水轮机导叶（共6篇）
水轮机导叶 篇1
我国河流的特点之一是含沙量大, 水流空蚀与泥沙磨损的联合作用对水轮机过流部件产生的磨蚀破坏十分严重。这里针对导叶磨蚀问题, 展开了“导叶表面涂层抗磨蚀性能模型试验”研究工作。
1 磨蚀破坏机理研究
空蚀和磨损是影响水电厂安全运行的重大问题之一, 在多泥沙条件下, 水轮机运行时磨损和空蚀总是同时存在, 且相互促进, 加剧破坏程度。因此, 又可称为磨蚀。
当水流含有泥沙颗粒时, 改变了水的物化特性和流动性, 主要表现为水的容积强度降低, 从而减少水的抗断裂性, 使空化空泡产生的几率增加, 含沙水流由于泥沙颗粒挟带气泡植入水中也增加水流中的气核。当压力降低到气化压力时就会产生空穴泡, 促使初生空蚀提前发生, 恶化了过流部件的空化性能。国内外学者的许多模拟试验研究表明, 在相同工况下含沙水流空蚀 (又称浑水空蚀) 强度是清水空蚀强度的4～6倍。
在水轮机过流部件的磨蚀破坏过程中, 当水流中气泡爆裂产生的带有巨大冲击波的微射流射到泥沙颗粒时, 就使得泥沙颗粒从微射流得到了速度。受到微射流冲击的泥沙颗粒由于微射流的速度远大于悬移质的速度, 所以泥沙颗粒一般是以旋转状态沿着接近微射流的方向高速前进, 旋转着的高速沙粒与边壁相遇时, 金属材料除了受空化产生的脉冲式法向应力的重复作用外, 还受泥沙颗粒的非法向力的切削作用。材料表面气泡溃灭时产生的微射流除直接蚀损材料外, 还以冲击波的形式作用于泥沙颗粒, 极大地增加了泥沙颗粒的冲击速度, 提高了对材料的切削作用, 致使材料表面出现麻点、麻面、凹坑, 甚至使泥沙颗粒嵌入材料表面形成凹凸不平, 从而改变材料表面的平整度。当沙粒有锐利的棱角时, 其切削作用则更加明显。这种切削作用使得材料表面的氧化膜不断受到冲击而产生崩落, 进而引起水中腐蚀性介质对材料表面的进一步侵蚀。
在水轮机运行过程中, 若空蚀过程得不到控制, 不仅会使水轮机出现严重的振动、噪音和效率下降, 更严重的是将对材料产生破坏。含有泥沙的水流会对过流部件造成磨损, 这种磨损一般是机械作用与化学作用组合的结果。对混流式水轮机而言, 磨损部位主要有转轮叶片、上冠下环内表面、抗磨板、导叶及尾水管里衬。泥沙颗粒长期破坏金属表面, 加剧了局部空蚀的发生引起材料的破坏。
2 金属表面防护新技术
随着科学技术的进步, 一些新技术, 新工艺应用于水轮机过流部件表面防护。具有代表性的是:ARC高含量陶瓷涂层和金属材料表面纳米化处理。
2.1 ARC高含量陶瓷涂层技术
ARC高含量陶瓷涂层是一种国际上最先进的材料保护技术, 由高含量高质量的陶瓷粒子及多种少量高分子合成物质组成。现场合成后的涂层具有陶瓷本体具有抗冲击抗磨蚀抗腐蚀能力, 同时因为其在介质表面反应成型, 又克服了传统陶瓷施工困难的问题。因此是一种介于传统陶瓷与现代涂料之间的一种复合型材料保护技术。该材料具有超过材料本身的良好的化学耐受性和优异的机械物理性能。应用于重磨蚀, 重腐蚀及重磨蚀的材料保护。可提升设备表面性能, 解决磨蚀、空蚀、腐蚀等长期困扰设备运行的问题。ARC高含量陶瓷由高含量陶瓷粒子增强物与100%非收缩性基础物合成, 具有卓越的抗磨蚀性能和优秀的抗冲击性能, 且现场施工容易成型, 具有超强的附着力。
2.2 金属材料表面纳米化技术
