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(fā)有限公司，四川 成都 610051)

我國高壩水電站工程建設(shè)，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(yīng)用的水力發(fā)電機組幾何尺寸、發(fā)電能力、過流量和所受荷載也逐漸增大，導(dǎo)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(yīng)等作用，水電機組發(fā)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(jìn)行了研究，研究表明機組和周邊水工結(jié)構(gòu)在一定條件下可能發(fā)生共振，因此當(dāng)機組在一定工況下產(chǎn)生較大的振動時會導(dǎo)致周邊結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯振動。駱江潮[2]通過對沈家水電站機組在大負(fù)荷工況下所產(chǎn)生的強烈振動和噪聲研究，表明水輪機過流產(chǎn)生不良流態(tài)，導(dǎo)致機組受到較強的水動力荷載，進(jìn)而產(chǎn)生了明顯的振動和噪聲。響水水電站在并網(wǎng)發(fā)電初期由于機組運行過程中的相間不平衡電流，造成發(fā)電機不對稱運行，從而引起嚴(yán)重的電磁振動和結(jié)構(gòu)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(gòu)件的柔度較大導(dǎo)致了嚴(yán)重的振動現(xiàn)象[4]；仰山三級水電站由于水輪機后蓋處的靜迷宮結(jié)構(gòu)設(shè)計不合理，導(dǎo)致其機組產(chǎn)生嚴(yán)重的振動和噪聲問題，經(jīng)優(yōu)化設(shè)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(tǒng)的補氣效果較差，從而產(chǎn)生較大的尾水渦帶荷載，最終導(dǎo)致了下游壩頂?shù)拿黠@振動[6]。2009年，Sayano-Shushenskaya水利樞紐發(fā)生了迄今為止最嚴(yán)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(xù)振動，造成關(guān)鍵部位螺栓的疲勞破壞，導(dǎo)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(fā)生過機組異常振動的情況，相關(guān)工程問題及對應(yīng)文獻(xiàn)難以一一列舉。

由于工程問題的頻發(fā)，水力發(fā)電機組的振動安全問題引起了工程界和學(xué)術(shù)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(yīng)預(yù)測模型[10]、機組和廠房之間的振動傳遞[11]、機電設(shè)備隔振措施和結(jié)構(gòu)優(yōu)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(yù)測[15]、機組運行優(yōu)化[16- 18]等方面做了研究。另外，相關(guān)學(xué)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(zhuǎn)輪葉片[21]和定子機座[22]等)的振動響應(yīng)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(fā)生原因和機制，通過理論分析、動力學(xué)和水力學(xué)原型觀測以及數(shù)值模擬的方法，闡明了該水電站機組振動放大效應(yīng)的發(fā)生機制，找出了振動放大效應(yīng)的關(guān)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(fā)電任務(wù)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(shè)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(zhuǎn)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(biāo)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(fù)荷100MW的工況下曾發(fā)生不明原因的異常振動現(xiàn)象。具體表現(xiàn)為機組運行中各測點振動測值無預(yù)兆地發(fā)生較大增幅，其中水導(dǎo)、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(jiān)測數(shù)據(jù)均明顯增大，部分運行參數(shù)超標(biāo)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(biāo)明了該工程中水電機組振動異常增幅的幾種可能的誘發(fā)機制。由于該機組緊鄰泄洪閘壩段，而且發(fā)生異常振動時泄洪閘壩段泄流量相對較大，因此認(rèn)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(jīng)由混凝土結(jié)構(gòu)傳遞至機組混凝土蝸殼或其它結(jié)構(gòu)部件而產(chǎn)生的。同時，在較大泄流量工況下，下泄水流所產(chǎn)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(dǎo)墻，對機組尾水管甚至蝸殼處的水動力荷載產(chǎn)生增幅，從而對機組產(chǎn)生振動放大作用。另外，由于機組本身設(shè)計和制造的原因，在運行過程中所產(chǎn)生機械、電磁和水力不平衡問題也是導(dǎo)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(jìn)行分析驗證，業(yè)主委托發(fā)電機和水輪機生產(chǎn)廠家進(jìn)行了試驗研究。通過對不同上游水頭、機組負(fù)荷和發(fā)電流量的機組運行工況，機組空轉(zhuǎn)工況和機組啟勵工況(機端電壓為額定電壓)等不同工況進(jìn)行動力學(xué)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(rèn)為機組的異常振動與泄洪閘泄流壩段的運行情況有關(guān)。為保障機組安全，避免異常振動所產(chǎn)生的不利影響，在不同的機組運行和壩身泄流的狀態(tài)下，對機組和相關(guān)水工結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)進(jìn)行了細(xì)致的原型觀測和數(shù)據(jù)分析。

