (1. 水力發(fā)電設(shè)備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱 150040;2. 哈爾濱大電機(jī)研究所,哈爾濱 150040;3. 哈爾濱工業(yè)大學(xué),哈爾濱 150001;4. 哈動國家水力發(fā)電設(shè)備工程技術(shù)研究中心有限公司,哈爾濱 150001)

        本文介紹了混流式水輪機(jī)滿負(fù)荷工況異常振動的一種處理方法。相比傳統(tǒng)的優(yōu)化泄水錐方案,本文基于模型試驗(yàn)和模型轉(zhuǎn)輪修型以及原型機(jī)現(xiàn)場測量對混流式水輪機(jī)滿負(fù)荷工況穩(wěn)定性迚行研究。通過對比模型及相似原型機(jī)尾水管壓力脈動幅值,模型和原型在滿負(fù)荷區(qū)域相似性較好,為本方法的使用奠定基礎(chǔ)。通過不同方案結(jié)果的比較,尾水管壓力脈動陡升可能是導(dǎo)致原型機(jī)滿負(fù)荷工況異常振動的一個重要原因,優(yōu)化轉(zhuǎn)輪葉片出口靠上冠區(qū)域的型線是解決該問題的一個重要手段。

        混流式水輪機(jī);尾水管;滿負(fù)荷;異常振動;陡升;修型

        0 引言

        根據(jù)電網(wǎng)要求或水流條件的限制,混流式水輪機(jī)不可避免地要在滿負(fù)荷甚至超負(fù)荷狀態(tài)下運(yùn)行。相比部分負(fù)荷工況非對稱旋迚渦帶,滿負(fù)荷工況尾水管渦帶為近似軸對稱的反向旋轉(zhuǎn)渦帶。一般認(rèn)為,這種渦帶特征對尾水管的壓力脈動幅值有一定抑制作用,但是滿負(fù)荷壓力脈動引起的振動問題時有發(fā)生。國外西班牙Saucelle-Huebra水電站、巴基斯坦塔貝拉水電站以及國內(nèi)的巖灘水電站、小浪底水電站等均在滿負(fù)荷工況出現(xiàn)過異常振動,有的電站甚至無法在該區(qū)域長期運(yùn)行[1-4]。相比于部分工況的旋迚渦帶,滿負(fù)荷工況渦帶較粗,運(yùn)行流量很大,很容易引起整個尾水管水體甚至整個機(jī)組的振動,危害極大。

        本文涉及電站機(jī)組為國內(nèi)某單機(jī)容量為 609MW的混流式水輪機(jī),該電站的主要問題在額定水頭以下滿負(fù)荷工況附近,水輪機(jī)頂蓋和尾水管振動和噪聲異常,振動值超過相關(guān)的國家標(biāo)準(zhǔn),尾水管壓力脈動陡升,致使該電站無法在區(qū)域運(yùn)行。

        對于混流式水輪機(jī)滿負(fù)荷振動問題的研究,D?rfler在模型水輪機(jī)的水力設(shè)計階段,采用非定常兩相流CFD迚行分析和預(yù)測[5]。目前根據(jù)CFD分析和模型試驗(yàn)測量,滿負(fù)荷工況壓力脈動幅值相對較低,很難據(jù)此預(yù)估原型機(jī)的穩(wěn)定性。S. Alligné認(rèn)為混流式水輪機(jī)滿負(fù)荷振動是一種由水力振動引起的自激振動,該振動與渦帶特征、電機(jī)特性和電站系統(tǒng)響應(yīng)相關(guān)。該文從系統(tǒng)的角度分析了混流式滿負(fù)荷振動,但是沒有給出具體的解決措施。

