某水電站機組振動異常放大機制研究

李名川

(雅礱江流域水電開發有限公司，四川 成都 610051)

我國高壩水電站工程建設，一方面使水電能源在我國能源總體利用中的占比逐步增加；另一方面實際應用的水力發電機組幾何尺寸、發電能力、過流量和所受荷載也逐漸增大，導致其面臨的振動問題更加突出。

在工程實踐中，由于水力、電磁、機械以及流-固-電耦合效應等作用，水電機組發生異常振動的原因多種多樣。馬震岳等[1]對紅石水電站的機組振動問題進行了研究，研究表明機組和周邊水工結構在一定條件下可能發生共振，因此當機組在一定工況下產生較大的振動時會導致周邊結構發生明顯振動。駱江潮[2]通過對沈家水電站機組在大負荷工況下所產生的強烈振動和噪聲研究，表明水輪機過流產生不良流態，導致機組受到較強的水動力荷載，進而產生了明顯的振動和噪聲。響水水電站在并網發電初期由于機組運行過程中的相間不平衡電流，造成發電機不對稱運行，從而引起嚴重的電磁振動和結構破壞[3]；楊家壩水電站在機組空載和過速試驗中，由于軸承支架上連接構件的柔度較大導致了嚴重的振動現象[4]；仰山三級水電站由于水輪機后蓋處的靜迷宮結構設計不合理，導致其機組產生嚴重的振動和噪聲問題，經優化設計后較好地消除了振動和噪聲[5]；瑞麗江一級水電站2號機組接近額定出力時，由于補氣系統的補氣效果較差，從而產生較大的尾水渦帶荷載，最終導致了下游壩頂的明顯振動[6]。2009年，Sayano-Shushenskaya水利樞紐發生了迄今為止最嚴重的機組振動破壞，水電機組在大于額定出力的運行中持續振動，造成關鍵部位螺栓的疲勞破壞，導致70余人死亡、上百億美元損失的慘劇。另外，龍羊峽、隔河巖、萬安、巖灘、天生橋、桐子林和高壩州等水電站在近年來的運行中也發生過機組異常振動的情況，相關工程問題及對應文獻難以一一列舉。

由于工程問題的頻發，水力發電機組的振動安全問題引起了工程界和學術界的重視，研究人員對基于機組振動信號的故障診斷[7- 9]、機組和廠房振動響應預測模型[10]、機組和廠房之間的振動傳遞[11]、機電設備隔振措施和結構優化[12- 13]、廠房和機組動力荷載的施加方式[14]、尾水管壓力脈動預測[15]、機組運行優化[16- 18]等方面做了研究。另外，相關學者還針對水電機組不同部件(如，下機架[19]、上機架[20]、頂蓋[20]、轉輪葉片[21]和定子機座[22]等)的振動響應做了專門的研究。本文針對某水電站機組的異常振動問題的發生原因和機制，通過理論分析、動力學和水力學原型觀測以及數值模擬的方法，闡明了該水電站機組振動放大效應的發生機制，找出了振動放大效應的關鍵影響因素，并提出了減振運行方案。

1 工程背景

某水電站以發電任務為主，兼有下游水資源綜合利用需求，壩型采用分段重力壩，包括擋水壩段、水電站廠房壩段、泄洪閘泄流壩段和明渠泄流壩段等幾個壩段，如圖1所示。壩身最大高度約70m，寬度約為440m，水庫庫容約9×107m3，設計泄洪量為18300m3/s。水電站包含4臺水電機組(型號相同，均為軸流、轉槳、立軸、混凝土蝸殼型式)，總體裝機容量為600MW。

1.1 工程問題

在實際運行過程中，圖1中標出的機組在泄洪閘壩段4閘門均開4.7m(泄流量約3700 m3/s)、機組負荷100MW的工況下曾發生不明原因的異常振動現象。具體表現為機組運行中各測點振動測值無預兆地發生較大增幅，其中水導、定子機座空間三向、上機架豎直方向、下機架豎直方向和頂蓋豎直方向等的振動(擺動)監測數據均明顯增大，部分運行參數超標報警。

