華能龍開口水電有限公司 張德選

關(guān)鍵字：水輪機(jī)頂蓋；振動；強(qiáng)度

1 概述

振動是所有旋轉(zhuǎn)機(jī)械設(shè)備運(yùn)轉(zhuǎn)過程中的固有屬性。隨著目前國內(nèi)外水輪發(fā)電機(jī)組的大型化，以及設(shè)計(jì)、制造、安裝調(diào)試等一系列問題，振動問題尤其突出，長時間的振動超標(biāo)可能引起結(jié)構(gòu)上的疲勞破壞，甚至引發(fā)風(fēng)險(xiǎn)更大的設(shè)備問題。

水輪發(fā)電機(jī)組振動的起因主要有機(jī)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(zhuǎn)動構(gòu)件的周期性碰撞摩擦，其中水力因素是關(guān)鍵原因，由于混流式水輪機(jī)流道水流流態(tài)復(fù)雜，止漏環(huán)結(jié)構(gòu)和葉片翼形特殊等原因，引起其振動的原因更為復(fù)雜。所以解決頂蓋振動問題，一方面要通過檢修不斷優(yōu)化機(jī)組軸線及瓦間隙，減小機(jī)組運(yùn)行中機(jī)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(tài)以及增大頂蓋設(shè)備剛度，從源頭上降低水輪機(jī)組頂蓋振動問題，提高機(jī)組安全可靠運(yùn)行。

2 設(shè)備運(yùn)行狀況

龍開口水電站位于金沙江中游，安裝5×360MW混流式發(fā)電機(jī)組。水輪機(jī)型號為HLA994-LJ-800，發(fā)電機(jī)型號為SF360-72/ 16970，額定容量400 MVA，設(shè)計(jì)水頭67.0m，額定轉(zhuǎn)速83.3r/min。投產(chǎn)后，機(jī)組在0-210MW 負(fù)荷運(yùn)行時頂蓋振動較大，定義為機(jī)組振動區(qū)，水平振動最大達(dá)300-500μm，垂直振動最大達(dá)200-450μm，此負(fù)荷段只作為機(jī)組負(fù)荷調(diào)節(jié)的過渡區(qū)域，不建議長期運(yùn)行；211-360MW 負(fù)荷段運(yùn)行時，頂蓋振動值均滿足規(guī)程要求：水平振動90μm、垂直振動110μm，此負(fù)荷段機(jī)組能能夠長期穩(wěn)定運(yùn)行。然而龍開口水電站發(fā)電通過長線路遠(yuǎn)距離送出，經(jīng)常需要機(jī)組處于空載調(diào)壓方式運(yùn)行方式，長期運(yùn)行在振動區(qū)的空載方式（10MW 負(fù)荷），此狀態(tài)下，機(jī)組頂蓋水平振動最大達(dá)120-400μm，垂直振動最大達(dá)100-300μm[1]。

由數(shù)據(jù)看出機(jī)組在空載及振動區(qū)運(yùn)行時頂蓋振動值偏大，不滿足合同及相關(guān)規(guī)范要求，而且機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行范圍不滿足45-100%負(fù)荷段要求。5臺機(jī)組頂蓋水平、垂直振動趨勢圖如圖1～5。

圖1 1號機(jī)組頂蓋振動趨勢圖

圖2 2號機(jī)組頂蓋振動趨勢圖

圖3 3號機(jī)組頂蓋振動趨勢圖

圖4 4號機(jī)組頂蓋振動趨勢圖

圖5 5號機(jī)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(biāo)問題，首先考慮了頂蓋剛強(qiáng)度，頂蓋重量僅為174.7t，對比同類型、同容量的機(jī)組頂蓋設(shè)計(jì)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(jī)組（5號機(jī)）進(jìn)行重新設(shè)計(jì)制造新頂蓋，結(jié)合大修直接更換，其余4臺機(jī)組，對上一臺大修拆卸下的頂蓋上進(jìn)行返廠加固改造，修前運(yùn)回至電廠，結(jié)合大修進(jìn)行更換，不影響機(jī)組檢修工期，同時也最大限度降低改造成本。