        對于原型機(jī)滿負(fù)荷振動問題的處理,國內(nèi)外主要機(jī)電設(shè)備制造廠家出于技術(shù)保密考慮,具有參考價值的相關(guān)文獻(xiàn)比較少見。Thierry Jacob通過不同泄水錐方案,成功解決了Saucelle-Huebra水電站滿負(fù)荷振動問題。由于各水電站系統(tǒng)結(jié)果和運(yùn)行條件差異較大,主要機(jī)電設(shè)備設(shè)計制造廠家設(shè)計理念也不盡相同,很難通過一種方法解決所有問題。

        電站出現(xiàn)問題后,本文曾嘗試在原型機(jī)上通過更換加長泄水錐來改變尾水管的渦帶特性,從而改迚滿負(fù)荷的穩(wěn)定性,現(xiàn)場測量表明該方法沒有達(dá)到預(yù)期效果。乊后通過模型試驗(yàn),再現(xiàn)了原型機(jī)問題,對模型轉(zhuǎn)輪出水邊不同位置迚行切割修型優(yōu)化,并在原型機(jī)上采取相同的辦法,其中第二次修型顯著地改善了滿負(fù)荷工況的運(yùn)行穩(wěn)定性。最后在該電站所有機(jī)組采用了該辦法,解決了該電站滿負(fù)荷區(qū)域異常振動問題。

        1 電站概況及問題介紹

        本文涉及電站為國內(nèi)某大型水電站混流式水輪機(jī),其主要參數(shù)見表1:

        表1 電站參數(shù)列表

        該電站機(jī)組在額定水頭Hr=175.5m以下、最大預(yù)想出力工況附近運(yùn)行時,水輪機(jī)尾水管和頂蓋振動振動異常,尾水管壓力脈動幅值陡升,機(jī)坑和水輪機(jī)層噪聲顯著增大,導(dǎo)致機(jī)組無法正常運(yùn)行。

        2 研究方法

        在問題出現(xiàn)后,本文對原型機(jī)水力流道關(guān)鍵位置的振動和壓力脈動迚行測量,根據(jù)測量信號的時域和頻域特征,初步判斷該振動由水力振動引起。通過與電廠溝通,嘗試通過更換加長泄水錐來改善該區(qū)域的運(yùn)行穩(wěn)定性。該方法為行業(yè)普遍采用的方法,試圖通過改變渦帶產(chǎn)生位置和渦帶特性來達(dá)到改善穩(wěn)定性的目的。通過原型機(jī)現(xiàn)場穩(wěn)定試驗(yàn)及現(xiàn)場感受,沒有達(dá)到預(yù)期目標(biāo)。

        乊后通過該電站模型水輪機(jī)模型試驗(yàn),再現(xiàn)了原型機(jī)問題,通過模型轉(zhuǎn)輪葉片兩次修型來改變轉(zhuǎn)輪出口局部出流角、出口環(huán)量和改善局部空化性能對穩(wěn)定性迚行研究,并分別迚行全負(fù)荷內(nèi)的壓力脈動試驗(yàn),其中第二次修型顯著地降低了尾水管壓力脈動在滿負(fù)荷工況區(qū)域陡增趨勢,從而較大程度的改善了滿負(fù)荷區(qū)域穩(wěn)定性,并在原型機(jī)采用了該方法,達(dá)到了預(yù)期目標(biāo)。

        3 問題的分析處理過程

        3.1原型機(jī)加長泄水錐方案

        本文首先在原型機(jī)上直接更換加長6B泄水錐,在原型電站原型范圍內(nèi)迚行了現(xiàn)場穩(wěn)定性試驗(yàn),并與該項目原始模型試驗(yàn)的結(jié)果迚行了比較。下圖1為更換泄水錐前后原型機(jī)尾水管壓力脈動幅值以及模型試驗(yàn)結(jié)果的比較。

        圖1 原型機(jī)不同泄水錐尾水管壓力脈動幅值比較

        圖1中,橫縱坐標(biāo)均采用無量綱數(shù)迚行表示,橫坐標(biāo)為相對流量Q11/Q11,0,即單位流量與零環(huán)量流量比值;縱坐標(biāo)基于轉(zhuǎn)輪葉片出口速度頭的壓力脈動相對幅值ΔH/hdyn,u,ΔH為97%置信度下的壓力脈動峰峰值,hdyn,u為葉片出口速度頭,其定義為:

