桓仁水电站1号机组转轮第五次增容改造_张传富.pdf

第2期桓仁水电站1 号机组转轮第五次增容改造张传富（国家能源集团国电电力和禹水电开发公司，辽宁 本溪117000）摘要：桓仁水电站1号机组原转轮设计水头为90125 m，不适用实际水头4559 m，投运后远达不到额定出力72.5 MW。19741996年，先后进行了2 次转轮更换、2 次叶片切割共4 次转轮改造，机组出力虽有所提高，但转轮汽蚀、裂纹仍很严重，机组振动、摆度增大，严重威胁着机组的安全稳定。2016年对转轮等主要部件进行了重新设计、制造。2017年，进行了更换，运行至今安全稳定，全面探伤检查，未发现汽蚀、裂纹。转轮更换后效率最高可达94.25%、最大出力78 MW、耗水率降低0.428 m3/（kWh）。关键词：水轮机转轮；增容改造；探伤检查中图分类号：TV734文献标识码：B文章编号：2096-7691（2023）02-067-06作者简介：张传富（1984），男，工程师，现任职于国家能源集团国电电力和禹水电开发公司，主要从事水电站、风电场生产管理。Tel：[phone]，E-mail：引用格式：张传富.桓仁水电站1 号机组转轮第五次增容改造 J.能源科技，2023，21（2）：67-72.0引言桓仁水电站1 号机组原为HL662-410型转轮，机组额定容量72.5 MW，由哈尔滨电机厂制造，1968年7月投产发电，适用水头为90125 m，属于高水头转轮系列，不适用桓仁电站实际水头4559 m，机组投运后远远达不到额定出力。针对该问题，先后对1号水轮机转轮进行了4 次重大技术改造。第一次，1974年对HL662型转轮的泄水边进行切割，增加叶片出口断面；第二次，1980 年将 HL662 型转轮整体更换为HL741-410型转轮，基础环高程降低165 mm，水轮机轴车短50 mm；第三次1984年对HL741型转轮进行修理叶型、切割进出水边，改称为HLA224-410型转轮1；第四次1996年转轮整体更换成JF2005-410型转轮。纵观4 次重大的转轮改造，效果均不理想。前2次转轮改造，机组的最大出力仅为58 MW；第三次改造，机组的最大出力为62 MW；第四次改造，机组的最大出力为68 MW2，虽然水轮机出力有所提高，但转轮性能并不好，自投运以来，每次大、小修都要进行汽蚀补焊及裂纹修复，久而久之，机组的振动、摆度逐步增大，严重威胁着机组的安全稳定运行，第五次转轮改造势在必行。1改造后的性能要求1.1水轮机功率要求在保持原水轮机流道尺寸和机组转速不变的前提下，在各水头段内均可提高3 MW功率。原型水轮机功率不低于表1中相关数值。表1水轮机功率保证值水头/m功率/MW功率/MW（卖方保证值）导叶相对开度/%4549.051.61004957.059.51005366.866.81005774.074.01005974.074.091注：水轮机瞬时最大功率78.0 MW。在最大功率下应能保证改造后的整机长期安全稳定运行。1.2水轮机效率要求水轮机在额定转速运行，空蚀损坏在允许范围内，各水头段和导叶开度较宽广的范围内，水轮机有高的效率，且效率曲线变化平缓。预期的水力设计或模型水轮机最高效率不小于90.27%，预期的原型水轮机最高效率不小于92.5%，水轮机加权平均效率不小于91.7%。1.3水轮机空蚀要求3水轮机运行8 000 h，其中在非正常运行区超负荷运行不超过100 h，低负荷运行不超过800 h，由空第21卷 第2期Vol.21 No.22023年4月Apr.2023第2期蚀造成的转轮金属失重量不超过13.4 kg，转轮空蚀剥落总面积不超过3 150 cm2；单个叶片的空蚀重量不大于全部叶片平均失重量的2倍；水轮机固定部件（包括导水机构、固定迷宫环和尾水管等）总失重量不大于4.47 kg，其表面任何点的空蚀剥落深度不超过7.6 mm；转轮任何点允许的金属剥蚀深度不超过7.6 mm。1.4稳定运行区改造后，在最小和最大水头4559 m，功率40%100%，机组能稳定运行。1.5转轮裂纹4在水轮机运行累计达到1 000 h、2 000 h、4 000 h和8 000 h时各进行1 次转轮裂纹检查，并保证转轮不产生裂纹。2桓仁水电站1 号机组转轮改造方案2.1水轮机转轮的初步设计全面分析桓仁水电站19692012年水文及发电资料，平均水头54.59 m，水头损失按照1.5 m计算，工作水头53 m，取本次改造转轮额定水头53 m，在此基础上科学、合理地确定转轮改造的基本参数。