某水電站混流式轉輪下止漏環(huán)空蝕成因分析及處理研究

高海軍，付國龍，姚文革

［1.哈爾濱電機廠有限責任公司，黑龍江省哈爾濱市 150040；2.哈動國家水力發(fā)電設備工程技術研究中心有限公司，黑龍江省哈爾濱市 150040；3.水力發(fā)電設備國家重點實驗室（哈爾濱大電機研究所），黑龍江省哈爾濱市 150040］

1 電站概況

某水電站引水發(fā)電系統(tǒng)總體布置采用“一管三機”，上游設置調(diào)壓井。電站共安裝3臺立式混流式水輪發(fā)電機組，單機額定功率為103MW，最大功率為110MW。水輪機主要技術參數(shù)如表1所示。

表1 水輪機主要技術參數(shù)Table 1 Main turbine technical data

2 轉輪下止漏環(huán)空蝕現(xiàn)象描述

某水電站1號水輪機轉輪大修拆機后，對應葉片頭部下止漏環(huán)表面均發(fā)現(xiàn)有空蝕現(xiàn)象，而葉片間的止漏環(huán)和葉片表面則沒有空蝕。止漏環(huán)表面空蝕部位與15個葉片下環(huán)側頭部對應，空蝕寬度約60～90mm，空蝕深度約1mm。止漏環(huán)表面15處空蝕情況相當，呈一定規(guī)律性，如圖1和圖2所示。

圖1 轉輪下止漏環(huán)空蝕部位Figure 1 Runner cavitation at lower labyrinth ring

圖2 下止漏環(huán)空蝕局部放大Figure 2 Detailed cavitation at lower labyrinth ring

3 轉輪下止漏環(huán)空蝕原因初步分析

水輪機的空蝕類型通常分為四類：翼型空化和空蝕、間隙空化和空蝕、空腔空化和空蝕及局部空化空蝕。常近時介紹了混流式水輪機的間隙空蝕，發(fā)生在轉輪下環(huán)與底環(huán)的間隙中，間隙空蝕的發(fā)生與含沙水流對迷宮環(huán)的空蝕有關[1]；程則久研究了汽蝕系數(shù)裕度、水頭和汽蝕損壞之間的關系[2]；林文樹分析處理了水輪機轉輪下環(huán)外圈表面的空蝕問題[3]；李學林分析處理水輪機活動導葉的空蝕問題[4]；王欽霞和楊光東分析處理了與上止漏環(huán)對應的頂蓋表面空蝕問題[5]；湯建勛和胡志明分析處理了水輪機轉輪上冠和尾水管里襯的汽蝕問題[6]；李永紅和郭旭東等人分析處理了水輪機固定導葉和活動導葉有關的空蝕問題[7]；王保成介紹了軸流轉輪間隙空蝕的分析和處理[8]。上述文獻中的水輪機空蝕現(xiàn)象，混流式水輪機主要涉及了翼型空蝕、空腔空蝕和局部空蝕，而軸流式水輪機主要與間隙空蝕有關。

由于空蝕轉輪下止漏環(huán)間隙較小，從外部很難發(fā)現(xiàn)空蝕現(xiàn)象，只能拆機后才能檢修維護，對電站機組檢修周期安排及發(fā)電效益影響較大。余江成和陳碧輝等人研究分析了瑞麗江一級電站水輪機過流部件的空蝕和磨損問題[9]；李志紅研究分析了含沙水流中的水輪機磨蝕與防護問題[10]；溫曉軍和張冰雪研究評估了萬家寨水電站水輪機抗磨損措施[11]；梁武科和廖偉麗等人介紹了中小型電站水輪機易磨損部件的修復、修型和改型情況[12]；高云濤和付廷勤等人介紹了劉家峽水電廠增容改造后水輪機磨損情況及抗磨蝕技術的應用情況[13]；薛偉和陳昭運介紹了水輪機空蝕和磨蝕理論研究情況[14]；宋文武和呂文娟等人介紹了水力機械空蝕與泥沙磨損問題[15]。眾多技術文獻介紹的轉輪止漏環(huán)磨蝕現(xiàn)象，多數(shù)是由于高含沙水流泥沙磨損造成的，而對于水質(zhì)較好電站，轉輪下止漏環(huán)表面出現(xiàn)的這種規(guī)律性空蝕現(xiàn)象則較為罕見，值得認真分析總結。

