厂顶溢流式水电站振源特性研究

练继建，张 龑，刘 昉，余晓华

(1.天津大学 水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072;2.中国水电顾问集团西北勘测设计研究院，西安 710065)

水电站采用灯泡贯流式机组的厂顶溢流式布置，是近年我国工程建设中新的结构型式。其泄洪表孔从厂房运行层与主机层间通过，排沙孔从水轮机流道侧壁通过。在泄洪表孔、排沙孔泄洪的同时，机组仍要运行发电，使厂房结构不仅成为贯流式机组支撑体，也成为泄流流激振动载体。机组运行及泄流诱发的厂坝振动，对结构运行稳定性及安全可靠性影响成为一项新的研究课题。

机组运行与泄流过程中引起厂房结构振动的动荷载种类较多，振动响应频率各不相同。在缺乏实测资料情况下，厂房振动中各种动荷载引起的动力响应程度难以可靠估计。以往多采用数值模拟结合模型试验，从机组运行及泄流等方面研究厂房振动特性［1－3］。而目前与此种型式类似的工程实例及振源研究成果尚少见。为此，本文据某水电站原型观测数据，对通频振动信号分析，获得各主要频带动力响应，探讨机组运行时各振源频率对厂房结构振动影响，并对各种动荷载作用效果进行评价，以期为设计、运行提供理论依据。

1 测点布置与工况说明

某水电站枢纽工程由河床式厂房、厂内泄洪表孔、泄水底孔、排沙孔及左右岸副坝等建筑物组成。电站在主河道布置五台贯流机组，单机容量48 MW，额定转速107.1 r/min，额定流量335 m3/s，额定水头16.1 m。厂房坝段为一机一缝，分别在1、3、4号机组坝段左侧设置排沙孔。五孔泄洪表孔布置在水轮发电机层上部，孔口宽度与流道宽度相同。

本试验在厂坝结构与表孔平板钢闸门上共布置43个振动位移传感器及4个脉动压力传感器。其中，振动位移传感器垂直方向布置在机组上下游侧盖板、管形座、厂房、导墙各断面及闸门测点，水平顺河向在上下游侧盖板、管形座、厂房内各断面、坝顶下游及闸门各测点，水平横河向在上游侧盖板、管形座、导墙各断面及坝顶下游各测点等结构较薄弱及敏感部位，脉动压力传感器布置在溢流表孔底板各断面。机组、厂房各结构见图1。

图1 4号厂房坝段及机组结构断面示意图Fig.1 The 4th powerhouse dam section and unit structure

原型观测共进行三种工况试验。工况一:4号机组运行，3号排沙孔关闭，表孔不泄洪变负荷运行试验;工况二:4号机组关闭(相邻机组运行)，3号排沙孔全开，表孔闸门逐渐开启试验;工况三:3号排沙孔全开，表孔局开2.6 m，4号机组变负荷运行试验。

2 振源频率理论及实测分析

2.1 振源理论计算

机组振动引起厂房结构振动的原因主要有水力、机械、电气三因素［6］。对灯泡贯流式机组而言，水力脉动引起的振动是机组振动主要原因，其表现形式为:①涡带振动，由尾水管中心附近产生具有某个边界层的旋转涡带产生;② 卡门涡，只在叶片形状及尺寸不适当时出现;③ 狭缝射流，由于转轮叶片工作面及背面存在压力差，在轮叶外缘与转轮室间狭窄缝隙中形成一股速度较高、压力较低的射流;④ 协联关系不正确，不仅使机组出力、转速发生振荡，且在水导轴承、组合轴承处引起轴向振动;⑤ 其他。机械引起的振动，主要由水轮机与发电机制造、安装误差所致。如轴线曲折、倾斜，推力轴承安装不良及导轴承间隙过大等。电磁振动主要由水轮发电机设计不合理或制造、安装不当产生的电磁力所致。水轮发电机运行时，因磁拉力、三相不平衡，推力瓦制造不良;发电机定子与转子气隙不对称及定子铁芯机座合缝不严等均会引起机组与机组支撑结构振动。