转轮在设计前对现有的流道数据进行实际测定，确保设计出的转轮适合桓仁水电站1F机组原有的水力流道特性，根据测量结果进行三维建模，并以此为依据在设计厂家的数据库中寻找类似3D转轮模型并将其放大到现场实际需要的转轮尺寸进行对比，根据模型曲线通过仿真机验证其性能好坏，对偏差部位进行修正处理。设计阶段初步叶型分析：初步确定转轮性能，将导叶（固定、活动）不同开度、比较进行转轮汽蚀性能分析，汽蚀系数基本在规定范围内，通过综合特性保证值确定转轮目标保证值。2.2水轮机转轮的精确设计从运转综合特性开始分析计算，通过边界条件（特殊点）对叶型进行优化，经过计算机流态数值模拟（CFD）分析、有限元（FEA）计算、转轮压力分布计算，得到最优转轮结果。如果数据不理想，需重新进行叶型优化，经过反复迭代计算，直到优化出最优的转轮结果。代表真机运行范围的CFD分析工况点，见表2。张传富：桓仁水电站1 号机组转轮第五次增容改造工况点设计工况点额定工况点最大水头满发最小水头满发最大流量最大水头最优流量编号t01t02t08t15t05T09水头HP/m53.0053.0059.0045.0057.0059.00流量QP/（m3s-1）134.00138.04135.84127.05142.68134.00电站空化系数0.19150.19150.17200.22550.17800.1720计算活动导叶转角/（）35.6837.3533.7837.0937.3833.11计算所得出力/MW64.466.373.251.373.872.3目标出力/MW65.366.874.051.674.073.2达到目标出力所需活动导叶转角/（）36.4837.8334.3937.3637.5033.78表2桓仁水电站1 号机组CFD分析工况点2.2.1导水机构特性转轮设计过程中对导水机构进行分析，了解导水机构中心线处在各工况下的压力损失。为了满足4%出力裕量的要求，活动导叶最大开度须为362.5 mm，此时对应的活动导叶最大转角为41，接力器最大行程556 mm。原导叶最大开度30.5，接力器行程447 mm，因接力器无改造余量，需更换满足行程的接力器。2.2.2转轮特性转轮的设计充分考虑了满足合同对于效率、空化特性和稳定性的相关要求，将转轮的叶片设计成13个叶片，原JF2005型转轮叶片14 个。叶片形状采用X型叶片、延伸长，增加水流在叶片上的作用时间，充分吸收水能，提高了水能的利用率，在各工况下进行转轮CFD计算。（1）t01设计工况点。在设计工况t01，转轮分析结果表现出叶片表面的压力分布很平稳。从叶片进水边到出水边，由于水流加速流过转轮，压力水平逐渐降低。该叶片的设计满足了压力分布从上冠至下环、从进水边至出水边均平滑变化的原则。转轮叶片流道间的流线呈现出预期的流动模态，没有出现二次流现象，如回流或涡流现象。（2）t02额定工况点。一般来说，额定工况是水轮机最大流量的工况点，即该点是翼型空化的关键工况点。由于规定的运行工况中，最大流量出现时水头大于额定水头。在额定工况点上，叶片上的压力分布表明，叶片负压侧表面，接近进水边处无空化或翼型空68第2期化的迹象。在额定水头和真机尾水位的条件下，转轮有足够的空化裕量运行并输出最大出力。（3）t08最大水头满发。在最大水头满发t08时，叶片上的压力分布表明，叶片负压侧表面，接近进水边处无空化或翼型空化的迹象。在最大水头和真机尾水位的条件下，转轮有足够的空化裕量运行并输出规定出力。（4）t15最小水头满发。在最小水头满发t15时，叶片上的压力分布表明，叶片负压侧表面，接近进水边处无空化或翼型空化的迹象。在最小水头和真机尾水位的条件下，转轮有足够的空化裕量运行并输出规定出力。（5）t05最大流量。最大流量工况点是翼型空化最关键的工况点。叶片上的压力分布表明，叶片负压侧表面，接近进水边处无空化或翼型空化的迹象。在最大流量和真机尾水位的条件下，转轮有足够的空化裕量运行。（6）t09最大水头最优流量。该工况点分析了叶片进水边负压侧的空化情况。叶片上的压力分布表明，叶片负压侧表面，接近进水边处无空化或翼型空化的迹象。在给定的水头和真机尾水位的条件下，转轮有足够的空化裕量运行并输出规定的出力。2.2.3尾水管特性针对桓仁水电站1 号机组尾水管，设计厂家在各工况下进行了大量的CFD计算，这些计算用来验证流体从转轮进入尾水管的速度分布以便优化尾水管。（1）最优流量。设计工况和最大水头最优流量工况都属于最优流量工况点，这些工况点将尾水管损失的影响降到最低。在这两个工况点，由于转轮内的流动处于最优状态，尾水管进口的流速非常均匀。（2）满发工况。