李建偉鐘 蘇王治國(guó)龐立軍賈 偉

(1.哈爾濱大電機(jī)研究所強(qiáng)度與振動(dòng)研究室,黑龍江哈爾濱 150040;2.水力發(fā)電設(shè)備國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江哈爾濱 150040)

混流式水輪機(jī)進(jìn)水管蝶閥活門裂紋分析

李建偉1,2,鐘 蘇1,王治國(guó)1,龐立軍1,賈 偉1

(1.哈爾濱大電機(jī)研究所強(qiáng)度與振動(dòng)研究室,黑龍江哈爾濱 150040;2.水力發(fā)電設(shè)備國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江哈爾濱 150040)

為探討某電站水輪機(jī)進(jìn)水管蝶閥活門筋板開裂的原因,利用ANSYS有限元軟件,分別對(duì)蝶閥活門的強(qiáng)度及振動(dòng)特性進(jìn)行計(jì)算和分析。強(qiáng)度分析結(jié)果顯示40 mm筋板位置的應(yīng)力水平很低,筋板的開裂并非是應(yīng)力過(guò)高造成的;蝶閥活門、筋板及蓋板的模態(tài)分析表明,蝶閥活門的40 mm筋板及90mm蓋板出現(xiàn)了卡門渦。結(jié)合有限元分析結(jié)果,對(duì)電站蝶閥活門進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)結(jié)構(gòu)模態(tài)測(cè)試,測(cè)試結(jié)果與計(jì)算結(jié)果吻合。分析結(jié)果表明,該電站蝶閥活門出現(xiàn)的裂紋是由卡門渦引起的。

蝶閥活門;水輪機(jī)結(jié)構(gòu)裂紋;卡門渦;結(jié)構(gòu)強(qiáng)度

蝶閥活門不僅結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、體積小、質(zhì)量輕、安裝尺寸小,而且驅(qū)動(dòng)力矩小,操作簡(jiǎn)單、迅速,還具有良好的流量調(diào)節(jié)功能和關(guān)閉密封性能,因此被廣泛應(yīng)用在大型水電設(shè)備中[1-8]。蝶閥活門處于完全開啟位置時(shí),蝶板厚度是造成流體流經(jīng)閥體唯一的阻力來(lái)源,因此閥門所產(chǎn)生的壓力降很小,故具有較好的流量控制特性[3]。

近日,良好運(yùn)行13 a的某混流式水輪機(jī)的蝶閥活門40 mm筋板與90 mm上蓋板交接處出現(xiàn)了開裂,裂紋長(zhǎng)達(dá)400 mm,由于發(fā)現(xiàn)及時(shí),未給電站造成嚴(yán)重?fù)p失或人員傷亡。該電站水輪機(jī)單機(jī)裝機(jī)容量為220 MW,在100～160 MW負(fù)荷區(qū)振動(dòng)劇烈。裂紋出現(xiàn)的位置及蝶閥活門結(jié)構(gòu)如圖1所示。

結(jié)構(gòu)產(chǎn)生裂紋或者斷裂一般是由局部高應(yīng)力或者強(qiáng)烈振動(dòng)引起的。國(guó)內(nèi)早期的電站設(shè)計(jì)在很長(zhǎng)一段時(shí)間里過(guò)多關(guān)注的是高應(yīng)力區(qū)域,而忽略了強(qiáng)烈振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)引起的損害,特別是沒有考慮卡門渦對(duì)結(jié)構(gòu)造成的影響。然而卡門渦引起的結(jié)構(gòu)振動(dòng)卻是不容忽視的[9]。本文以電站水輪機(jī)進(jìn)水管蝶閥活門為研究對(duì)象,針對(duì)蝶閥活門出現(xiàn)的長(zhǎng)裂紋問(wèn)題,通過(guò)ANSYS有限元軟件,分析蝶閥活門筋板出現(xiàn)裂紋的原因,闡述出水邊形狀對(duì)結(jié)構(gòu)有效避免由于水力激振或渦列振動(dòng)誘發(fā)結(jié)構(gòu)共振的意義。

1 強(qiáng)度分析

取蝶閥活門的1/2作為分析對(duì)象,采用實(shí)體六面體Solid95單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格。根據(jù)活門實(shí)際的受力狀態(tài),對(duì)結(jié)構(gòu)的邊界條件進(jìn)行以下修正:軸頭與軸瓦接觸的180°范圍內(nèi)簡(jiǎn)支,在軸端約束軸的轉(zhuǎn)動(dòng),對(duì)稱面節(jié)點(diǎn)約束按對(duì)稱條件處理。