圖1 工程總體布置圖

1.2 工程問題原因的初步分析

圖1中標明了該工程中水電機組振動異常增幅的幾種可能的誘發機制。由于該機組緊鄰泄洪閘壩段，而且發生異常振動時泄洪閘壩段泄流量相對較大，因此認為該機組的振動放大作用可能由于泄洪閘壩段閘門或閘墩的強烈振動經由混凝土結構傳遞至機組混凝土蝸殼或其它結構部件而產生的。同時，在較大泄流量工況下，下泄水流所產生的脈動荷載也可能繞過泄洪閘壩段和機組壩段之間的短導墻，對機組尾水管甚至蝸殼處的水動力荷載產生增幅，從而對機組產生振動放大作用。另外，由于機組本身設計和制造的原因，在運行過程中所產生機械、電磁和水力不平衡問題也是導致機組異常振動的常見原因。

為了對機組機械和電磁不平衡情況進行分析驗證，業主委托發電機和水輪機生產廠家進行了試驗研究。通過對不同上游水頭、機組負荷和發電流量的機組運行工況，機組空轉工況和機組啟勵工況(機端電壓為額定電壓)等不同工況進行動力學測試，表明機組不存在機械和電磁不平衡的問題。因此，初步分析認為機組的異常振動與泄洪閘泄流壩段的運行情況有關。為保障機組安全，避免異常振動所產生的不利影響，在不同的機組運行和壩身泄流的狀態下，對機組和相關水工結構的動力響應進行了細致的原型觀測和數據分析。

2 水工結構和機組動力學原型試驗和結果分析

2.1 試驗概況

水工結構和機組動力學原型試驗中，在相關水工結構(包括泄洪閘壩段閘墩、異常振動機組上游側壩頂和下游側尾水平臺)布置了16個振動位移傳感器，在泄洪閘壩段和異常振動機組下方的壩基廊道側墻上布置了10個振動位移傳感器，在機組各部件(包括頂蓋、上下機架、定子、定子基礎、發電廠房各層地面等)布置了15個振動位移傳感器。對不同工況下相關水工結構、地下廊道和水輪發電機的振動情況進行全面地測試，以方便對比分析機組振動放大效應的產生機制。

結構動力學原型試驗觀測工況見表1，不同工況閘門開度由小變大，在相同閘門開度情況下#4機組負荷逐級增加，以便于分析振動與不同工況變量之間的關系。

2.2 試驗結果概述

上述各個工況實測數據分析表明，泄洪閘壩段各測點在所有工況中的最大振動均方根為24μm左右，雖然發生了明顯的振動，但相對來說并不十分強烈；不同工況下機組的最大振動幾乎總是發生在頂蓋測點，其最大振動均方根發生在泄洪閘壩段大泄流量且機組高負荷運行的第23工況，最大值為約42μm。為了對機組振動放大作用的潛在結構振動傳遞機制進行研究，重點考察了圖1中標出的測點B(泄洪閘壩段和機組之間的地下廊道測點)、測點C(機組上游壩頂測點)和測點D(機組下游尾水平臺測點)與測點A(機組頂蓋測點)的振動情況。

表1 結構動力學原型試驗工況

分析表明，B、C和D等部位振動信號與A處的振動之間不具有明顯的相關性，而且B、C和D處的動力響應均較小，工況23下的位移均方根分別約為2.2μm、8.3μm和4.0μm。如果機組的振動放大效應是由泄洪閘壩段的振動傳播機制所導致，則振動總是由振源向外輻射傳播，當遇到臨空面時，不管是廊道還是機組混凝土蝸殼，都會發生相似的振動放大效應。而由于機組周邊各結構表面的振動均很小，因此綜合分析認為結構振動的傳遞作用影響相對較小，不是產生機組異常振動的主要原因。由于機組的頂蓋垂向振動明顯大于其它部位，而且機組頂蓋與異常振動工況下擺度明顯增大的水導部件空間位置較為接近，很可能產生耦聯振動，因此后續將頂蓋垂向振動作為主要分析對象，研究其不同工況下的振動變化規律。