溢流式厂房泄流时动水荷载及脉动也会引发厂房振动。水舌冲击房顶脉动荷载优势频率较低，脉动能量分布在3 Hz以下［4］，漫湾厂顶挑越式水电站、新安江及修文溢流式水电站等原型观测数据表明，厂房顶脉动压力能量分布在 2 Hz以下［5－6］。

据已有理论成果［4－9］，获得该水电站厂房内机组运行主要振源频率见表1。

表1 振源类型及频率Tab.1 Vibration source types and frequencies

2.2 振源实测分析

经频谱分析，分别对各工况中测点振动信号主频出现次数进行统计，实测主频分布见图2～图4。

由三图看出，频率在 0 ～2 Hz、3.5 Hz、8.94 Hz倍频及80 Hz以上均有分布。其中8.94 Hz出现次数占各测点主频出现次数的半数以上。三种工况主要振源频率为 0.30 ～0.60 Hz、1.783 Hz、1.785 Hz、3.233 Hz、3.57 Hz、3.733 Hz、5.50 Hz、8.91 Hz、8.925 Hz、8.933 Hz、8.94 Hz、10.73 Hz、13.62 Hz、26.80 Hz、35.75 Hz、37.53 Hz、43.8 Hz、44.25 Hz、46.47 Hz、44.68 Hz、53.54 Hz、53.62 Hz、62.55 Hz、71.48 Hz、80.42 Hz、82.22 Hz、89.37 Hz、90.40 Hz、91.15 Hz等。

图2 工况一主频出现次数Fig.2 The number of dominant frequency appeared in the first condition

图3 工况二主频出现次数Fig.3 The number of dominant frequency appeared in the second condition

图4 工况三主频出现次数Fig.4 The number of dominant frequency appeared in the third condition

图5、图6为工况二与工况三的溢流表孔典型测点时程及频谱图。由二图看出，压力脉动频谱主峰分布在0.2 ～1.77 Hz之间。主要振源频率为0.20 Hz、0.28 Hz、0.30 Hz、0.33 Hz、0.38 Hz、0.42 Hz、0.47 Hz、0.50 Hz、0.53 Hz、0.60 Hz、0.72 Hz、0.73 Hz、0.78 Hz、0.93 Hz、1.02 Hz、1.18 Hz、1.40 Hz、1.77 Hz、1.92 Hz 等。与理论经验结果一致。

图5 工况二表孔A断面测点水压脉动时程及频谱曲线Fig.5 The pressure pulsation time line and the power spectral density curve of cross section A on surface hole in second condition

图6 工况三表孔C断面测点水压脉动时程及频谱曲线Fig.6 The pressure pulsation time line and the power spectral density curve of cross section C on surface hole in third condition

2.3 振源组成

由理论计算与实测分析知，影响厂房结构振动较大频率成分主要有低频、转频、倍频及狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率及倍频、高频等。

(1)低频成分。主要由机组运行的水力及泄流产生的水流脉动所致。而水力振动区尾水涡带摆动又是低频振源的主要成分。工况一实测低频振动在0.37～0.51 Hz范围内，约为转频的 1/5.0 ～1/3.0，属典型尾水涡带摆动频率;工况二、三的低频在0.20～2.12 Hz均有分布，除集中于0.37～0.59 Hz为尾水涡带及涡带倍频外，主要为水流脉动频率。其主要体现为:① 二、三工况机组上下游侧盖板各向振动、厂房结构垂向、闸门大开度时厂房其它部位，多为主频;② 各工况导墙上游断面测点各向振动，常为主频;③ 次频或更高阶频率几乎出现在二、三工况所有振动测点。