本次計(jì)算主要分析蝶閥活門關(guān)閉工況2.0 MPa壓力下及打壓工況2.7 MPa壓力下的應(yīng)力分布。2種工況下的應(yīng)力分布如圖2所示。由于關(guān)注的對(duì)象是活門筋板,因此隱藏了樞軸段的應(yīng)力分布。蝶閥活門材料為20Si-Mn,其在關(guān)閉工況和打壓工況下材料的許用應(yīng)力分別為183.4MPa、371.3MPa。由圖2可知,整個(gè)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平低于許用應(yīng)力。特別地,結(jié)構(gòu)局部應(yīng)力最大位置并非在40 mm筋板上,40 mm筋板的應(yīng)力水平很低,蝶閥活門關(guān)閉工況下40 mm筋板的最大應(yīng)力為82.5 MPa,打壓工況下該處的應(yīng)力為111.4 MPa,遠(yuǎn)低于許用應(yīng)力,而且最大應(yīng)力的位置并非裂紋發(fā)生的位置。以上分析表明,電站蝶閥活門40 mm筋板的裂紋不是強(qiáng)度問(wèn)題引起的。

2 振動(dòng)特性分析

在計(jì)算蝶閥活門自振頻率時(shí),選取整個(gè)結(jié)構(gòu)為計(jì)算模型。施加的邊界條件為:在軸頭與閥體支承處與閥體接觸處簡(jiǎn)支,約束軸端一個(gè)端面的所有自由度。圖3和圖4是活門第3階和第14階振型,這2階振型分別引起了90 mm蓋板及40 mm筋板的振動(dòng)。第3階振型對(duì)應(yīng)的頻率為73.6 Hz,第14階振型對(duì)應(yīng)的頻率為136.2 Hz。

卡門渦頻率Fk計(jì)算公式為

式中:V——額定出力下的絕對(duì)流速;Sr——斯特羅哈數(shù);T1——40 mm筋板出水邊厚度。

由式(1)可計(jì)算得40 mm筋板及90 mm蓋板的卡門渦頻率Fk分別為117.2 Hz和58.62 Hz。

流體流過(guò)固體結(jié)構(gòu)物,在結(jié)構(gòu)物尾部產(chǎn)生交替脫流,形成卡門渦,卡門渦可誘發(fā)結(jié)構(gòu)振動(dòng),活門結(jié)構(gòu)有限元分析沒有考慮水體對(duì)結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量影響,在水中,通常需要乘以一個(gè)下降系數(shù)k(一般取k=0.7～0.8,這里取0.8)。因此90 mm蓋板的水中振動(dòng)頻率為58.9 Hz,40 mm筋板的振動(dòng)頻率為109 Hz,這2階頻率與卡門渦頻率相當(dāng)接近。蓋板的彎曲振動(dòng)使40 mm筋板根部承受交變拉壓應(yīng)力,而蝶閥活門在這種交變載荷下運(yùn)行,長(zhǎng)期損傷累積導(dǎo)致疲勞破壞。

3 試驗(yàn)及結(jié)果分析

針對(duì)電站40 mm筋板的開裂,采用錘擊法對(duì)蝶閥活門的40 mm筋板及90 mm蓋板進(jìn)行了固有頻率振動(dòng)測(cè)試。在筋板及蓋板上分別布置16個(gè)測(cè)點(diǎn)。采用單點(diǎn)激勵(lì)、多點(diǎn)拾取的測(cè)試方法[10-15]。用加速度傳感器測(cè)量其衰減信號(hào),對(duì)力信號(hào)及響應(yīng)信號(hào)進(jìn)行傅立葉變換,通過(guò)計(jì)算傳遞函數(shù)獲得蝶閥活門筋板及蓋板的固有頻率。試驗(yàn)設(shè)備采用美國(guó)PCB公司生產(chǎn)的力錘和308B加速度傳感器,分析儀采用LDS信號(hào)分析儀。

