瑞麗江一級水電站2號水輪機自然補氣系統的改進

趙 越，劉 斌，陳碧輝，郭全寶，劉智良

（1. 哈爾濱大電機研究所，哈爾濱 150040；2. 中國長江電力股份有限公司，北京 100038 3. 云南聯合電力開發有限公司，昆明 650011）

前言

瑞麗江一級水電站位于緬甸北部緊鄰中緬邊界的瑞麗江干流之上，距緬甸南坎、曼德勒的公路距離分別約為63km、539km，是瑞麗江上游河段規劃的第一個梯級電站，工程采用引水式開發，壩高 47m，庫容2683×104m3，引水隧洞長約5km，廠房為地面廠房，總裝機容量 600MW，是緬甸建成投產的最大的水電站。電站設計平均發電量為3022×106kW·h，年利用小時為 7555h，保證出力可達 172.8 MW。全部 6臺100MW 水輪發電機組及其附屬設備均由哈爾濱電機廠有限責任公司制造。該項目以BOT(建設-營運-移交)方式開發，特許經營期為40年。2008年9月5日首臺機組發電，2009年4月29日最后一臺機組發電。

該電站有 15%的發電量輸送緬甸，對解決緬甸東北部用電問題，促進緬甸經濟、社會發展，提高人民的生活水平都具有重要作用。而其余 85%的發電量由南方電網全部輸送回國，參加云南省“西電東送”工程，這就相當于每年為國家節約了110×104t的標準煤。

1 基本參數

瑞麗江一級水電站的電站及水輪機參數如下：

1.1 電站參數

（1）水庫調節特性：日調節；

（2）上游水位

（3）下游尾水位

（4）電站水頭

（5）電站徑流量

（6）泥沙特性

由瑞麗江水電站的具體參數來看，該電站來流中泥沙含量較大，機組運行水頭高，故瑞麗江電站采用了在國內許多電站應用多年、運行情況良好的具有高效率區寬、空化系數小、運行穩定等優點的具有很好水力性能的長短葉片轉輪。

1.2 水輪機技術參數

（1）型號：HLA351-LJ-280；

（2）主軸布置形式：立式；

（3）蝸殼及包角：金屬蝸殼，包角345°；

（4）固定導葉數：24；

（5）活動導葉數：24；

（6）轉輪標稱直徑D1/D2：2.8/1.853m1注：D1為轉輪葉片進口邊和下環交點處直徑，D2為轉輪葉片出口邊和下環交點處直徑。；

（7）轉輪葉片數：15（長）+15（短）；

（8）最大水頭：330.1m；

（9）額定水頭：299m；

（10）最小水頭：299m；

（11）加權平均水頭：305.01m；

（12）額定水頭、發額定出力時的水輪機的額定流量：37.62 m3/s；

（13）額定轉速：428.6 r/min；

（14）水輪機俯視的旋轉方向：順時針；

（15）額定水頭 310m、發額定出力時的比轉速110m·kW；

（16）最大飛逸轉速（導葉在最大單位飛逸轉速相應的開度，發電機空載，最大水頭時）680 r/min；

（17）水輪機補氣方式：吸力式補氣閥。

2 問題的提出

據電廠方面反映，自2008年首臺機組投運以來，瑞麗江一級電站所有6臺水輪發電機組均運行良好且具有優異的穩定性。但是，所有6臺機組均不同程度地表現出了當機組出力接近額定出力時尾水管進人門處會發出較強烈的水流撞擊尾水錐管壁的聲音。與此同時，相應機組的尾水平臺處還會感受到頻率低于尾水管進人門處頻率的低沉的爆破聲且尾水平臺處有明顯的振感。

據此現象分析應為尾水管壓力脈動所致。通常情況下，能夠實現足量自然補氣的水輪機都會自動地調節補氣量從而使尾水管壓力脈動保持在一個適當的水平，不會有異常的聲音發生。如圖1所示，在瑞麗江一級電站水輪機主軸下法蘭處開有4-Φ25斜孔，鑒于瑞麗江一級電站尾水位相對穩定，吸出高度在－6m左右，完全可以由尾水平臺處的補氣管路經頂蓋腔再通過主軸上的上述4-Φ25斜孔進入轉輪泄水錐并最后經過泄水錐底部的補氣閥實現水輪機的自然補氣過程。