额定工况、最大水头满发工况、最小水头满发工况和最大流量工况均为满发工况点。在尾水管入口处，水流旋转方向与转轮旋转方向相反是满发状态的典型特征。2.3结构力学CSM计算在桓仁水电站1 号机组转轮上的应用2.3.1静态有限元（FEA）分析（1）模型描述。为了研究混流式转轮的应力应变，进行静态有限元分析，制作初步的3D几何模型并应用自动生成的有限元网格用于计算。根据不同负荷工况的要求，将CFD分析出来的稳态负荷加载于模型上。（2）由于转轮的循环对称性，仅建了1/13 瓣的转轮。叶片和上冠，叶片和下环间的焊缝填充都用较好的网格来解决。转轮几何结构的网格划分如图1所示。（a）转轮模型的网格化分（b）叶片进水边过渡段与上冠处的网格化分（c）叶片出水边过渡段处的网格化分与下环图1转轮几何结构的网格化分（3）边界条件。在主轴连接法兰区域对此模型的径向及切向进行约束。由于转轮在离心力作用下发生径向扩展，所以没有施加径向约束，如图2所示主轴连接的约束（蓝色）。要确保循环对称节点的切面连接，并对其施加旋转对称的边界条件，如图3所示循环对称切面的连接（绿色）。图2主轴连接的约束（蓝色）图3循环对称切面的连接（绿色）（4）负荷工况。根据水力参数所列的运行工况点来进行压力分布计算。飞逸工况时转速起主导作用，没有压力分布作用于模型上。（5）材料性能参数。用于静态有限元结构分析69第2期材料为 ASTMA743Gr.CA6NM 的性能：抗拉强度为760 N/mm2、屈服强度为 550 N/mm2、弹性模量为205 000 N/mm2、泊松比0.3。（6）许用应力。许用峰值应力分别为飞逸工况下为 220 N/mm2、设计工况下为 110 N/mm2、最大流量最大出力下为 110 N/mm2、最大水头最大流量下为110 N/mm2。（7）静态有限元分析结果。转轮的整体变形偏移量见表3。表3转轮整体变形偏移量工况1234工况点飞逸工况设计工况最大流量最大出力最大水头最大流量径向Ux/mm1.5641.6440.1520.162切向Uy/mm-1.075 100.4370.5060.496轴向Uz/mm0.935 30.3730.1990.409Usum/mm1.6480.4960.5460.545桓仁水电站1 号机组转轮上冠设计了附加密封。所有的密封设计的间隙宽度为2 mm。由于上冠主密封的变形量高于所有载荷情况下的附加密封，因此在表4中只说明了上冠主密封处的变形情况。表4转轮密封处的径向位移量工况1234工况点飞逸工况设计工况最大流量最大出力最大水头最大流量上冠Ux/mm1.84E-01-4.73E-02-5.67E-02-5.24E-02上冠rel/%（间隙2 mm）9.20%-2.37%-2.84%-2.62%下环Ux/mm5.55E-011.06E-019.73E-029.63E-02下环rel/%（间隙2 mm）27.75%5.32%4.87%4.82%转轮最大峰值应力和相关的位置汇总在表5中，这些区域的应力经评估均在所述的许用应力范围之内。表5等效应力汇总工况1234工况点飞逸工况设计工况最大流量最大出力最大水头最大流量最大峰值应力EQV/MPa2089610096许用应力ALLOW/MPa220110110110EQV/ALLOW/%94879087静态有限元分析计算得出以下结论：转轮的静态特性符合限制要求值。2.3.2模态分析（1）模型描述。为了校验转轮共振的可能性，对所有相关的固有频率和相对应的模态振形进行了计算。为了进行模态分析，制作出一个完整的转轮模型并进行了网格划分，如图4所示。此外，为获得真实的计算结果，对周围的水以及密封间隙进行了建模和网格划分。对非转动件的压力平衡板及其密封间隙，以及转轮上的泄压孔都进行了考虑。平压板密封间隙泄压孔转轮体泄压孔（a）转轮及平压板周围水的网格化分（b）在水中模态分析用的转轮网格图4转轮模态分析网格（2）边界条件。与主轴连接区域沿周向、轴向及径向产生的偏移进行约束，如图5（a）所示，进口和出口的边界面延伸如图5（b）所示。（a）约束连接面（蓝绿色）（b）进口和出口100%阻抗图5边界条件约束（3）材料性能参数。周围的水在建模时采用的声阻抗为（流体30），模态FEA分析中的材料性能密度为1 000 kg/m3、声音速度采用内部经验值、声阻抗为1。水的阻尼未能列出。（4）激振频率。表6中列出了可能的激振源及各自的频率。