根據(jù)獲得的轉輪空蝕資料、現(xiàn)場調(diào)查及以往項目經(jīng)驗，止漏環(huán)表面空蝕發(fā)生在2mm左右的間隙內(nèi)，應屬于間隙空蝕。轉輪止漏環(huán)表面空蝕由于涉及專業(yè)眾多，成因較為復雜，應從水輪機的檢修安裝、運行工況、水力開發(fā)及真機設計等多方面進行成因分析。

3.1 轉輪檢修情況分析

轉輪下止漏環(huán)間隙原設計值為1.8～2.3mm。水電站1號機組檢修前后止漏環(huán)間隙測量數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 1號機組檢修前后止漏環(huán)間隙測量數(shù)據(jù)Table 2 Clearance comparison of lower labyrinth ring for unit 1#

由表2數(shù)據(jù)比較可知，檢修前后下止漏環(huán)間隙基本滿足設計要求，檢修安裝引起的間隙變化不應導致止漏環(huán)內(nèi)出現(xiàn)空蝕現(xiàn)象。

3.2 機組近年運行工況分析

對機組運行數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析，可得到1號機組水頭—功率運行變化如圖3所示。

圖3 1號機組水頭—功率變化（2016.1～2018.10）Figure 3 Net head vs unit power of unit 1#（2016.1～ 2018.10）

由圖3可知，1號機組存在不同程度的超出力運行情況。在同樣的水頭條件下，機組超出力運行，水輪機需要更大的導葉開度和流量。由于水輪機無葉區(qū)壓力較高，會造成下止漏環(huán)進出口兩側壓差較大，則會加劇止漏環(huán)內(nèi)空蝕。

3.3 機組水頭—運行小時數(shù)分析

對1號機組2018年4月至2019年10月運行數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析，可得到1號機組的水頭—運行小時數(shù)變化如表3～表5所示。

表3 單機運行時間統(tǒng)計Table 3 Unit 1# operating hours when one unit in operation

表4 雙機運行時間統(tǒng)計Table 4 Unit 1# operating hours when two units in operation

表5 三臺機運行時間統(tǒng)計Table 5 Unit 1# operating hours when three units in operation

由表3～表5可知，近兩年1號機組運行小時數(shù)較高且大多數(shù)時間在額定水頭135m以上運行，客觀上也加劇了轉輪止漏環(huán)空蝕。

3.4 轉輪水力CFD分析

由于葉片頭部與止漏環(huán)距離較近，為解釋止漏環(huán)空蝕為何僅出現(xiàn)在葉片頭部附近而葉片間沒有空蝕，需對葉片頭部止漏環(huán)進口位置的流態(tài)干擾情況進行CFD復核分析。

水輪機采用RNGk-ε湍流模型進行定常CFD數(shù)值模擬，計算模型包含蝸殼、固定導葉、活動導葉、轉輪、尾水管。為便于與模型試驗更好比較并得到更為準確的流態(tài)分布，計算的水頭選取與模型試驗一致，水頭設定為30m。

水輪機在最大水頭155m運行時，選取水輪機發(fā)112.8MW出力（機組滿發(fā)110MW）作為計算工況，分別對蝸殼和固定導葉區(qū)、活動導葉區(qū)、轉輪通道區(qū)和尾水管區(qū)四個部分進行三維造型和網(wǎng)格劃分，分析流場特性。選取的計算工況條件如表6所示。

表6 計算工況數(shù)據(jù)Table 6 Calculation condition data

計算工況下下止漏環(huán)進口位置CFD分析結果如圖4、圖5及表7所示。

圖4 下止漏環(huán)位置軸向壓力分布Figure 4 Axial pressure at lower labyrinth ring

圖5 下止漏環(huán)位置水平壓力分布Figure 5 Radial pressure at lower labyrinth ring

表7 下止漏環(huán)位置CFD計算結果Table 7 CFD calculation results at lower labyrinth ring

從CFD分析結果來看，在轉輪下止漏環(huán)所在位置上，對應葉片頭部與兩個葉片間存在明顯壓差，二者壓力之差最大達到約30%。

3.5 轉輪下止漏環(huán)內(nèi)泄漏量及最低壓力計算

根據(jù)轉輪CFD計算成果，下止漏環(huán)進口分別取平均壓力（工況1）、葉片頭部壓力（工況2）及葉片間壓力（工況3），按照水輪機設計手冊推薦的止漏環(huán)損耗計算方法[16]，進行轉輪下止漏環(huán)內(nèi)泄漏量的復核計算，計算結果如表8所示。