既然可以實現自然補氣，而上述尾水管進人門和尾水平臺處的聲響依然存在，是引起上述現象的原因判斷有誤還是另有其他原因呢？為此，哈爾濱電機廠有限責任公司專門派員赴瑞麗江一級電站工地實地考察。

3 機組運行試驗

3.1 試驗狀態

為確定瑞麗江一級電站水輪發電機組在機組出力接近額定出力時尾水管進人門處會發出較強烈的水流撞擊尾水錐管壁聲音的原因，哈爾濱電機廠有限責任公司與瑞麗江一級電站有關人員對除正在檢修的2號機組外的5臺機組在相同的水頭和尾水位情況下進行了比對試驗研究。具體情況如下：

參試機組：1號、3號、4號、5號和6號機組；

試驗水頭：315m；

尾水位：395.50m；

負荷變化情況：分別將上述機組出力調至90MW、95MW、96MW、97MW、98MW、99MW和額定負荷100MW；

機組振動擺度：利用機組振動擺度測量系統研究頂蓋、下機架和上機架的振動以及水導、下導和上導的垂直和水平擺度隨負荷的變化情況；

圖1 瑞麗江一級電站水輪機剖面

水輪機層儀表盤處的壓力變化情況：研究尾水管進口壓力、迷宮止漏環后壓力、頂蓋內腔壓力及轉輪與基礎環間壓力隨負荷的變化情況；

噪聲情況：體驗尾水管進人門處及▽401m尾水平臺處的噪聲隨負荷的變化情況。

3.2 試驗結果

所有參試機組的試驗結果均呈現相同的變化趨勢。僅以補氣管路堵塞、無法進行自然補氣的1號機試驗數據為例加以分析：

如圖2所示，瑞麗江1號機的振動值都在一個比較安全的范圍內。頂蓋和下機架振動值都在國家標準[1]規定的可以無限制地長期運行的范圍內，且基本上不隨機組出力的變化而變化；而上機架振動值也都基本上處于國家標準規定的無限制地長期運行上限值125%的機組可以安全運行的范圍內。

圖2 瑞麗江1號機組振動值隨機組出力的變化

如圖3所示，瑞麗江1號機的擺度值也都處在一個比較安全的范圍內。所有擺度值都在國家標準[2]規定的可以無限制地長期運行的范圍內，且基本上不隨機組出力的變化而變化。

迷宮止漏環后壓力、頂蓋內腔壓力及轉輪與基礎環間壓力不隨機組負荷的變化而變化，尾水管進口壓力除機組出力為100MW時有0.04MPa的壓力波動外也呈現出不隨機組負荷的變化而變化的趨勢。

當負荷低于97MW時水輪機尾水管處水流聲音正常，當負荷高于97MW時水輪機尾水管中就會發出較強的水流撞擊聲且該聲音呈現出隨著負荷的增大而增大的趨勢。在尾水管進人門處水流撞擊聲的頻率在2Hz左右。當尾水管處有較強的水流撞擊聲時，▽401m尾水平臺處也同時有低頻的振感。

圖3 瑞麗江1號機組擺度值隨機組出力的變化

3.3 試驗結果分析及現場檢查結果

試驗數據顯示，不論尾水管進人門處是否發出較強烈的水流撞擊尾水錐管壁聲音，機組的振動擺度情況和各測點處的壓力波動情況都處在相對良好的狀態。即使在壓力脈動最大的機組出力為 100MW 時，水輪機尾水管進口處的壓力脈動也僅為1.3%，瑞麗江1級電站水輪發電機組的運行狀態都處在非常安全的狀態。