圖5和圖6分別給出了40 mm筋板和90 mm蓋板的振動(dòng)測(cè)試傅立葉變換后的頻譜曲線。表1則是對(duì)16個(gè)測(cè)點(diǎn)分析得到的筋板及蓋板的固有頻率及振型。40 mm筋板出現(xiàn)了155 Hz的固有頻率(計(jì)算值為156.0 Hz),振型為整體扭曲;90 mm蓋板出現(xiàn)了86 Hz的固有頻率(計(jì)算值為84.2 Hz),振型為整體彎曲。測(cè)試結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果吻合。這2個(gè)固有頻率值會(huì)造成40mm筋板及90mm蓋板出現(xiàn)卡門渦?？ㄩT渦誘發(fā)蝶閥活門的共振[9-11],最終導(dǎo)致40 mm筋板開裂。因此,需要對(duì)90 mm蓋板和40 mm筋板修型。兩板件的修型方案如圖7所示。

修型后,90 mm蓋板出水邊厚度從0.04 mm減小到0.02 mm(其卡門渦頻率為117.3 Hz),而40 mm筋板的出水邊厚度從0.02 mm減小到0.01 mm(其卡門渦頻率變?yōu)?34.6 Hz)。在流速不變的情況下,通過(guò)降低流體在出水邊的分離厚度可以大幅度提高卡門渦激勵(lì)頻率,有效減少高能量漩渦的產(chǎn)生。因此,通過(guò)對(duì)蝶閥活門蓋板及筋板的出水邊采取修型方案,在出水邊進(jìn)行光滑過(guò)渡打磨,用減小分離厚度的方法來(lái)提高卡門渦激勵(lì)頻率,從而降低卡門渦擾動(dòng)強(qiáng)度[3]。

4 結(jié) 語(yǔ)

基于有限元分析和試驗(yàn)結(jié)果的討論,研究了某電站水輪機(jī)進(jìn)水管蝶閥活門結(jié)構(gòu)裂紋產(chǎn)生的原因。有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致,認(rèn)為蝶閥活門鋼板裂紋的產(chǎn)生是由卡門渦振動(dòng)引起的,并非結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度不夠。蝶閥活門鋼板尾部卡門渦頻率與結(jié)構(gòu)自振頻率接近或一致時(shí)可能引起結(jié)構(gòu)的激烈振動(dòng),加速結(jié)構(gòu)破壞,產(chǎn)生裂紋。避免過(guò)流部件自振頻率與卡門渦頻率接近或一致是必要的。因此,對(duì)結(jié)構(gòu)出水邊修型,降低卡門渦擾動(dòng)強(qiáng)度,提高擾動(dòng)頻率,是降低活門破壞幾率、延長(zhǎng)活門使用壽命的有效措施。

[1]石娟,梁鵬飛,姚征,等.偏心蝶閥水力特性的數(shù)值模擬與分析[J].閥門,2004(5):10-13.(SHI Juan,LIANG Pengfei, YAO Zheng,et al.Numerical simulation and analysis for hydraulic characteristics of eccentric butterfly valves[J].Valve,2004 (5):10-13.(in Chinese))

[2]龐立軍,鐘蘇,卜良峰,等.混流式水輪機(jī)異常噪聲現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)分析[J].振動(dòng)與沖擊,2012,31(14):39-42.(PANG Lijun, ZHONG Su,BU Liangfeng,et al.Analysis of abnormal noise of francis turbine by scene test[J].Journal of Vibration and Shock,2012,31(14):39-42.(in Chinese))

[3]徐淳.蝶閥參數(shù)化設(shè)計(jì)系統(tǒng)開發(fā)及優(yōu)化設(shè)計(jì)[D].沈陽(yáng):東北大學(xué),2009.

[4]諸葛偉林,劉光臨,蔣勁,等.蝶閥三維分離流動(dòng)的數(shù)值模擬研究[J].流體機(jī)械,2003,31(6):14-16.(ZHUGE Weilin,LIU Guanglin,JIANG Jin,et al.Numerical investigation on 3-D separate flow of butterfly valve[J].Fluid Machinery,2003,31(6): 14-16.(in Chinese))

[5]杜兆年,吳健.三偏心蝶閥的動(dòng)水力矩計(jì)算[J].甘肅工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2003,29(4):70-73.(DU Zhaonian,WU Jian.Evaluation of hydro-dynamic moment on tri-eccentric butterfly valve[J].Journal of Gansu University of Technology,2003,29 (4):70-73.(in Chinese))

[6]肖寧.蝶閥設(shè)計(jì)與選用[J].閥門,2005(5):39-41.(XIAO Ning.Approach to the designing and choosing of butterfly valves [J].Valve,2005(5):39-41.(in Chinese))

[7]楊宇茂.水輪機(jī)進(jìn)水蝶閥雙密封結(jié)構(gòu)分析[J].閥門,2009(3):44-45.(YANG Yumao.Structure analysis of dual-sealed turbine inlet butterfly valve[J].Valve,2009(3):44-45.(in Chinese))