金属材料表面纳米化即利用各种物理或化学方法将材料的表层晶粒细化至纳米量级, 制备出具有纳米结构的表层, 但是基体仍然保持原有的粗晶状态, 借以改善和提高材料的表而性能, 如疲劳强度、抗蚀性和耐磨性等。表面纳米晶组织与基体之间不存在明显的界面, 不会发生剥层和分离。金属材料表面纳米化既适用于材料的整体, 又可用于局部的表面性能的改良。
金属材料表面纳米化有多种技术, 如预应力喷丸处理, 纳米热喷涂, 表面机械研磨和表面化学处理等, 但这些技术都很难在现场施工。
3 模型试验
对水轮机磨蚀的常用研究方法有理论分析、数值计算和模型试验。由于磨蚀机理十分复杂, 采用理论分析和数值计算的结果是否正确, 只有用模型试验来检验。试验测量方法所得到的试验结果真实可信, 它是理论分析和数值计算的基础, 其重要性不容低估。为了给水轮机过流部件的防护提供一个较科学的依据, 我们开展了这次模型试验。
3.1 模型试验原理
当水流挟带悬移质泥沙和推移质泥沙运动时, 具有一定动能的硬质沙粒对水力机械过流部件表面反复冲击和切削, 与此同时高速水流在沿程压强变化的场合形成的空泡在压强高的区域破灭产生很大的冲击压强, 冲击过流部件表面, 这些所造成过流部件表面的破坏称为磨蚀。它包括水流中固体颗粒直接造成的磨损和空化空泡溃灭在水力机械表面引起的空蚀破坏这两种不同的破坏过程。
研究表明, 磨蚀强度与水流速度、含沙量、过流部件的材质等有关, 可以用下列公式表示:
式中:W/t为磨蚀速率或磨蚀强度;K为与材质、泥沙特性、加工条件等有关综合系数;v为水流相对速度, m/s;m为速度指数, 在2～4之间;S为含沙量, kg/m3; n为含沙浓度指数, 一般在0.6～1.0之间。
有关固-液两相介质的磨蚀试验装置有很多, 如旋转试验机、管流式试验装置、石英沙浆冲蚀磨蚀试验机、卧式泥沙磨蚀试验机、高频振荡磨蚀试验装置等。这类装置的特点是设备资金投入大, 结构复杂, 夹具等部件磨耗较严重, 运行成本较高, 操作不够简便。
为尽量模拟实际水轮机运行中导叶绕流的水流状态, 本试验专门设计了导叶试验段如图1所示。
进入导叶试验段前, 试验流道呈收缩状, 类似于水轮机导水机构和转轮叶栅流道, 作用在试件表面上的含沙水流的流动状态与真机水流条件相似, 故磨蚀试验结果更接近真机实际磨蚀状态。
模型导叶2个一组平行固定在导叶试验段中, 高速水流绕流导叶, 模拟水轮机导水机构中的水流运动。导叶头部与前方来流的夹角约为4～5°, 以此模拟水轮机非最优工况, 并试验此时泥沙磨损和空蚀的联合作用对导叶的破坏。
3.2 模型试验装置
本模型试验装置包括水箱, 管道, 阀门, 水泵, 流量计, 导叶试验段和其他辅助设备。
3.3 模型试验试件
为了便于研究磨蚀情况, 设计了模型试验用的导叶试件:①加大导叶宽度使其尽量有更多的过流表面, 这样便于观察磨蚀情况;②减小导叶高度, 使导叶试验段的净过流断面尽量减小, 这样有利于提高导叶绕流流速。
模型导叶的材料为钢铸件, 长为100 mm, 高为70 mm试验模型导叶A (按试验累计时间不同又区别为A-1和A-2) 的表面覆盖了ARC890EN高含量陶瓷涂层, 涂层厚度约为6 mm;试验模型导叶B进行金属材料表面纳米化处理。
3.4 模型试验工况与试验参数
上述2种不同表面防护材料的模型试件在同一试验装置上进行试验, 平行安放在导叶试验段中, 导叶与水流的夹角约为4～5°。导叶试验段最大过流量约为180 L/s, 导叶绕流最高流速约为16 m/s。