        該方法的優(yōu)點(diǎn)是能對壓力脈動幅值迚行歸一化,通過該方法表示的尾水管壓力脈動幅值與原型機(jī)運(yùn)行水頭或者模型試驗(yàn)轉(zhuǎn)速無關(guān)。圖中細(xì)實(shí)線為該電站模型水輪機(jī)試驗(yàn)結(jié)果,粗實(shí)線為電站更換泄水錐前現(xiàn)場測量結(jié)果,虛線為更換加長 6B泄水錐后現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果。該電站滿負(fù)荷對應(yīng)的流量Q11/Q11,0約為1.2。由圖可知,在模型和原型采用相同泄水錐時,模型和原型尾水管壓力脈動在運(yùn)行范圍內(nèi)表現(xiàn)很好的相似性;更換加長泄水錐后,對部分負(fù)荷(Q11/Q11,0<0.8)的尾水管壓力脈動有改善作用,但是對于滿負(fù)荷工況沒有明顯效果,甚至有加劇該區(qū)域運(yùn)行不穩(wěn)定性的趨勢。

        3.2第一次葉片修型方案及結(jié)果分析

        鑒于更換泄水錐對于改善原型機(jī)滿負(fù)荷穩(wěn)定性沒有影響,直接在原型機(jī)上迚行葉片修型風(fēng)險較大,決定先在模型水輪機(jī)上迚行改型試驗(yàn),再在原型機(jī)上迚行復(fù)核。如果模型和原型機(jī)復(fù)核性較好,繼續(xù)在模型上迚行修型優(yōu)化,直到達(dá)到電站預(yù)期效果,最后在電站全面實(shí)施最終修型方案。第一次嘗試對葉片出口邊靠下環(huán)局部區(qū)域迚行修型優(yōu)化,其目的是改善該局部出流角、水流出口環(huán)量、轉(zhuǎn)輪局部空化以及卡門渦的頻率。修型后,首先在哈爾濱大電機(jī)研究所水力試驗(yàn)2臺上迚行了覆蓋原型機(jī)運(yùn)行范圍的壓力脈動試驗(yàn),乊后在原型機(jī)一臺機(jī)相應(yīng)位置迚行修型并迚行了現(xiàn)場穩(wěn)定性試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果如圖2所示。

        圖2 第一次修型方案試驗(yàn)結(jié)果

        圖2中,粗實(shí)線表示第一次修型后模型試驗(yàn)結(jié)果,細(xì)實(shí)線表示原始結(jié)果,虛線表示相應(yīng)的原型機(jī)現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果。由圖可知,第一次修型與原始結(jié)果相比,修型后模型和原型表現(xiàn)相同的規(guī)律,在滿負(fù)荷區(qū)尾水管壓力脈動有下降趨勢。但是從測量和現(xiàn)場感受來講,本次修型并沒有從本質(zhì)上解決原型機(jī)在滿負(fù)荷區(qū)域附近異常振動和壓力脈動陡升問題。

        3.3第二次葉片修型方案及結(jié)果分析

        根據(jù)第一次修型經(jīng)驗(yàn),在模型試驗(yàn)臺上繼續(xù)對轉(zhuǎn)輪出口邊迚行修型,本次修型區(qū)域?yàn)檗D(zhuǎn)輪出口邊靠上冠位置,修型目的與第一次相同。分析認(rèn)為,上冠位置對滿負(fù)荷流量控制及環(huán)量控制起重要作用。修型后,在水力模型試驗(yàn)臺上迚行相關(guān)的試驗(yàn),乊后在原型機(jī)上采取相同的措施并迚行現(xiàn)場穩(wěn)定試驗(yàn),下圖3為轉(zhuǎn)輪第二次修型方案的試驗(yàn)結(jié)果。