3.1 重新設(shè)計(jì)制造新頂蓋更換

新設(shè)計(jì)的頂蓋主要增加了剛強(qiáng)度，即在頂蓋外側(cè)增加立圈，在水導(dǎo)軸承法蘭及主軸密封法蘭下側(cè)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(jié)構(gòu)頂蓋質(zhì)量為174.7t，改進(jìn)后頂蓋質(zhì)量為213.6t。5號機(jī)組水輪機(jī)頂蓋更換后，開展了機(jī)組穩(wěn)定性試驗(yàn)，對相關(guān)振動數(shù)據(jù)進(jìn)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(xiàn)有舊頂蓋改造繼續(xù)使用

由于剛強(qiáng)度增加的新頂蓋振動明顯減小，考慮成本預(yù)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(shè)計(jì)，充分考慮焊接變形等不利影響，舊頂蓋加固后剛強(qiáng)度應(yīng)接近或優(yōu)于新頂蓋。使用ANSYS 有限元分析軟件對原頂蓋加固方案進(jìn)行了剛強(qiáng)度計(jì)算和動態(tài)特性分析，并與原頂蓋結(jié)構(gòu)、新頂蓋結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比，檢驗(yàn)原頂蓋加固方案是否滿足相應(yīng)要求[2]。

3.2.1 強(qiáng)度計(jì)算分析

在原頂蓋結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上增加水導(dǎo)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(jié)構(gòu)作為計(jì)算模型。

通過有限元分析，得出原頂蓋加固方案局部最大應(yīng)力和整體變形結(jié)果，如表1所示。各個工況下的應(yīng)力作為對比結(jié)果。從表1中可以看出，加固方案頂蓋剛強(qiáng)度性能均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，且加固方案平均應(yīng)力水平、軸向剛度等重要參數(shù)均優(yōu)于原結(jié)構(gòu)，且與新頂蓋結(jié)構(gòu)各項(xiàng)參數(shù)相當(dāng)。

表1 不同工況運(yùn)行方式下頂蓋應(yīng)力和變形情況

3.2.2 頂蓋的徑向剛度計(jì)算

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

表2 徑向剛度計(jì)算結(jié)果

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

3.2.3 頂蓋的自振頻率計(jì)算

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

表3 自振頻率的計(jì)算結(jié)果

軸向振動自振頻率主要應(yīng)避開激振源，即為轉(zhuǎn)頻與葉片數(shù)的乘積：

fp=ZBlade×=83.3/60×13=18.05Hz

還應(yīng)該考慮轉(zhuǎn)動過程中導(dǎo)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(dǎo)葉數(shù)目；Zr為葉片個數(shù)；K 為節(jié)徑數(shù)；n、m 為兩個整數(shù)。

三種頂蓋結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)低，而對于原結(jié)構(gòu)固有頻率而言有明顯的提高。

通過運(yùn)用ANSYS 有限元軟件對原頂蓋加固方案計(jì)算，并與原結(jié)構(gòu)、新頂蓋對比得出剛強(qiáng)度計(jì)算方面：原頂蓋、加固方案以及新頂蓋剛強(qiáng)度性能均能滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，處于較低應(yīng)力水平，且加固方案平均應(yīng)力水平、軸向剛度等重要參數(shù)均優(yōu)于原結(jié)構(gòu)，與新頂蓋結(jié)構(gòu)各項(xiàng)參數(shù)相當(dāng)。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(jié)構(gòu)相近，而對于原結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)徑向剛度相近，原結(jié)構(gòu)徑向剛度增加了84%。