(2)转频及倍频成分。转频为机组旋转主频率。该水电站机组额定转速107.1 r/min，转频在1.785 Hz附近。分析发现，转频尤其2倍转频作为主频常出现在厂房各部位测点的各向振动中。

(3)狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率及倍频成分。据理论计算，该水电站狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率为8.925 Hz，属中频振动，并体现在各工况所有测点的各向振动中，常为主频。

(4)高频成分。本次测试中高频成分主要包括:82.64～89.23 Hz频率卡门涡引起的振动，并作为主频在各工况各测点中偶尔出现。

3 各种动荷载对厂房结构影响

3.1 主要测点振动峰值占各分频比重

本试验厂房结构振动测试选择厂房顶(厂房内高程1 732.00 m)上各断面测点，试验结果采用平稳随机过程95%置信度双幅值。以中间B断面测点为例，说明振动峰值时各分频所占的比重及对厂房结构影响。

负荷为48 MW时，水平顺河向振动值最大为1.98 μm。该点对应功率谱图主频为8.94 Hz，是狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率。由图7看出，该频率及倍频所占比例达64.8%，转频及倍频成分占14.1%，低频与高频成分占比重均小于10%。垂向振动最大值也出现在48 MW负荷工况，振幅1.59 μm，主频35.74 Hz的狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起振动频率倍频。由图8看出，该分频所占比例为71.4%，转频成分所占比例相对水平顺河向明显减少。总之，各分频能量对该工况水平顺河向与垂向影响基本一致。

4号表孔单独泄流时测点各向振动出现最大值频率比重见图9。水平顺河向振动最大值出现在闸门开度 5.5 m，振幅 2.32 μm，主频 6.05 Hz的水流中频脉动。由图9看出，狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率占比较大为45.1%，但相对机组单独运行工况时减少近20%。泄流引起的水流荷载频率使低频比重增加到12.8%。而转频及倍频在该工况所占比重明显增加。

垂向振动最大值在闸门开度9.5 m处，振幅1.79 μm，主频0.51 Hz的水流荷载脉动。由图10看出，虽泄流产生的水流脉动频率使低频比重增加到28.6%，狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率及倍频比重相对机组单独运行工况减少近30%，但仍为振动主要成分。

图7 工况一厂房B断面测点水平顺河向振动(48MW)Fig.7 The downriver vibration of the powerhouse cross section B in the first condition(48 MW)

图8 工况一厂房B断面测点垂向振动(48 MW)Fig.8 The vertical vibration of the powerhouse cross section B in the first condition(48 MW)

图9 工况二厂房B断面测点水平顺河向振动(局开5.5 m)Fig.19 The downriver vibration of the powerhouse cross section B in the second condition(partial gate opening 5.5 m)

图10 工况二断面厂房B断面测点垂向振动(局开9.5 m)Fig.10 The vertical vibration of the powerhouse cross section B in the second condition(partial gate opening 9.5 m)

图11 工况三B断面测点水平顺河向振动(24 MW、2.6 m)Fig.11 The downriver vibration of the powerhouse cross section B in the third condition(24 MW，2.6 m)

图12 工况三B断面测点垂向振动(24 MW、5.5 m)Fig.12 The vertical vibration of the powerhouse cross section B in the third condition(24 MW，5.5 m)

4号表孔与机组联合运行，水平顺河向振动最大值出现在负荷24 MW，幅值2.05 μm。由图11看出，主频8.91 Hz所在狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率及倍频比例为44.5%，与单独泄流工况时基本相同。涡带振动、水流脉动所在低频部分比重较前两工况有所增加，达25.7%，高频占比减到2.94%，转频所占比重与机组单独运行时相同。垂向振动最大值在负荷24 MW时，幅值1.52μm，主频为0.34 Hz的水流荷载脉动。主频所在低频占比25.6%，高于机组单独运行工况，低于单独泄流工况。狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率及倍频仍占较大比例，各项分频比重与垂向基本相同。

