掛治水電廠機組水冷機組故障分析及處理

掛治水電廠機組水冷機組故障分析及處理

清水港水庫位于貴州省錦屏縣上游的清水河上游。上游距三河水庫約18.0公里，下游距錦屏縣約7.0公里。這是三級沅水規(guī)劃的第三級。工程以發(fā)電為主,兼有改善航運條件等綜合利用效益,并作為上游三板溪水電站的反調節(jié)電站,電站安裝有3臺50MW軸流轉槳式水輪發(fā)電機組,總裝機容量150MW。工程于2005年2月份正式開工,2007年8-9月3臺機組相繼投產(chǎn)發(fā)電。1問題的總結和初步處理1.1機組投運后耳出已響自1#機組安裝完成后開始充水調試開始,機組導葉一旦全關到位后水車室內立即發(fā)出“嗡……”的刺耳嘯叫聲,2#、3#機組相繼投產(chǎn)后也同樣發(fā)出該異常嘯叫。首次充水時嘯叫聲稍弱,開機停運后導葉全關后嘯叫聲明顯增大。為了消除該異常嘯叫聲,電廠采取了各種方法:更換導葉端面密封條、增大導葉接力器壓緊行程、在導葉軸部與底環(huán)軸孔間增加塑料密封、改變停機狀態(tài)下槳葉開度等均未產(chǎn)生效果。1.2換導葉端面密封條時機組的振動現(xiàn)象2#、3#機組自2007年8-9月投產(chǎn)運行約半年后發(fā)生停機過程中風閘剛退出就發(fā)生蠕動現(xiàn)象。處理過程:首先在機組檢修時發(fā)現(xiàn)導葉端面密封條已脫落,多次更換導葉端面密封條后機組蠕動現(xiàn)象仍未消除;機組制造廠家組織進行分析并按其要求增加導葉接力器壓緊行程,將導葉壓緊行程從5mm增大到7.0mm左右,機組蠕動現(xiàn)象有所改善,但仍未消除;為不發(fā)生設備損壞事故,采取了在機組停機流程中增加了防蠕動程序,即在機組停機退風閘后發(fā)生蠕動則啟動程序自動投入制動風閘,1#機在庫水位較高時發(fā)生間歇性蠕動,2#、3#機蠕動情況嚴重,蠕動程序投入后需2~4h才能手動退出制動風閘,給機組安全運行帶來極大隱患。1.3機組全停時尾水滲漏情況機組投運以后,電廠通過水情系統(tǒng)觀察,發(fā)現(xiàn)機組導葉漏水嚴重。電廠曾做過如下統(tǒng)計:在電廠上游區(qū)間沒有來水的情況下,掛治機組全停、泄洪閘全關狀態(tài)時,上游庫水位1d下降約20cm。圖1為3臺機組全停時尾水漏水情況,圖中很直觀地反映了機組漏水情況。為了掌握電廠機組導葉的漏水量情況,對機組漏水情況采用了下游河道量水堰法和水庫水位消落法進行了初步測量。測量結果表明,兩種方法測得3臺機組的總導葉漏水量均為8m3/s左右,平均每臺機組漏水量為2~3m3/s,漏水量遠大于設計允許值(0.5m3/s)。1.4首先，分析原因1.4.1導葉開度的影響為了驗證機組嘯叫產(chǎn)生的原因,曾進行了如下試驗:當導葉處于全關位置時,水車室內有刺耳的嘯叫聲;然后手動緩慢開啟導葉,在這個過程中,水車室內的嘯叫聲隨導葉開度變大而慢慢變小并逐漸轉變?yōu)樗髁鲃拥摹皣W嘩”聲;最后再慢慢關閉導葉,在這個過程中,水車室內的水流流動的“嘩嘩”聲隨導葉開度變小而慢慢轉變?yōu)椤拔宋恕钡膰[叫聲,并且嘯叫聲隨著導葉開度的變小而增大。由此可見,機組嘯叫與機組蠕動問題產(chǎn)生的根本原因是由于導葉漏水量偏大所造成的。1.4.2導葉漏水量影響機組發(fā)生選擇掛治電廠導葉嚙合面大頭長度為551.80mm,小頭長度為369.70mm,偏心率為1.493,導葉高度為2320mm,導葉單片質量2.1t。導葉偏心率較大,停機狀態(tài)下導葉偏開力較大。根據(jù)國內其他電廠機組導葉設計數(shù)據(jù)統(tǒng)計,導葉偏心率均在1.05~1.20之間,掛治電廠導葉的偏心率為1.493,導葉偏心率明顯偏大。因此,流道充水后,作用在導葉小頭上力矩遠大于作用在導葉大頭上的力矩,在水作用下機組有向開機方向的趨勢,需通過調速器接力器提供的動力矩進行抵消。經(jīng)計算,調速器接力需提供3.5MPa油壓才能抵消導葉偏開的水壓力。其次,導葉高度大,單片質量僅為2.1t,由于偏心率大造成導葉在靜水和動水壓力作用下彈性變形量大,導葉設計時嚙合面上、下端厚度相同,調速器接力器提供的動力矩不能傳至導葉中、下部。經(jīng)有限元分析,在水壓作用下,上端面至280mm位置無間隙,但距上端面280mm至導葉下端面近2000mm長度范圍內形成二次拋物線張口,幾乎從上至下貫穿了整片導葉。因此導葉偏心率大、導葉嚙合面線型設計失誤及導葉單薄剛度不足三個方面的因素是導葉漏水量大致使機組產(chǎn)生蠕動的主要原因,導葉因漏水量大在動水作用下產(chǎn)生振動是機組發(fā)生嘯叫的主要原因。