表8 下止漏環(huán)內(nèi)泄漏量計算結果Table 8 Leaking discharge through lower labyrinth ring

按照表8得到的下止漏環(huán)泄漏量，可得到各工況下的止漏環(huán)內(nèi)絕對壓力值。計算結果如表9所示。

表9 止漏環(huán)內(nèi)最低壓力計算結果Table 9 Minimum pressure in lower labyrinth ring

由表9計算結果可知，工況1和工況3最低壓力值均在水的汽化壓力之上，應不會產(chǎn)生空蝕。工況2最低壓力值已經(jīng)低于水的汽化壓力，則可能導致發(fā)生空蝕。

水輪機在高水頭大出力工況運行時，由于葉片對水流的干擾，在葉片頭部附近存在局部高壓區(qū)，其壓力明顯大于兩個葉片間壓力。止漏環(huán)進口位置與葉片下環(huán)側頭部距離較近，葉片頭部的高壓區(qū)直接影響了止漏環(huán)位置的壓力分布，造成靠近葉片頭部附近的止漏環(huán)進出口壓差較大，水流局部流速過高，使止漏環(huán)表面壓力低于水的汽化壓力形成了這種有規(guī)律局部間隙空蝕。而對應葉片間的止漏環(huán)位置壓力較低，止漏環(huán)泄漏量小，內(nèi)部流速低，止漏環(huán)表面壓力較高則不具備發(fā)生空化的初始條件。

3.6 下止漏環(huán)改進方案對比

目前，應從減小止漏環(huán)泄漏量入手，減小止漏環(huán)泄漏速度提高止漏環(huán)內(nèi)壓力來解決止漏環(huán)空蝕問題。下止漏環(huán)泄漏量的大小主要與止漏環(huán)的結構形式有關，暫從增加轉動止漏環(huán)迷宮槽和減小間隙來進行方案比較。比較結果如表10所示。

表10 下止漏環(huán)內(nèi)泄漏量相對值及壓力Table 10 Relative value through lower labyrinth ring and pressure m

由表10各方案計算結果比較可知，通過增加迷宮槽和減小止漏環(huán)間隙，可減少轉輪下環(huán)泄漏量，提高止漏環(huán)內(nèi)壓力，可破壞轉輪發(fā)生空蝕的條件。增加迷宮槽的措施比減小止漏環(huán)間隙效果更為明顯，減小間隙只能減小一定的止漏環(huán)容積損失，對于提高止漏環(huán)內(nèi)壓力作用不大。

針對轉輪止漏環(huán)空蝕處理，建議采用改進方案1進行問題處理。

4 轉輪下止漏環(huán)空蝕處理方案

按照上述分析，針對轉輪下止漏環(huán)空蝕現(xiàn)象，建議處理方案如下：

不改變下止漏環(huán)間隙。在轉輪下止漏環(huán)位置加工迷宮環(huán)，3處，寬25mm、深12mm。如圖6所示。

圖6 下止漏環(huán)空蝕處理方案（單位：mm）Figure 6 Improved treatment plan for cavitation（Unit：mm）

5 結論

本文通過轉輪下止漏環(huán)空蝕問題的分析及處理，相近轉輪水力開發(fā)及結構設計時應注意以下幾點：

（1）轉輪水力開發(fā)時，需關注低單位轉速大導葉開度的轉輪進口圓周方向流態(tài)分布，優(yōu)化轉輪進口下環(huán)側壓力分布不均勻度。

（2）轉輪下止漏環(huán)位置設計時，適當增加與轉輪葉片進水邊的距離，減少葉片頭部局部高壓區(qū)對止漏環(huán)位置壓力分布的影響。

（3）轉輪下止漏環(huán)設計時，設置迷宮槽比減小止漏環(huán)間隙對降低泄漏量和提高止漏環(huán)內(nèi)壓力作用更明顯，混流式轉輪下止漏環(huán)間隙宜控制在0.5‰以內(nèi)。

（4）相似結構水輪機設計時，須關注轉輪下止漏環(huán)空蝕發(fā)生的三個條件：①轉輪止漏環(huán)進出口壓差大，約為123.7m；②下止漏環(huán)出口壓力低，表計壓力約為-1.2m；③止漏環(huán)內(nèi)水體流速高，約為48.5m/s。