在上述試驗結果中，有幾點值得特別關注：

（1）機組上機架水平振動在出力小于 97MW 時基本保持不變，而當機組出力大于97MW時，上機架水平振動值呈現出明顯的隨機組出力的增大而增大的趨勢；

（2）尾水管進口壓力在其他負荷下未發現明顯的波動情況，而在機組出力為 100MW 時尾水管進口壓力波動達到了0.04MPa，即此時壓力脈動達到1.3%；

（3）水輪機尾水管只有在機組負荷大于 97 MW時才會出現較強的水流撞擊聲且該聲音隨著負荷的增大而增大；

（4）尾水管進人門處水流撞擊聲的頻率為 2Hz左右，相當于約0.3倍的轉頻；

（5）當尾水管處有較強的水流撞擊聲時，▽401m尾水平臺處也同時有低頻的振感。

上述現象非常類似于由水輪機渦帶引起的噪聲和振動現象。從圖4中可以發現，當出現上述噪聲和振動現象時，即機組負荷大于97MW時，水輪機的運行工況點已經處于反向柱狀渦帶區域，且從圖5所示的模型試驗結果可知，此時，由于機組相對流量大于最優效率點處流量（此時機組的相對壓力脈動值也應該呈現出明顯上升的趨勢。但是，由于具有自激振動特性的反向柱狀渦帶僅與導葉開度和尾水管壓力有關[3]，故而當機組工況確定后，就可以僅僅通過改變渦帶區的壓力來影響渦帶的特性。從理論上講，提高尾水管壓力，或更準確地講是提高反向柱狀渦帶發生區的壓力，就可以降低渦帶的強度，從而降低壓力脈動值。由于瑞麗江電站的尾水位幾近恒定，改變反向柱狀渦帶區壓力，即通過機組本身的自然補氣系統提高渦帶負壓區壓力以達到減小渦帶強度從而降低壓力脈動程度的作用，就應該成為最直接、最經濟和最安全的方案。但從實際運行情況看，自然補氣系統似乎沒有發揮作用。是自然補氣系統發生了什么問題還是對發生上述現象的原因分析有誤？利用瑞麗江電站2號水輪機大修的有利時機，對自▽401m尾水平臺始到轉輪泄水錐止的自然補氣系統進行了全面的檢查。

經現場勘查，發現瑞麗江電站2號機自然補氣系統存在嚴重的進氣不暢現象：

（1）▽401m 尾水平臺上的進氣閥僅開有 6只Φ3mm左右的通孔；

（2）頂蓋處補氣管路某些DN50管路的連接接頭通徑僅為Φ30mm左右；

（3）轉輪內補氣閥的 16個Φ10mm補氣孔過流面積過小；

（4）轉輪泄水錐處的補氣螺塞的直徑僅為Φ24mm，過流面積過小。

由于上述四種進氣不暢現象的存在，致使瑞麗江電站2號機自然補氣系統的氣流通道的當量直徑遠遠小于最可能成為制約補氣能力的主軸上的 4-Φ25mm斜孔的當量直徑Φ50mm（當量直徑為與補氣系統氣流通道的過流面積相等的圓截面的直徑），因此補氣量遠遠小于設計值，起不到減弱或消除反向柱狀渦帶從而改善機組噪聲和振動現象的作用。

圖4 瑞麗江一級電站水輪機運轉特性曲線

圖5 對應于試驗水頭的模型試驗結果：相對壓力脈動隨相對單位流量變化趨勢

4 強迫補氣試驗

為了最終確定導致瑞麗江電站2號機高負荷區噪聲和振動現象的原因就是反向柱狀渦帶且足量的補氣會從根本上抑制反向柱狀渦帶所導致的噪聲和振動現象，決定在正在運行的3號機組上利用廠用低壓氣源進行強迫補氣試驗。

試驗方案為：將3號水輪機位于▽401m尾水平臺處的補氣閥拆除，將該處的水輪機補氣管與廠用低壓氣源（最高工作壓力0.8MPa）相連。廠用低壓氣源與尾水平臺處的水輪機補氣管間設置單向閥、調壓閥、截止閥和壓力表各一只。具體連接方案如圖6所示，圖中由左至右分別為截止閥、壓力表、調壓閥、單向閥、儲氣罐和空壓機：