另外導葉軸套間隙大,導葉端面間隙偏小增加了導葉關閉時的摩擦阻力,抵消了部分動力矩等也是使機組漏水加大并產(chǎn)生蠕動的原因。1.4.3調速器壓緊情況下導葉變形量測量為進一步掌握導葉關閉狀態(tài)下的變形情況,在現(xiàn)場采用在導葉底部嚙合密封處加測試塊的方法進行了測試。試驗前在導葉底部嚙合密封處加200mm×4mm×50mm(長×寬×高)的冷軋板,然后接力器給壓,測量接力器壓緊情況下導葉立面各部位變形量,檢測結果如表1。表1中檢修內容:3#機活動導葉變形量測量。測量條件:調速器油壓為2.0MPa,接力器壓緊行程給上。通過測量結果進一步表明,導葉高度大,單片重量輕,導葉剛度偏小,彈性變形大。因此,正常情況下導葉進水邊與出水邊上部首先接觸,導致導葉關閉力矩全部集中在導葉頂部,導葉下部在水推力作用下被推開,造成導葉漏水。1.4.4導葉受力分析1)計算模型為了計算得到停機工況導葉在全關位置時活動導葉間的立面間隙,選取了2個活動導葉,按照全關位置時的分布位置放置,使用solid45單元對模型進行網(wǎng)格劃分,共得到136967個單元,29506個節(jié)點,網(wǎng)格模型見圖2。2)邊界條件在計算導葉軸上端切向位移和外部水壓力共同作用的時候,分別約束了各導葉軸承位置處的徑向位移;在導葉軸上端約束軸向位移;對稱面節(jié)點通過耦合使其變形保持一致;導葉的嚙合部位通過建立接觸對模擬;在活動導葉的過流面上施加相應水壓力;在導葉軸上端施加切向位移。3)計算結果已知上游水位322m,下游水位296.53m,導葉中心線高程293m,按額定的操作油壓6.0MPa計算,作用在導葉上的操作力矩為94200N·m。通過計算,在操作力矩為94200N·m,蝸殼未充水時,導葉軸上端嚙合邊的最大切向位移為0.607mm,最大應力196.5MPa。取導葉軸上端切向位移為0.6mm作為計算條件,蝸殼充水后,在水壓的共同作用下,導葉嚙合邊上端最大變形2.59mm,見圖3,導葉最大應力為200.7MPa,見圖4,導葉最大間隙0.79mm,平均間隙0.49mm,見圖5。從以上結果可知,導葉在強度方面滿足安全穩(wěn)定運行要求,但導葉立面平均立面間隙0.49mm遠大于設計值0.15mm,從而造成機組漏水量大。有限元計算是完全模擬靜水情況下得到的結論,考慮到實際安裝誤差、導葉軸套間隙等情況,在充水情況下機組的導葉立面間隙實際值可能比理論計算值更大。為減小機組漏水量,即減小導葉關閉時的立面間隙,需要對導葉出水邊側的嚙合線進行適當修型。2處理2.1修型方案對比根據(jù)試驗計算分析,決定對導葉立面進行切削修型處理。導葉的修型方案為:導葉上端面處的修型量為1mm,修型范圍為從上端面開始至距離上端面1400mm距離的范圍,修型范圍線形為直線,即導葉上端面處最大切削量為1mm,從導葉上端往下1400mm高度處的切削量為0。為確保修型效果,在實施前采用了有限元計算法,對修型量1mm、1.2mm兩種方案進行了計算,計算結果如表2所示。由以上對比數(shù)據(jù)可知,導葉修型后,立面間隙有明顯改善、導葉嚙合應力明顯降低。從分析計算結果可看出,1mm的修型效果更好。2.2蓋間約束間隙由于設計的原因,導葉上軸根部直徑260mm、高20mm,而與之相配的頂蓋軸孔直徑為265mm,導葉上軸根部與頂蓋間單邊間隙為2.5mm;導葉下軸根部直徑218mm、高20mm,而與之相配的底環(huán)軸孔直徑為225mm,導葉下軸根部與底環(huán)間單邊間隙為3.5mm。為了減少該部位的漏水,在24個導葉上下軸部相應位置各加裝了一個不銹鋼止水圈,上部止水圈尺寸為厚1.5mm、高20mm、直徑260mm,下部之水圈尺寸為后2.5mm、高20mm、直徑218mm。2.3#機組頂蓋與底環(huán)間開檔尺寸設計值對比根據(jù)設計圖紙要求,頂蓋與底環(huán)間開襠設計值為2320+2.1+1.1mm,而3#機組實際測量值詳見表3。由表3可以看出,3#機組頂蓋與底環(huán)間開檔尺寸較設計值偏小,導致導葉端面間隙較小,使得導葉開關動作時與頂蓋和底環(huán)發(fā)生刮擦現(xiàn)象。為減小導葉與頂蓋、底環(huán)間的摩擦阻力,在3#機組A修過程中導葉返廠后,根據(jù)導葉端面間隙測量結果對部分導葉端面進行了0.2~1.0mm的修磨處理。3導葉異常嘆叫及資掛治水電廠在2011年度3#機組A修時將導葉返廠修型處理,處理后機組停止后水車室內的嘯叫聲已消失,漏水聲明顯減小,機組蠕動現(xiàn)象未再發(fā)生,處