2.3 機組頂蓋振動分析

工況1到23下的機組頂蓋振動均方根如圖2所示，機組頂蓋均方根呈現一定的規律性分布，①泄洪閘壩段泄量不變時(即在相同條件下閘門保持不變的開度)，頂蓋振動與機組負荷呈現明顯的正相關關系；②閘門開度4.7m以下時，頂蓋振動隨閘門開度的增加不產生明顯的變化；③當閘門開度大于4.7m時，頂蓋振動呈現跳躍式的增大現象；④閘門開度在4.7m以上時，頂蓋振動隨著開度的增加總體上逐漸增大。上述頂蓋均方根的規律性分布體現了機組負荷增加對振動的放大作用，和當閘門開度在某一臨界開度以上時再增加閘門開度對振動的放大作用。前者較為符合工程經驗，因為負荷增加意味著機組總體受力增加，從而可能產生更大的振動；而后者則很有可能是由于閘門開度在某一臨界值以上時，泄洪閘壩段的下泄流量足已繞過短導墻，對機組尾水管甚至蝸殼內的水力荷載產生放大作用，從而導致振動增大。不同機組負荷下的頂蓋振動均方根如圖3所示，根據圖3分析認為在大泄流量和高負荷工況下，機組振動還有可能在這兩個工況參數的耦合作用下產生進一步的放大作用。然而，上述結論只是基于頂蓋部位的動力響應隨工況參數的變化規律而得到。為了驗證上述結論的正確性，建立了水動力學數值模型，對泄洪閘壩段泄流所產生流態、流速和在機組尾水管和蝸殼處產生的脈壓荷載進行了計算，以期得到支持上述結論的直接證據。

圖2 工況1到23下的機組頂蓋振動均方根

圖3 不同機組負荷下的頂蓋振動均方根

3 水動力學數值模擬分析

采用Flow- 3D有限元軟件，建立了包括泄洪閘壩段、閘墩、溢流壩面、明渠長導墻、機組廠房壩段、機組蝸殼、尾水管、兩壩段間短導墻、下游地形和水體在內的水動力學數值模型，并對重點關注部位的網格進行細化。模型計算中，動力粘滯系數取為0.001Pa·s，庫底表面糙率取為0.035，其它重力加速度和水體密度等參數按通常情況進行取值。泄洪閘壩段入流邊界取在壩前25m，采用定水位的方式確定，水面高程為庫區水位的實際高度；機組蝸殼進口采用流量進口條件，每個工況下的具體流量數值根據實測數據輸入，方向垂直于蝸殼進口斷面。模型采用RNG k-ε模型對N-S方程進行求解，采用Tru-VOF方法對水體表面進行模擬。

工況9、17對應的水流流態如圖4—5所示，計算得到工況9和17條件下的下泄水流流態。在工況19條件下，泄洪閘壩段泄流量較小，經由機組下泄的水流和泄洪閘壩段的泄流在短導墻之后相遇，形成了較為明顯的水流“分界線”。當泄洪閘壩段泄流量增大至工況17條件后，分別經由泄洪閘壩段和機組的下泄水流在短導墻后相遇的“分界線”明顯偏向機組，產生了一定的繞流，這與圖6所示的相應工況下的實際流態觀察結果相仿。而且，根據計算結果，下游機組段靠近導墻處水流流態較不穩定，存在明顯的水流紊動和漩渦，主要是由于泄洪閘壩段水流在短導墻處產生的繞流和機組發電流量碰撞，形成混流導致。需要指出的是，當電站以工況23運行時，根據數值模型的計算結果，短導墻附近靠泄洪閘壩段一側的水面要比靠機組壩段一側的水面高出約0.69m，這將導致泄洪閘壩段的泄流不必從下游繞過短導墻，而是直接從頂面越過短導墻對機組內的脈動荷載產生影響。

圖4 工況9對應的水流流態

圖5 工況17對應的水流流態

圖6 相應工況下水流流態照片

為了進一步分析泄洪閘壩段下泄水流繞流現象對機組內脈壓的影響，在數值模型上選取所關注部位的節點，提取了脈壓時程數據并進行了統計分析，結果如圖7所示。圖7中不同部位的脈壓荷載均方根基本上呈現隨泄流量增加而增大的趨勢，對于2.3節中所提出的機組振動放大作用發生機制的初步分析起到了一定的驗證作用。但必須指出的是，數值模擬在網格劃分、相關參數選擇和參考點指定等方面受到人為主觀因素影響較大，因此其結果的可靠性和精確度常受到質疑。由于這個原因，本研究并未基于數值模擬，對不同工況下機組各部位內脈壓的變化規律進行更加詳細的研究。為了找到水流繞流對機組振動的放大作用的更加直接和有說服力的證據，后續的研究中對機組的脈壓荷載進行了原型觀測。