4 5臺機(jī)組頂蓋振動處理過程的不同方法和技術(shù)創(chuàng)新

5號機(jī)組安裝了重新設(shè)計(jì)制造的新頂蓋，并在現(xiàn)場安裝過程中在頂蓋外圈均勻安裝了12液壓千斤頂加強(qiáng)徑向支撐。2號機(jī)頂蓋采用5號機(jī)拆下的舊頂蓋進(jìn)行了加固改造，同時對水輪機(jī)泄水錐位置補(bǔ)氣管進(jìn)行了延長。1號機(jī)頂蓋采用2號機(jī)拆下的舊頂蓋進(jìn)行了加固改造，同時對水輪機(jī)泄水錐位置補(bǔ)氣管進(jìn)行了延長，并在延長管上開了60個Φ120的圓形消能孔。3號機(jī)頂蓋采用1號機(jī)拆下的舊頂蓋進(jìn)行了加固改造，4號機(jī)頂蓋采用3號機(jī)拆下的舊頂蓋進(jìn)行了加固改造，3號機(jī)組、4號機(jī)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(jié)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(jī)組為投產(chǎn)后的第一臺大修機(jī)組，按照方案采用重新設(shè)計(jì)制造新頂蓋更換，新頂蓋相比舊頂蓋，在頂蓋外側(cè)增加立圈，在水導(dǎo)軸承法蘭及主軸密封法蘭下側(cè)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(jié)構(gòu)頂蓋質(zhì)量為174.7t，改進(jìn)后頂蓋質(zhì)量為213.6t。5號機(jī)組水輪機(jī)頂蓋更換后，開展了機(jī)組穩(wěn)定性試驗(yàn)，對相關(guān)振動數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，機(jī)組空載時舊頂蓋振動數(shù)據(jù)大部分偏大，新頂蓋水平振動大部分?jǐn)?shù)據(jù)均在90μm 以下，考慮到數(shù)據(jù)采樣存在隨機(jī)性，個別振動值偏大。機(jī)組負(fù)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(biāo)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(jī)組負(fù)荷上升到210MW 后，頂蓋水平振動、垂直振動值均小于50μm。從試驗(yàn)結(jié)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(xù)機(jī)組不再考慮加裝徑向支撐。

4.2 處理二：頂蓋加固及補(bǔ)氣延長管加裝

2號機(jī)頂蓋采用5號機(jī)拆下的舊頂蓋進(jìn)行了加固改造，同時對水輪機(jī)泄水錐位置補(bǔ)氣管進(jìn)行了延長。2號機(jī)所使用的頂蓋主要是在舊頂蓋原結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上增加厚度為60mm 的水導(dǎo)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(bǔ)氣方式優(yōu)化措施，對補(bǔ)氣管改造，作為消減頂蓋振動輔助措施。新增延長補(bǔ)氣管外徑1500mm，高度2600mm。

2號機(jī)組頂蓋改造及延長補(bǔ)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(guī)范要求，與改造后的5號機(jī)基本相當(dāng)；機(jī)組空載狀態(tài)時，頂蓋振動值受水頭影響，振動值會發(fā)生相應(yīng)變化。

2號機(jī)組頂蓋改造（圖6）及延長補(bǔ)氣管后，160-210MW 負(fù)荷段振動值較改造前有所減小，與改造后的5號機(jī)基本相當(dāng)，當(dāng)機(jī)組負(fù)荷超過180MW以后，頂蓋振動值滿足規(guī)范要求。

圖6 2號機(jī)頂蓋更換前后振動對比

4.3 處理三：頂蓋加固及補(bǔ)氣延長管加裝

1號機(jī)頂蓋采用2號機(jī)拆下的舊頂蓋進(jìn)行了加固改造，同時對水輪機(jī)泄水錐位置補(bǔ)氣管進(jìn)行了延長。在轉(zhuǎn)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(shù)據(jù)分析：

（1）改造后的1#機(jī)總體壓力脈動幅值明顯低于機(jī)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(xiàn)最大值，其中蝸殼進(jìn)口壓力脈動最大值高達(dá)25.9%，而蝸殼末端的壓力脈動幅值在部分負(fù)荷總體要略低于蝸殼進(jìn)口，且到達(dá)最大之后下降速度優(yōu)于蝸殼進(jìn)口；改造后蝸殼壓力脈動幅值下降顯著，進(jìn)口及尾端側(cè)點(diǎn)均在90MW 工況出現(xiàn)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(fù)荷段壓力脈動較改造前均下降約一半。

（2）無葉區(qū)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(nèi)。

（3）尾水管錐管及尾水管肘管壓力脈動比對結(jié)果，改造前與改造后壓力脈動的幅值變化規(guī)律基本一致，但幅值有顯著下降。改造前，尾水管進(jìn)口以及尾水管錐管壓力脈動在低部分負(fù)荷區(qū)域幅值均較大，并在126MW 同時達(dá)到最大值，該規(guī)律與蝸殼進(jìn)口與蝸殼末端出現(xiàn)峰值點(diǎn)的工況一致，而后壓力脈動幅值開始下降；改造后部分負(fù)荷尾水管壓力脈動下降明顯，150MW 以內(nèi)約為改造前的一半，進(jìn)入正常運(yùn)行負(fù)荷段，壓力脈動下降速度較改造前明顯，說明此次1#機(jī)頂蓋加固，補(bǔ)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(jìn)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(zhuǎn)頻附近，改造后蝸殼進(jìn)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(qū)域，頻率范圍在4Hz 以內(nèi)；無葉區(qū)壓力脈動頻率較低，且主頻特征不明顯；改造前尾水管進(jìn)口壓力脈動頻率在改造前呈現(xiàn)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(qū)域，頻帶范圍0.3-1.5Hz。