2 水工結(jié)構(gòu)和機組動力學(xué)原型試驗和結(jié)果分析

2.1 試驗概況

水工結(jié)構(gòu)和機組動力學(xué)原型試驗中，在相關(guān)水工結(jié)構(gòu)(包括泄洪閘壩段閘墩、異常振動機組上游側(cè)壩頂和下游側(cè)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(cè)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(chǔ)、發(fā)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(guān)水工結(jié)構(gòu)、地下廊道和水輪發(fā)電機的振動情況進(jìn)行全面地測試，以方便對比分析機組振動放大效應(yīng)的產(chǎn)生機制。

結(jié)構(gòu)動力學(xué)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(fù)荷逐級增加，以便于分析振動與不同工況變量之間的關(guān)系。

2.2 試驗結(jié)果概述

上述各個工況實測數(shù)據(jù)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(fā)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(fā)生在頂蓋測點，其最大振動均方根發(fā)生在泄洪閘壩段大泄流量且機組高負(fù)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(jié)構(gòu)振動傳遞機制進(jìn)行研究，重點考察了圖1中標(biāo)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(jié)構(gòu)動力學(xué)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(guān)性，而且B、C和D處的動力響應(yīng)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(yīng)是由泄洪閘壩段的振動傳播機制所導(dǎo)致，則振動總是由振源向外輻射傳播，當(dāng)遇到臨空面時，不管是廊道還是機組混凝土蝸殼，都會發(fā)生相似的振動放大效應(yīng)。而由于機組周邊各結(jié)構(gòu)表面的振動均很小，因此綜合分析認(rèn)為結(jié)構(gòu)振動的傳遞作用影響相對較小，不是產(chǎn)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(dǎo)部件空間位置較為接近，很可能產(chǎn)生耦聯(lián)振動，因此后續(xù)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(guī)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(xiàn)一定的規(guī)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(fù)荷呈現(xiàn)明顯的正相關(guān)關(guān)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(chǎn)生明顯的變化；③當(dāng)閘門開度大于4.7m時，頂蓋振動呈現(xiàn)跳躍式的增大現(xiàn)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(guī)律性分布體現(xiàn)了機組負(fù)荷增加對振動的放大作用，和當(dāng)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(jīng)驗，因為負(fù)荷增加意味著機組總體受力增加，從而可能產(chǎn)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(dǎo)墻，對機組尾水管甚至蝸殼內(nèi)的水力荷載產(chǎn)生放大作用，從而導(dǎo)致振動增大。不同機組負(fù)荷下的頂蓋振動均方根如圖3所示，根據(jù)圖3分析認(rèn)為在大泄流量和高負(fù)荷工況下，機組振動還有可能在這兩個工況參數(shù)的耦合作用下產(chǎn)生進(jìn)一步的放大作用。然而，上述結(jié)論只是基于頂蓋部位的動力響應(yīng)隨工況參數(shù)的變化規(guī)律而得到。為了驗證上述結(jié)論的正確性，建立了水動力學(xué)數(shù)值模型，對泄洪閘壩段泄流所產(chǎn)生流態(tài)、流速和在機組尾水管和蝸殼處產(chǎn)生的脈壓荷載進(jìn)行了計算，以期得到支持上述結(jié)論的直接證據(jù)。

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(fù)荷下的頂蓋振動均方根

3 水動力學(xué)數(shù)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(dǎo)墻、機組廠房壩段、機組蝸殼、尾水管、兩壩段間短導(dǎo)墻、下游地形和水體在內(nèi)的水動力學(xué)數(shù)值模型，并對重點關(guān)注部位的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化。模型計算中，動力粘滯系數(shù)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(shù)按通常情況進(jìn)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(qū)水位的實際高度；機組蝸殼進(jìn)口采用流量進(jìn)口條件，每個工況下的具體流量數(shù)值根據(jù)實測數(shù)據(jù)輸入，方向垂直于蝸殼進(jìn)口斷面。模型采用RNG k-ε模型對N-S方程進(jìn)行求解，采用Tru-VOF方法對水體表面進(jìn)行模擬。