表6激振源及频率fn=2.5 Hz序号123456激振频率0.511.52.02.55，7.560.04.6现象尾水涡带涡带转频转频转频的倍数导叶通过频率飞逸转速公式ifni=0.20.4fn-（ifn）i=0.40.2ifn（2，3）fnnzgfn注释部分负荷部分负荷不对称静态压力分布不对称静态压力分布24 个导叶/13 个转轮叶片：激振压力区域k=-11，2，15（5）水中的固有频率。表7中列出了桓仁水电站1 号机组转轮的固有频率及模态振形。张传富：桓仁水电站1 号机组转轮第五次增容改造70第2期表7水中固有频率序号12345678910111213141516频率/Hz31.732.338.952.663.664.065.967.768.781.592.394.095.997.898.499.2振形转轮/k120（torsion扭转）30（torsion扭转）415620（torsion扭转）31423叶片/kb00111202221221/222（6）共振校核。转轮计算固有频率fR=63.6 Hz k=0非常接近激振频率fGPF=60.0 Hz（k=2，活动导叶通过时），但是与模态振型不相配，因此不相关。最接近相配的（同k模态）转轮在水中的固有频率是fR=32.3Hzk=2，有-46%的共振安全裕量。由于转轮叶片和活动导叶间距离大，机组启动，当共振频率出现时，动态激振也不会发生。（7）模态分析。图 6 中仅表示了在 63.6 Hz，k=0（torsion）及32.3 Hz，k=2两种频率下的分析。（8）桓仁水电站1 号机组转轮在水中的模态分析表明，转轮有足够的裕量防止共振的发生。因此，在运行过程中，由于发电机转子定子相互作用而产生的转轮动态激振是不可能发生的。由于转轮叶片和活动导叶间距离大，机组启动，当共振频率出现时，动态激振也不会发生。2.3.3结构力学CSM计算结论根据以上所述的计算机结构力学分析表明，桓仁水电站1 号机组转轮是安全的。静态分析表明，应力及变形均符合所有的技术要求。模态分析证明转轮的共振振幅符合技术规范的要求，是安全可靠的。2.4水轮机转轮的加工及各项检查转轮叶片采用AOD或VOD方法精炼不锈钢铸件，使用五轴数控机床精加工制成。上冠、下环与叶片均使用高强度抗汽蚀不锈钢材料 ASTMA743 Gr.CA6NM，在制造厂内将3 部分组焊成整体转轮，出厂前进行静平衡、探伤检查等试验。3转轮改造后的运行效果评价3.1转轮更换后水轮机效率试验情况转轮更换后水轮机效率有了较大的提升。在试验水头低于改造前效率试验的情况下，机组仍能达到额定出力。改造后最高效率点在63 MW附近，高效运行区域（53 MW68 MW）大于改造前高效运行区（55 MW66 MW），出力能力优于改造前。在相同水头下，桓仁水电站1 号机组改造后机组出力能力从最大出力到高效运行区域均优于改造前。在全负荷区间，机组在相同出力条件下，改造后试验过程中水轮机指数流量大于改造前，与机组改造前、改造后的额定流量的差异性相同。3.2转轮更换后机组稳定性及噪声试验情况机组转轮改造后各项性能指标优于改造前。改造前后分别在变转速工况、变励磁工况和变负荷工况下进行稳定性参数对比。机组改造后不存在质量、磁力不平衡，低频涡带区较改造前后移、范围缩小；在相同HRU1-modal resultsANSYS 14.5.7SEP 16 201509：57：43PLOT NO，1NODAL SOLVTIONSTEP=1SUB=9RFRQ=63.555IFRQ=0MEDE Real partUZ（AVG）RSYS=1PowerGraphicsEFACET=1AVRES=NatDMX=.282636SMN=-.068279SMX=.117855-.068279-.047597-.026916-.006234.014447.035129.05581.076492.097193.117855（a）轴向位移（mm）at 63.6 Hz，k=0（torsion）HRU1-modal resultsANSYS 14.5.7SEP 16 201509：48：58PLOT NO，1NODAL SOLVTIONSTEP=1SUB=4RFRQ=32.3443IFRQ=0MEDE Real partUZ（AVG）RSYS=0PowerGraphicsEFACET=1AVRES=NatDMX=.500265SMN=-.291721SMX=.283636-.291721-.227792-.163864-.099935-.036007.027922.09185.155779.219707.283636（b）轴向位移（mm）at 32.3 Hz，k=2图6模态分析71第2期水头下，桓仁水电站1 号机组改造后机组出力能力从最大出力到高效运行区域均优于改造前。