（5）從改造前、后總體壓力脈動結(jié)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(yàn)水頭約為71-72m，而改造后試驗(yàn)水頭約為65-67m，從水輪機(jī)壓力脈動隨水頭變化規(guī)律講，水頭越低壓力脈動越大，但從結(jié)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(yàn)結(jié)果，足以說明，此次1#機(jī)水輪機(jī)頂蓋加固改造，以及補(bǔ)氣管路和泄水錐的改造達(dá)到了改善水輪機(jī)水力穩(wěn)定性的目的，1#機(jī)水輪機(jī)水力穩(wěn)定性提高效果顯著。

從頂蓋改造前后振動數(shù)據(jù)分析：

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

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

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

（4）在142MW 負(fù)荷以上，頂蓋水平振動小于80μm，滿足合同保證值90um；在180MW 負(fù)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(fù)荷區(qū)（180MW 以上）約減小50%，低負(fù)荷振動區(qū)域（162MW 以下）約減小20%-50%。

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

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

表4 異常噪聲試驗(yàn)表

4.4 處理四：頂蓋加固及節(jié)流孔板加裝

3、4號機(jī)頂蓋更換采用1、3號機(jī)拆下的舊頂蓋進(jìn)行了加固改造，同時在頂蓋泄壓管分別新增6個節(jié)流孔板。結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)，改造后，頂蓋水平、垂直振動均有所改善。在0MW-162MW 的低負(fù)荷區(qū)，頂蓋水平和垂直振動較大，在180MW-360MW 高負(fù)荷區(qū)，頂蓋水平和垂直振動相對較小。3號機(jī)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(fù)荷區(qū)（180MW 以上）約減小40%，低負(fù)荷振動區(qū)域（162MW 以下）約減小30%-40%。此次在頂蓋泄壓管分別新增6個節(jié)流孔板，增加節(jié)流孔板后隨著頂蓋壓力的增加機(jī)組推力負(fù)荷也有所增加，但推力瓦溫度較修前無明顯升高。改造后數(shù)據(jù)對比如表5。

表5 3號機(jī)組在線監(jiān)測設(shè)備測量結(jié)果(單位:μm)

5 結(jié)論及后續(xù)建議

通過頂蓋剛強(qiáng)度改造及輔以延長補(bǔ)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(shù)據(jù)均優(yōu)于規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)值，證明改造是成功的，為大型混流式水輪機(jī)頂蓋振動超標(biāo)處理提供了經(jīng)驗(yàn)指導(dǎo)。

采用加長水輪機(jī)泄水錐位置補(bǔ)氣管，以及通過對頂蓋泄壓管采取節(jié)流措施，可以調(diào)整水流流態(tài)，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(tài)的變化也有可能增加頂蓋振動，需要縝密計(jì)算和充分驗(yàn)證。對頂蓋泄壓管采取節(jié)流措施也會進(jìn)一步增大水推力，需充分考慮好機(jī)組推力軸承的受力增加和瓦溫變化情況。

頂蓋剛度加強(qiáng)確實(shí)對降低頂蓋振動有顯著效果，但從設(shè)計(jì)定型后再通過改造加強(qiáng)頂蓋剛度，很難降低到較好的穩(wěn)定運(yùn)行水平，所以要在設(shè)計(jì)、制造、安裝等各個環(huán)節(jié)做好控制，保證設(shè)備滿足實(shí)際工況要求，進(jìn)而保證設(shè)備滿足規(guī)程規(guī)范及合同要求。建議在后續(xù)設(shè)計(jì)、制造過程中不單要考慮理論計(jì)算和模型分析，同時要充分到考慮現(xiàn)場設(shè)備各種惡劣運(yùn)行工況和安裝存在的不可控因素，滿足標(biāo)準(zhǔn)合同要求的同時，要留足設(shè)計(jì)裕度，用來消除現(xiàn)場安裝和運(yùn)行過程中的不可控因素。