圖6 強迫補氣系統圖

在瑞麗江水電站3號機上進行了改變補氣通道狀態及強迫補氣對改善水輪機尾水管進人門處在滿負荷附近發生的噪聲和振動情況進行了試驗，具體情況如下：

（1）試驗負荷：100MW；

（2） 試驗狀態：①原補氣管路狀態；②拆除▽401m尾水平臺處的進氣閥；③利用廠用低壓0.7MPa氣源通過圖5所示補氣管路對機組進行強迫補氣。

（3）監測部位：①尾水管進人門處的噪聲；②水輪機層儀表盤之“尾水管進口壓力”、“迷宮止漏環后壓力”、“頂蓋內腔壓力”及“轉輪與基礎環間壓力”；③機組 UCB顯示的機組運行參數及振動擺度情況；④▽401m尾水平臺處的噪聲。

（4）試驗結果：隨著補氣管路的暢通（拆除▽401m尾水平臺處的進氣閥）及強迫補氣的進行，相對于原補氣管路狀態，①尾水管進人門處及▽401m尾水平臺處的噪聲強度呈明顯下降的趨勢且噪聲頻率呈明顯下降的趨勢，在強迫補氣時尤甚；②水輪機層儀表盤之“尾水管進口壓力”示值呈下降趨勢且壓力波動頻率呈減緩趨勢，在強迫補氣時尤甚；水輪機層儀表盤之“迷宮止漏環后壓力”、“頂蓋內腔壓力”及“轉輪與基礎環間壓力”示值無變化；③機組UCB顯示的機組運行參數及振動擺度情況無變化。

（5）與補氣管路不通暢的1號機的比較：在相同上下游水位情況下，無法自然補氣的 1號機也帶100MW負荷，在▽401m尾水平臺處感受到的噪聲強度要遠大于3號機原補氣管路狀態下的噪聲強度。

5 對2號水輪機自然補氣系統的改進

根據上述試驗結果可以推知：補氣可以明顯地改善瑞麗江機組尾水管處的噪聲情況。隨著補氣量的增大，機組水輪機尾水管進人門處在滿負荷附近發生的噪聲情況呈明顯改善的趨勢。由此推之，如果補氣量充足的話，有可能根除瑞麗江機組尾水管處的噪聲。因而在瑞麗江2號水輪機上采取了如下改進措施：

（1）取消轉輪泄水錐處的補氣螺塞，從而保證該處的過流直徑不小于Φ50mm；

（2）轉輪內補氣閥的16個 Φ10mm孔，均擴大為Φ14mm；

（3）保證頂蓋內的DN50管路的連接接頭內徑不小于Φ50mm；

（4）更換▽401m 尾水管平臺上的進氣閥，保證過流通道當量直徑不小于Φ50mm，確保進氣通暢。

6 機組運行情況及建議

自2009年末對自然補氣系統改進以來，瑞麗江電站2號機自然補氣管路通暢，高負荷運行時水輪機尾水管處水流聲音已正常，且自然補氣管路改造前伴隨尾水管處噪聲出現的▽401m尾水平臺處的低頻振感也不再出現。通過確保自然補氣管路系統過流面積保證足夠的自然補氣量從而消除由反向柱狀渦帶引起的尾水管處水流不穩定的嘗試取得了成功。

據此，以下兩點建議對于采用自然補氣系統的電站應該具有指導意義：

（1）為保證補氣系統的正常工作，務必確保機組補氣管路的暢通；

（2）對于特定的自然補氣系統而言，補氣量的大小僅決定于補氣管路中的最小當量直徑。因此，必須采取措施保證補氣管路任意過流面均具有足夠的過流面積，以確保機組具有足夠的補氣量。

[1]GB/T6075.5—2002, 在非旋轉部件上測量和評價機器的機械振動第5部分：水力發電廠和泵站機組, 中華人名共和國國家標準[S].

[2]GB/T11348.5—2002, 旋轉機械轉軸徑向振動的測量和評定第5部分：水力發電廠和泵站機組, 中華人名共和國國家標準[S].

[3]F. Flemming. Overload Surge Investigation Using CFD Data[C]// Proceeding of the 24thIAHR Symposium on Hydraulic Machinery and Systems.2008, 2-4.