改造后机组在全负荷区间振动、摆度等参数明显优于改造前；通过改造前、改造后机组试验稳定性参数的实际对比，机组改造后各项性能指标均优于改造前。3.3转轮更换前、后机组出力数据对比桓仁水电站上游水位在299m时（工作水头56.5m），1 号机组改造前最大出力为66 MW，改造后最大出力为72 MW，相比提高出力6 MW；上游水位在295.7 m（工作水头 53.2 m），1 号机组改造前最大出力为61.5 MW，改造后最大出力为66.8 MW，相比出力提高5.3 MW，耗水率降低0.428 m3/（kWh）；根据新转轮运转特性曲线分析，水头越高，转轮越趋近于高效区运行，出力提高值越大。4结语（1）桓仁水电站1 号机组转轮第五次改造后，更换的新型转轮最高效率94.25%、水轮机能够长期安全稳定运行的保证功率74 MW、水轮机瞬时最大功率78 MW。从2007年运行至今，机组运行平稳，通过目测、着色渗透、超声波探伤均未发现转轮汽蚀、裂纹等现象，证明此次桓仁水电站1 号机组转轮改造达到了预期效果。（2）通过转轮新的设计理念、新方法、新材料、新工艺，解决了1958年建厂以来首台机组未按现场实际参数设计，达不到额定出力的重大问题，确保了机组安全、稳定、高效运行，提高了机组运行的稳定性和可靠性。（3）改造取得的成功经验对同类老机组转轮改造具有借鉴和指导意义。参考文献：1李筱芳，徐抱朴，朱耀泉，等.桓仁水电站#1机转轮增容改造研究J.水利水电技术，1997（1）：10-15.2唐涛文.桓仁水电厂1号机组水轮机转轮的技术改造 J.水力发电，1999（9）：32-33.3GB/T 85642003，水轮发电机组安装技术规范 S.4DL/T 5072014，水轮发电机组启动试验规程 S.张传富：桓仁水电站1号机组转轮第五次增容改造The 5th Debottlenecking of the Runner of Unit 1 ofHuanren Hydropower StationZhang Chuanfu(CHN Energy GD Power Heyu Hydropower Development Co.,Ltd.,Benxi,Liaoning 117000)Abstract:The Huanren Hydropower Station Unit 1 was originally designed to operate at the runner head of90125 m,which is not applicable to the actual head of 4559 m.Unit 1,when put into operation,hasbeen operating at a level far from the rated output of 72.5 MW.From 1974 to 1996,the unit underwent runner replacement twice,and runner renovation 4 times involving blade cutting twice.Despite increased output,the unit has been challenged by some safety concerns,such as runner cavitation,serious cracking,violent vibration and swing.The runner and other main components were subject to further design and manufacture in2016.After runner replacement in 2017,the unit has been operating well with no cavitation and crack beingidentified from non-destructive test.The new runner can operate at the max.efficiency of 94.25%,the max.output of 78MW,and water consumption rate down 0.428 m3/(kWh).Key Words:hydroturbine runner;debottlenecking;non-destructive test（收稿日期：2022-07-04责任编辑：马小军）72