工況9、17對應(yīng)的水流流態(tài)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(tài)。在工況19條件下，泄洪閘壩段泄流量較小，經(jīng)由機組下泄的水流和泄洪閘壩段的泄流在短導(dǎo)墻之后相遇，形成了較為明顯的水流“分界線”。當(dāng)泄洪閘壩段泄流量增大至工況17條件后，分別經(jīng)由泄洪閘壩段和機組的下泄水流在短導(dǎo)墻后相遇的“分界線”明顯偏向機組，產(chǎn)生了一定的繞流，這與圖6所示的相應(yīng)工況下的實際流態(tài)觀察結(jié)果相仿。而且，根據(jù)計算結(jié)果，下游機組段靠近導(dǎo)墻處水流流態(tài)較不穩(wěn)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(dǎo)墻處產(chǎn)生的繞流和機組發(fā)電流量碰撞，形成混流導(dǎo)致。需要指出的是，當(dāng)電站以工況23運行時，根據(jù)數(shù)值模型的計算結(jié)果，短導(dǎo)墻附近靠泄洪閘壩段一側(cè)的水面要比靠機組壩段一側(cè)的水面高出約0.69m，這將導(dǎo)致泄洪閘壩段的泄流不必從下游繞過短導(dǎo)墻，而是直接從頂面越過短導(dǎo)墻對機組內(nèi)的脈動荷載產(chǎn)生影響。

圖4 工況9對應(yīng)的水流流態(tài)

圖5 工況17對應(yīng)的水流流態(tài)

圖6 相應(yīng)工況下水流流態(tài)照片

為了進(jìn)一步分析泄洪閘壩段下泄水流繞流現(xiàn)象對機組內(nèi)脈壓的影響，在數(shù)值模型上選取所關(guān)注部位的節(jié)點，提取了脈壓時程數(shù)據(jù)并進(jìn)行了統(tǒng)計分析，結(jié)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(xiàn)隨泄流量增加而增大的趨勢，對于2.3節(jié)中所提出的機組振動放大作用發(fā)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(shù)值模擬在網(wǎng)格劃分、相關(guān)參數(shù)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(jié)果的可靠性和精確度常受到質(zhì)疑。由于這個原因，本研究并未基于數(shù)值模擬，對不同工況下機組各部位內(nèi)脈壓的變化規(guī)律進(jìn)行更加詳細(xì)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(jù)，后續(xù)的研究中對機組的脈壓荷載進(jìn)行了原型觀測。

圖7 機組不同部位脈壓荷載的數(shù)值計算結(jié)果

4 水動力學(xué)原型試驗和數(shù)據(jù)分析

4.1 水動力學(xué)試驗概況

為進(jìn)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(xué)實驗以測試在不同工況下機組內(nèi)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(jìn)口、尾水管進(jìn)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(chǔ)上基本保留了大流量工況，去掉了一部分振動響應(yīng)較小的小流量工況。

4.2 脈壓時程數(shù)據(jù)的濾波降噪

由于脈壓荷載的測試位置臨近發(fā)電機組，因此可能會受到機組運行所產(chǎn)生的電磁場的干擾。根據(jù)相關(guān)研究[23- 26]，完備總體EMD和小波包變換相結(jié)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(yōu)點對信號時程進(jìn)行全頻段精細(xì)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(jìn)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(jìn)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(jìn)行降噪后對信號進(jìn)行重構(gòu)；

(5) 將上一步中重構(gòu)的各階IMF進(jìn)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(gòu)造如下式所示的無噪聲信號A和受干擾信號B(由A與標(biāo)準(zhǔn)高斯白噪聲W相加得到)，然后按照上述步驟對含噪信號進(jìn)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(biāo)準(zhǔn)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(zhuǎn)折處有時會發(fā)生失真的現(xiàn)象，但總體來說具有比較明顯的降噪效果。因此在后續(xù)的分析中，一律先對脈動壓力時程進(jìn)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(biāo)準(zhǔn)高斯白噪聲的信號時程