圖7 機組不同部位脈壓荷載的數值計算結果

4 水動力學原型試驗和數據分析

4.1 水動力學試驗概況

為進一步驗證上述對于機組異常振動原因的分析，又增加了水動力學實驗以測試在不同工況下機組內部受到脈壓荷載的變化情況。新增的脈壓觀測位置分別為蝸殼進口、尾水管進口、尾水管肘管肘位和尾水管出口。新增的工況見表2，表2在表1所示基礎上基本保留了大流量工況，去掉了一部分振動響應較小的小流量工況。

4.2 脈壓時程數據的濾波降噪

由于脈壓荷載的測試位置臨近發電機組，因此可能會受到機組運行所產生的電磁場的干擾。根據相關研究[23- 26]，完備總體EMD和小波包變換相結合的去噪方法一方面能夠克服總體EMD方法完備性不足的缺點[24]，另一方面也可以借助小波包的優點對信號時程進行全頻段精細分析[26]。算法的具體步驟如下：

(1) 利用CEEMD方法對所測試的脈動壓力時程x(n) 進行分解，計算出本征分量IMF[n]；

(2) 對于后幾階IMF中的低頻率長周期干擾噪聲，由本征分量的頻譜分析進行識別并利用高通濾波器消除；

(3) 對于信噪比極低的前幾階IMF，利用低通濾波器消除。

(4) 對于既包含有效信息，同時也受到噪聲干擾的IMF，利用小波包變換方法進行降噪后對信號進行重構；

(5) 將上一步中重構的各階IMF進行完備總體EMD分解的逆運算，得到信噪比大幅提升的脈壓信號x’(n)。

首先構造如下式所示的無噪聲信號A和受干擾信號B(由A與標準高斯白噪聲W相加得到)，然后按照上述步驟對含噪信號進行降噪處理，得到信號C，以驗證上述方法的有效性。

(1)

B=A+W

(2)

降噪前后信號對比如圖8所示，含有標準高斯白噪聲的信號時程如圖9所示，上述方法雖然在信號波形轉折處有時會發生失真的現象，但總體來說具有比較明顯的降噪效果。因此在后續的分析中，一律先對脈動壓力時程進行濾波，以盡量去除外界干擾。

圖8 降噪前后信號對比

圖9 含有標準高斯白噪聲的信號時程

4.3 試驗結果分析

經過上述去噪運算后，對脈壓時程進行了時頻域分析，以工況40為例，給出了不同部位的脈壓時程圖和頻譜圖，如圖10所示。其中，蝸殼進口處脈壓在時域上較為平穩，主頻在1Hz以下，如果不考慮1Hz以下的優勢頻段，則其頻率分布類似于白噪聲信號。這主要是由于蝸殼進口的結構特點所致，在水流平順流入時對結構壁面的脈壓作用較小，在忽略窄帶優勢頻段后其脈壓作用效果與靜水中類似。對于尾水管進口脈動壓力和尾水管肘管肘位的脈動壓力，其振動波形相似，體現出較為明顯的長周期的波動，主頻仍然集中于1Hz以下的低頻，個別工況下在機組轉頻附近有明顯的頻率分量。對于尾水管出口的脈壓荷載，其優勢頻率分量與機組轉頻(1.1117Hz)十分接近，表明機組運行導致的尾水渦帶所產生的激勵作用占主導地位。需要指出的是，上述針對工況40的分析中體現的各部位脈壓時頻域特性是普遍存在的，在所有工況的數據中均發現了類似的時頻域特性。

表2 水動力學原型試驗工況

不同工況下脈壓頻譜圖的分析表明隨著泄洪閘壩段泄流量的增加，尾水管進口和肘管肘位的長周期波動越發明顯，尾水管出口處低于1Hz的脈壓頻率分量逐漸增大。分析認為這種變化趨勢的主要原因是在泄流量增大時，對應部位受到下泄水流繞流所產生的水流脈動荷載逐漸增大所致。