由图12看出，单独泄流工况水轮机狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率所占比例仍大于水流荷载为主的低频比例。以上分析表明，虽泄流产生的水流脉动对厂房各向振动有一定影响，但机组振动产生的狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动是厂房结构振动主要能量来源。

3.2 各种工况下分频引起的振动

设某工况下分频振动所占总振动能量为:

其中:e为各分频振动能量，E为振动总能量。将xi划分为0 ～ 0.1，0.1 ～ 0.2，...，0.9 ～ 1.0 十个区间段，对所有工况xi进行分析统计，获得各区间内总数si。则该段能量区间工况测点数占总统计工况测点数百分比为:

其中:m为总统计工况测点数。图15～图20仅给出三种工况低频及狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率及倍频统计结果，并采用标准差(振动位移瞬时值采样所得表征动位移序列偏离均值程度的统计参数)进行能量表征。

由图13、图14看出，机组单独运行工况，狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动所占分频能量百分比加权最大，80%测点该段分频占振动总能量比重在0.5～0.8之间，而90%测点其余各分频成分占振动总能量比重在0～0.2之间。对引起振动幅值的绝对值水平向振动，通频振动标准差为1.07 μm，不同负荷工况，由狭缝射流等引起的振动最大，标准差最大值为0.55 μm，转频及倍频引起振动次之，为0.24 μm，低频引起的振动振幅为 0.18 μm，高频引起的振动最小，仅0.08 μm;对垂向振动，通频振动标准差为0.64 μm，狭缝射流等引起的振动标准差最大值为0.44 μm，其它频率引起的振动最大标准差不超过0.10 μm。

图13 工况一低频成分比重Fig.13 The low frequency proportion in the first condition

图14 工况一狭缝射流、转轮叶片振动等成分比重Fig.14 The slot jet impingement，the vibration of runner blade proportion in the first condition

图15 工况二低频成分比重Fig.15 The low frequency proportion in the second condition

图16 工况二狭缝射流、转轮叶片振动等成分比重Fig.16 The slot jet impingement，the vibration of runner blade proportion in the second condition

图17 工况三低频成分比重Fig.17 The low frequency proportion in the third condition

图18 工况三狭缝射流、转轮叶片振动等成分比重Fig.18 The slot jet impingement，the vibration of runner blade proportion in the third condition

由图15、图16看出，单独泄流工况中，由于泄流产生水流脉动，低频所占比重有所增加，0.1～0.2区间内的测点数减少到70%，0.4～0.6区间的测点超过了10%。但是，狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动所占分频能量的百分比加权仍然最大，近55%的测点集中在0.5～0.7区间，其他频率在0～0.2区间的测点数仍在90%左右。从引起振动幅值的绝对值情况来看，对于水平向振动，通频振动标准差为1.14 μm，由狭缝射流等引起的振动最大，标准差最值为0.86 μm，转频及其倍频引起振动次之，为0.32 μm，低频为0.29 μm;从垂向振动来看，通频振动标准差为0.61 μm，狭缝射流等引起的振动标准差最大值为0.50 μm，低频为0.40 μm，其它频率引起的振动在 0.1 μm左右。

由图17、图18看出，4号表孔与机组联合运行工况各分频能量加权比重与单独泄流工况相似。对引起振动幅值的绝对值的水平向振动，通频振动标准差为1.07 μm，各工况下，由狭缝射流等引起的振动最大，标准差最大值 0.73 μm，低频引起的振动次之，0.27 μm;对垂向振动，通频振动标准差为0.82 μm，狭缝射流等引起的振动标准差最大值为0.57 μm，低频为0.32 μm，其它频率引起的振动最大标准差在0.1 μm左右。

由各分频能量对总振动响应的贡献分析看出，机组单独运行工况，80%测点狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动所产生的能量占振动总能量比重在0.5～0.8区间，其余工况也有50%以上测点在该区间。而泄流产生的能量对厂房振动总能量贡献有限，单独泄流工况与4号表孔及机组联合运行工况70%以上测点低频成分所占比重在0～0.2区间内。