试验用沙为普通河沙, 其矿物成分主要由石英、长石和硬矿物组成, 与长江泥沙类似。根据长江科学院的泥沙资料, 为加速磨蚀, 更好地比对和检验防护效果, 试验加大泥沙颗粒直径 (泥沙粒度见表1) , 同时, 试验中采用了较大的含沙量, 约为12 kg/m3。为保证沙粒的磨蚀能力, 每24 h换1次新砂。
试验首先在清水中进行, 然后加入沙进行浑水试验。累计试验时间如下。
清水试验:模型导叶A, 累计运行48 h;模型导叶B, 累计运行48 h。
浑水试验:模型导叶A-1, 累计运行48 h;模型导叶A-2, 累计运行72 h;模型导叶B, 累计运行48 h。
4 试验结果
关于磨蚀的评判标准, 国内外研究学者通常都采用体积法或重量法, 即测量试件在一定时间内冲刷前后体积或重量损失的数量用以判断材料的耐磨能力, 或者以试件磨蚀深度来表征试件的磨蚀量。但在本试验中, 模型导叶A的表面涂层比较粗糙, 而且还刷了一层油漆;模型导叶B表面十分坚硬, 浑水试验后试件表面几乎没有留下磨蚀痕迹。因此, 通常的评判方法难以奏效。本试验采用直接观察的方法, 即每轮试验中, 试件安放的位置是固定的, 根据单个试件材料的磨蚀程度与原状相互比较, 来反映材料的泥沙磨蚀性能。
观察模型导叶A, 在导叶头部和导叶侧面出现了较为明显的灰暗无光泽的大小蜂窝, 这是典型的空化空蚀的特征。因此本试验中已经出现了空化空蚀, 导叶的破坏是泥沙磨蚀和空化空蚀联合作用下的磨蚀破坏。
比较模型导叶A-1和A-2, 磨蚀量随着磨蚀运行时间增加, 并且有加剧破坏的趋势。
模型导叶A在试验中没有出现涂层成片脱落现象。涂层与母材结合紧密。由于模型导叶A表面有高含量陶瓷涂层, 因此磨蚀痕迹与金属大不相同。
模型导叶B表面硬度高, 基本上看不出磨痕或划痕。
5 试验结果分析
模型导叶A-1, 经过累计磨蚀试验48 h后, 表面磨蚀比较明显, 特别是导叶头部, 直接受到含沙水流的冲击和空蚀作用, 表面涂层有些脱落。
模型导叶A-2, 经过累计磨蚀试验72 h后, 表面磨蚀更加明显, 无论是磨蚀面积还是磨蚀深度, 都有加剧破坏的趋势。导叶头部的涂层脱落较严重, 表面凸凹不平, 最大凹陷深度约1 mm。
含沙水流绕流壁面因各种水力参数差异形成不同的流动状态, 这样被夹带的沙粒受流场和自身尺度及容重不同也有着不同的运动规律, 显然对壁面的作用方式和造成壁面材料的流失贡献也是不同的。
水流在导叶两侧的流动接近于平顺的平板绕流, 沿流向压力梯度和速度梯度变化都比较平缓, 形成了较稳定的边界层流场。因此, 模型导叶A两侧的磨蚀比较平滑, 略微呈现出波浪状。但在导叶头部, 受含沙水流直接冲击, 没有形成边界层。因此, 模型导叶A头部出现了较为严重的沟槽状磨痕。
模型导叶B, 经过累计磨蚀试验48 h后, 基本上看不出有表面磨痕或划痕, 只是导叶表面的光泽明显变暗, 包括导叶头部也是这样。主要原因可能有:①材料表面坚硬 (试验中曾经试图在导叶B上钻个小孔以便于固定, 但钻头根本钻不进去) ;②磨蚀运行时间还不够长。
在进行清水试验时, 导叶试验段空化现象不十分明显 (气泡产生不多) , 运行24 h后, 试验导叶没有遭到任何磨蚀和破坏。但在进行浑水试验时, 可明显观察到导叶附近伴有气泡出现, 可以判定在那里伴随产生了空化和空蚀, 从试验导叶磨蚀的状况也能说明这一点。显然在含沙水流中, 模型导叶受到了泥沙磨蚀和空蚀的联合侵蚀。