圖10 工況40條件下不同部位處脈動壓力時程和頻譜

對不同工況下各部位的脈動壓力荷載均方根進行了對比分析，如圖11所示，分析表明蝸殼進口處的脈壓均方根在所有工況中均最小，尾水管進口和肘管肘位處的脈壓均方根相差不大，尾水管出口的脈壓均方根在各工況下均最大。導致這一分布規律的原因可能是：蝸殼中的水流具有較高的勢能，動能相對較小，從而對結構邊壁的荷載作用較弱；尾水管與下游水體聯通，其流態復雜，易產生渦旋和紊動，對結構壁面的沖擊作用更大；尾水管出口由于水流的勢能充分轉化成動能導致流態復雜，而且形成尾水渦帶，因此其對邊壁的沖擊作用大于尾水管中的其它部位。

圖11 工況24到40下的脈壓均方根對比

在圖11基礎上對各部位脈壓均方根隨泄洪閘壩段流量和機組負荷增大而產生的變化規律進行分析可得如下結論：蝸殼進口脈壓均方根隨著閘門開度從2m(對應泄洪閘壩段泄流量為1692m3/s)增加到4.7m時(對應泄洪閘壩段泄流量為3768m3/s)，其受到的脈壓均方根呈現跳躍式的增長；閘門開度小于2m或者大于4.7m時，再改變閘門開度不會對蝸殼進口處的脈壓荷載均方根產生明顯的影響；蝸殼進口受到的脈壓荷載與機組功率的幾乎不具有相關性；對于尾水管內測點，在閘門開度小于4.7m時，機組負荷和閘門開度對各脈壓均方根不產生明顯影響；閘門開度大于4.7m時，隨著泄流量的增大，尾水管內的脈壓也逐漸增大，主要原因是泄洪閘泄流達到一定流量后，水流在導墻附近的繞流作用明顯，隨著泄流量的增大，繞流作用對尾水管內的脈壓荷載產生的放大作用逐漸增強；在閘門開度4.7m以上時，隨著機組負荷的增大脈壓均方根明顯增大，這主要受到泄洪閘壩段水流繞流的影響，同時與機組運行方式的耦合變化有關。

工況24到40下的頂蓋振動均方根對比如圖12所示，在圖11—12的基礎上，對不同工況下的各部位脈壓和頂蓋垂向振動的均方根分布規律進行對比分析，可知以閘門開度4.7m為界，頂蓋振動和脈壓荷載均表現出明顯的跳躍式增大現象；當閘門開度大于4.7m時，頂蓋振動和脈壓荷載均隨著泄流量和機組負荷的增大而增大。但是脈壓荷載有個別工況與上面所述的整體趨勢相悖，而振動則與整體趨勢符合較好，造成這一異常的原因是水流荷載在不同測試位置之間的時空變異性較強，而結構振動由于相鄰位置之間約束作用較強，反映的是水流荷載的綜合作用，因此其規律性更好。

圖12 工況24到40下的頂蓋振動均方根對比

在閘門開度小于4.7m情況下，隨著機組負荷的增大，頂蓋振動與脈壓荷載的變化趨勢呈現處一定的差異，即脈壓均方根隨負荷增加幾乎不變，而頂蓋振動隨負荷增加明顯增大。分析認為，上述變化趨勢的差異主要是因為負荷增大則水輪機轉輪受到的作用力與反作用力增大，雖然監測到的水動力荷載沒有變化，但是由于水輪機結構系統受力增加而導致了頂蓋振動的明顯增加。

5 結語

綜上所述，閘門開度小于4.7m時，頂蓋振動隨機組負荷增大而增加；閘門開度大于4.7m時(此時泄流量約大于3600m3/s)，壩身泄流荷載繞過短導墻導致水輪機脈壓荷載隨泄流量的增加而增大；壩身大泄量、機組高負荷工況下產生的水力隨機共振現象，是導致機組振動異常增大的主要原因。因此，在水電站規劃與設計時，壩身泄流應與機組尾水保持足夠的空間距離或設置足夠長的導墻以分隔水流，避免壩身泄流對機組脈壓產生放大效應。必須指出的是，文中給出的脈動壓力計算結果雖然與原型試驗結果相似，但實際上數值計算具有較大的不確定性，水動力學數值模擬中脈動壓力的準確性問題應在后續研究中予以重點關注。