对振动标准差，由各分频在三种工况狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的水平向振动标准差差别不大，工况二、三低频成分振动标准差数值相近，且大于机组单独运行工况该频率振动标准差。垂向振动各分频标准差联合工况数值最大，单独泄流工况次之，机组单独运行工况最小。对原始信号而言，水平向振动，泄流工况与4号表孔和机组联合运行工况振动标准差相似，机组单独运行工况最小，垂向振动幅值各工况差别不大。

以上现象说明:泄流使厂房水平向及垂向振动加剧，但机组振动仍为厂房各向振动主要振源;泄流工况4号机组关闭，但相邻机组运行，说明相邻机组传递到4号机组的振动大于泄流所致厂房振动。

3.3 分频振动随负荷变化

厂房顶(厂房内1 732.00 m高程)B断面测点各向通频振动信号、低频及狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率及倍频随负荷及闸门开度的变化曲线见图19～图24。

图19 工况一各振源成分引起水平顺向振动Fig.19 The downriver vibration induced by different vibration sources in the first condition

图20 工况一各振源成分引起垂向振动Fig.20 Vertical vibration induced by different vibration sources in the first condition

图21 工况二各振源成分引起水平顺向振动Fig.21 The downriver vibration induced by different vibration sources in the second condition

图22 工况二各振源成分引起垂向振动Fig.22 Vertical vibration induced by different vibration sources in the second condition

图23 工况三各振源成分引起水平顺向振动Fig.23 The downriver vibration induced by different vibration sources in the third condition

图24 工况三各振源成分引起垂向振动Fig.24 Vertical vibration induced by different vibration sources in the third condition

由以上诸图看出，机组单独运行工况，狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动分量较大，引起的厂房结构各向振动随负荷变化与通频振动变化规律基本相同。低频振动分量幅值较小，约0.1 μm，随负荷变化规律性差。其它分频振动分量标准差低于0.1 μm。转频分量引起各向振动变化规律较差，高频成分变化规律较好。

单独泄流工况狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动标准差大于其它振动标准差，引起的各向振动随闸门开度变化规律与通频振动变化规律基本相同。低频振动分量幅值有所增加，但随闸门开度变化规律性仍较差。其余分频振动分量低于0.1 μm。转频分量引起的各向振动规律与通频振动规律相似，高频成分变化规律较差。

4号表孔与机组联合运行时，各分频振动标准差幅值大小与前两工况相近。区别在于水平顺河向各分频引起振动变化规律均与通频振动随负荷变化规律相似，差别较其它工况小。垂向中除转频及倍频，其余分频变化规律与通频振动有所不同，尤其在狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动频率区及低频区更明显。

通过对该水电站原型观测资料分析知，单独泄流工况中，对该电站厂房结构振动影响最大的是机组运行产生的狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动，而泄流产生的水流脉动虽有影响，但极有限，因单独泄流工况4号机组停机，但相邻机组仍在运行。而相邻机组振动对厂房结构影响远大于4号表孔泄流本身对厂房结构产生的影响，即泄流对厂房振动影响较有限。

4 结论

(1)水平顺河向以及垂向三个工况主要测点振动达最大值时，各分频中狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起的振动占比重最大，达71.4%;

(2)分频中狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起振动的作用最强烈，振动能量在大部分情况下占振动总能量的50% ～70%，而其它频率成分大部分占总能量10%～20% 以内;

(3)从各分频振动随负荷及闸门开度变化看出，多数情况下，狭缝射流、转轮叶片振动与协联关系不正确引起振动随负荷的变化与通频振动变化规律相似，且振动幅值整体高于其它分频振动幅值;

(4)动水压力诱发厂房振动较微弱，对厂房结构运行与安全不会产生大的影响。

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