        圖3 第二次修型方案試驗(yàn)結(jié)果

        由圖3可知,第二次修型后的模型水輪機(jī)和原型機(jī)尾水管壓力脈動表現(xiàn)出很好的相似性。與原始轉(zhuǎn)輪相比,第二次修型顯著改善了尾水管壓力脈動在滿負(fù)荷區(qū)區(qū)域的陡增趨勢。從現(xiàn)場測量和感受來看,頂蓋和尾水管振動、噪聲和壓力脈動明顯降低,較大程度地改善了滿負(fù)荷區(qū)域的運(yùn)行穩(wěn)定性,達(dá)到預(yù)期目標(biāo)。

        4 結(jié)論

        (1)本文通過模型試驗(yàn)及模型修型方法解決了國內(nèi)某巨型電站滿負(fù)荷工況異常振動的問題。為今后處理相似問題提供了一種不同的方法。

        (2)壓力脈動陡升可能是引起機(jī)組異常振動的一個誘因,在今后國內(nèi)巨型機(jī)組設(shè)計過程中,對于滿負(fù)荷工況,陣了關(guān)心該區(qū)域的壓力脈動幅值外,還應(yīng)關(guān)注該區(qū)域壓力脈動陡增趨勢。

        (3)本文雖然給出了滿負(fù)荷異常振動的一種處理方法,但是對于具體電站究竟怎么修型,需要更加深入的研究,因此有一定的局限性。

        [1] 沈可, 張仲卿, 梁政. 巖灘水電站廠房水力振動計算[J]. 水電能源科學(xué), 2003,21(1):73-75.

        [2] 鄭民生, 馬新紅, 李文長. 小浪底電站轉(zhuǎn)輪裂紋原因及處理措施[J]. 水電能源科學(xué), 2008,26(5).

        [3] Thierry Jacob., Jean Eustache. (1992).Surging of 140MW Francis turbines at high load, analysis andsolution[C]. IAHR section hydraulic machinery, equipment, and cavitation, 16th symposium Sao Paulo, pp. 855-864.

        [4] Purdy, C. C. (1979). Reducing power swings at Tarbela's turbines[C]. Water Power and Dam Construction, April 1979, pp. 23-27.

        [5] D?rfler, P. K., Keller, M., & Braun, O. (2010).

        Full-load vortex dynamics identified by unsteady 2-phase CFD[C]. 25th IAHR Symposium on Hydraulic Machinery and Cavitation,Timisoara 2010.

        徐用良(1983-),2006年畢業(yè)華中科技大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,現(xiàn)從事水力機(jī)械測試工作,工程師。

        審稿人:趙 越

        Resolve of a Hydro-power Plant Full Load Abnormal Vibration Based on Model Turbine Test Investigation

        XU Yongliang1,2,3,4, LIU Zhiliang1,2, LIU Wenjie1,2,WANG Hongjie3
        (1. State Key Laboratory of Hydro-power Equipment, Harbin 150040, China; 2. Harbin Institute of Large Electric Machinery, Harbin 150040, China; 3. Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China; 4. HADONG National Engineering Research Center-Hydropower Equipment Company LTD., Harbin 150001, China)

        In this paper, it presents a method about dealing with full load abnormal vibration of Francis turbine. Comparing with the traditional method concerning with optimization of runner cone, it investigates the full load stability by model test and model runner outlet profile modification as well as prototype site measurement. As pressure pulsation of draft tube of the model and homogenous prototype shown well agreement, it makes foundation of this method. By contrast results from different methods, conclusion can be drawn that the sharply increasing of draft tube pressure pulsation is the main reason of full load abnormal vibration. And optimization of runner outlet profile close to the crown is a good method to resolve this problem

        Francis turbine; draft tube; full load; abnormal vibration; sharply increasing; profile modification

        TK730.7

        A

        1000-3983(2016)03-0033-03

        2015-04-23

        質(zhì)檢總局公益性行業(yè)科研專項

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