4.3 試驗結(jié)果分析

經(jīng)過上述去噪運算后，對脈壓時程進(jìn)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(jìn)口處脈壓在時域上較為平穩(wěn)，主頻在1Hz以下，如果不考慮1Hz以下的優(yōu)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(jìn)口的結(jié)構(gòu)特點所致，在水流平順流入時對結(jié)構(gòu)壁面的脈壓作用較小，在忽略窄帶優(yōu)勢頻段后其脈壓作用效果與靜水中類似。對于尾水管進(jìn)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(xiàn)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(zhuǎn)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(yōu)勢頻率分量與機組轉(zhuǎn)頻(1.1117Hz)十分接近，表明機組運行導(dǎo)致的尾水渦帶所產(chǎn)生的激勵作用占主導(dǎo)地位。需要指出的是，上述針對工況40的分析中體現(xiàn)的各部位脈壓時頻域特性是普遍存在的，在所有工況的數(shù)據(jù)中均發(fā)現(xiàn)了類似的時頻域特性。

表2 水動力學(xué)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(jìn)口和肘管肘位的長周期波動越發(fā)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(rèn)為這種變化趨勢的主要原因是在泄流量增大時，對應(yīng)部位受到下泄水流繞流所產(chǎn)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(jìn)行了對比分析，如圖11所示，分析表明蝸殼進(jìn)口處的脈壓均方根在所有工況中均最小，尾水管進(jìn)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(dǎo)致這一分布規(guī)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(jié)構(gòu)邊壁的荷載作用較弱；尾水管與下游水體聯(lián)通，其流態(tài)復(fù)雜，易產(chǎn)生渦旋和紊動，對結(jié)構(gòu)壁面的沖擊作用更大；尾水管出口由于水流的勢能充分轉(zhuǎn)化成動能導(dǎo)致流態(tài)復(fù)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(chǔ)上對各部位脈壓均方根隨泄洪閘壩段流量和機組負(fù)荷增大而產(chǎn)生的變化規(guī)律進(jìn)行分析可得如下結(jié)論：蝸殼進(jìn)口脈壓均方根隨著閘門開度從2m(對應(yīng)泄洪閘壩段泄流量為1692m3/s)增加到4.7m時(對應(yīng)泄洪閘壩段泄流量為3768m3/s)，其受到的脈壓均方根呈現(xiàn)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(jìn)口處的脈壓荷載均方根產(chǎn)生明顯的影響；蝸殼進(jìn)口受到的脈壓荷載與機組功率的幾乎不具有相關(guān)性；對于尾水管內(nèi)測點，在閘門開度小于4.7m時，機組負(fù)荷和閘門開度對各脈壓均方根不產(chǎn)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(nèi)的脈壓也逐漸增大，主要原因是泄洪閘泄流達(dá)到一定流量后，水流在導(dǎo)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(nèi)的脈壓荷載產(chǎn)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(fù)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(guān)。

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(chǔ)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(guī)律進(jìn)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(xiàn)出明顯的跳躍式增大現(xiàn)象；當(dāng)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(fù)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(jié)構(gòu)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(guī)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(fù)荷的增大，頂蓋振動與脈壓荷載的變化趨勢呈現(xiàn)處一定的差異，即脈壓均方根隨負(fù)荷增加幾乎不變，而頂蓋振動隨負(fù)荷增加明顯增大。分析認(rèn)為，上述變化趨勢的差異主要是因為負(fù)荷增大則水輪機轉(zhuǎn)輪受到的作用力與反作用力增大，雖然監(jiān)測到的水動力荷載沒有變化，但是由于水輪機結(jié)構(gòu)系統(tǒng)受力增加而導(dǎo)致了頂蓋振動的明顯增加。

5 結(jié)語

綜上所述，閘門開度小于4.7m時，頂蓋振動隨機組負(fù)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(dǎo)墻導(dǎo)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(fù)荷工況下產(chǎn)生的水力隨機共振現(xiàn)象，是導(dǎo)致機組振動異常增大的主要原因。因此，在水電站規(guī)劃與設(shè)計時，壩身泄流應(yīng)與機組尾水保持足夠的空間距離或設(shè)置足夠長的導(dǎo)墻以分隔水流，避免壩身泄流對機組脈壓產(chǎn)生放大效應(yīng)。必須指出的是，文中給出的脈動壓力計算結(jié)果雖然與原型試驗結(jié)果相似，但實際上數(shù)值計算具有較大的不確定性，水動力學(xué)數(shù)值模擬中脈動壓力的準(zhǔn)確性問題應(yīng)在后續(xù)研究中予以重點關(guān)注。