[8]李正,高洪軍.出口伊朗大型水輪機(jī)蝶閥的結(jié)構(gòu)分析[J].大電機(jī)技術(shù),2003(5):36-39.(LI Zheng,GAO Hongjun.Structure analysis of large turbine butterfly valve exported to Iran[J].Large Electric Machine and Hydraulic Turbine,2003(5): 36-39.(in Chinese))

[9]鐘蘇.關(guān)于水輪機(jī)抗振與防裂紋設(shè)計(jì)的建議[J].水力發(fā)電,2005(2):54-57.(ZHONG Su.Suggestion on the design of the anti-vibration and crack-proof of turbine[J].Water Power,2005(2):54-57.(in Chinese))

[10]田樹棠,沙莉,苑連軍.公伯峽水電站穩(wěn)定性的優(yōu)化措施[J].大電機(jī)技術(shù),2003(2):49-53.(TIAN Shutang,SHA Li, YUAN Lianjun.Optimization measures of operating sealing for Gongboxia water power station[J].Large Electric Machine and Hydraulic Turbine,2003(2):49-53.(in Chinese))

[11]張東輝,周穎,練繼建.一種水電廠房振動(dòng)模態(tài)參數(shù)識(shí)別方法[J].振動(dòng)與沖擊,2007,26(5):115-118.(ZHANG Donghui, ZHOU Ying,LIAN Jijian.A method based on ARMA model for modal parameter identification of a power station[J].Journal of Vibration and Shock,2007,26(5):115-118.(in Chinese))

[12]RAO P S.A exact load flow method including second order teams in rectangular coordinates[J].IEEE Trans,1982:97-101.

[13]劉玉良,龍紹飛.衍射時(shí)差檢測(cè)技術(shù)在瀑布溝水電站水輪機(jī)蝸殼焊縫檢測(cè)中的應(yīng)用[J].水利水電科技進(jìn)展,2011,31 (增刊2):25-26.(LIU Yuliang,LONG Shaofei.Application of time of flight diffraction technique to test of weld joint of spiral case of water turbine at Pubugou Hydropower Station[J].Advance in Science and Technology of Water Resources,2011,31 (Sup2):25-26.(in Chinese))

[14]呂中亮,楊昌棋,安培文,等.多點(diǎn)激勵(lì)模態(tài)參數(shù)識(shí)別方法研究進(jìn)展[J].振動(dòng)與沖擊,2011,30(1):197-203.(LYU Zhongliang,YANG Changqi,AN Peiwen,et al.Progress on model parameter indentification with multiple-excitation[J].Journal of Vibration and shock,2011,30(1):197-203.(in Chinese))

[15]NETO A D A,SALTARA F.Study of stay vanes vortex-induced vibrations with different trailing-edge profiles using CFD[J].International Journal of Fluid Machinery and Systems,2009,2(4):363-374.

Analysis of cracks in butterfly valve of Francis turbine

LI Jianwei1,2,ZHONG Su1,WANG Zhiguo1,PANG Lijun1,JIA Wei1
(1.Strength and Vibration Research Department,Harbin Institute of Large Electrical Machinery, Harbin 150040,China; 2.State Key Laboratory of Hydropower Equipment,Harbin Institute of Large Electrical Machinery, Harbin 150040,China)

In order to explore the causes of the butterfly valve rib plate cracking of a turbine at a hydropower station,we calculated and anlayzed the strength and the vibration properties of the butterfly valve using the finite element software ANSYS.The strength analysis results show that the stress level of a 40-mm rib plate is very low.Obviously,high stress is not the reason for rib plate cracking.The results of modeling analysis show that the Karman vortices occurred at a 40-mm rib plate and a 90-mm cover plate.Referring to the results of FEM analysis, we conducted a site test for the butterfly valve at the hydropower station.The experimental results agreed with the calculated results.Hence,the cracks in the butterfly valve were caused by the Karman vortices.

butterfly valve;turbine structural crack;Karman vortices;structural strength

TK730

:A

:1000-1980(2014)05-0451-04

10.3876/j.issn.1000-1980.2014.05.014

2013-06 07

“十二五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃(2012BAF12B16-1)

李建偉(1983—),男,河南蘭考人,工程師,博士,主要從事水輪機(jī)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算及振動(dòng)測(cè)試、無(wú)損檢測(cè)等研究。E-mail: lijianwei27@163.com