除了导叶头部和两侧外, 导叶的上、下端部也产生了破坏, 判断主要是间隙空蚀和泥沙磨蚀造成。
6 结 语
根据试验结果, 金属材料表面纳米化和高含量陶瓷涂层相比, 前者抗磨蚀的性能较后者更强。高含量陶瓷涂层与母材的粘结牢固, 没有出现涂层大块脱落和裂缝现象。
摘要：针对水轮机过流部件的磨蚀破坏问题设计了模型试验。采用ARC高含量陶瓷涂层材料和金属材料表面纳米化技术进行水轮机导叶浑水冲击模型试验。金属材料表面纳米化和ARC高含量陶瓷涂层相比, 前者抗磨蚀的性能较后者更强。高含量陶瓷涂层与母材的粘结牢固, 没有出现涂层大块脱落和裂缝现象。试验结果对水电站水轮机的磨蚀防护有重要的参考价值。
关键词：水轮机,过流部件,导叶,磨蚀,ARC,纳米技术
参考文献
[1]于波, 肖惠民.水轮机原理与运行[M].北京:中国电力出版社, 2008:39-42.
[2]王志高.我国水机磨蚀的现状和防护措施的进展[J].水利水电工程设计, 2002, 21 (3) :1-4.
[3]陈莹, 陈德新, 崔旭东.多泥沙河流水轮机磨蚀的防护技术[J].华北水利水电学院学报, 2006, 27 (2) :60-62.
[4]陈晓山, 刘小兵.含沙水中金属材质的耐磨研究[J].水动力学研究与进展, 2003, 18 (5) :667-670.
[5]解建军, 龙建明.我国水轮机磨蚀研究及防护、治理技术的进展[J].中国农村水利水电, 2007, (6) :137-139.
水轮机导叶 篇2
不锈钢活动导叶是水轮发电机导水机构重要部件, 通常为马氏体不锈钢整铸成型, 质量要求高。随着铸件尺寸及重量的增大, 出现重大缺陷返修的机率增高。虽然该类铸件可用焊接方法进行修复, 但铸件从本质上与型材存在较大差异, 因此铸件修复过程中应充分考虑母材的特点, 综合各种因素, 从而制定出最合理的修复方案, 满足质量与进度要求。
2 中型不锈钢活动导叶特点
不锈钢整铸活动导叶通常为板-杆连接结构 (见示意图) , 中间板体由下至上逐渐增厚, 两端分别连接长、短圆轴, 长短轴直径与板体厚度相差较大。中型不锈钢导叶总长约4000mm, 轴径约500mm, 重量约5吨。铸造时高飞板体与长轴中部设置冒口进行补缩, 冒口需进行热割去除。
3 不锈钢活动导叶常见的三类缺陷
3.1 裂纹:
铸件本体、本体与冒口之间壁厚相差悬殊, 易在冒口侧及导叶轴颈处出现长而粗的裂纹。
3.2 缩松:
实际生产过程中, 当铸件钢水不足或冒口设计不当时, 冒口下或轴颈处易出现缩松缺陷。通常肉眼不可见, 但无损检测时不合格。
3.3 变形:
导叶为长形板杆结构, 随着总长的增加, 极易产生出现挠曲变形, 即板体或长轴出现局部缺肉无加工量。铸件凝固过程中不均衡的热胀冷缩;热割冒口;热处理摆放等因素均是造成铸件变形的原因。
4 修复工作前的准备工作
修复前应进行以下工作, 为制定恰当的修复方案作准备:查阅图纸和铸造工艺、查阅铸件过程记录、查阅铸件理化性能及无损探伤报告、现场查看缺陷形状出现位置等, 仔细分析缺陷的成因, 预测缺陷的严重程度。
5 裂纹及缩松松缺陷的修复
5.1 缺陷的清除
裂纹及缩松类缺陷宜用挖补法进行修复。在实际修复过程中, 清除缺陷往往占用50%以上的周期, 需进行多次重复性工作。因此, 如何进行清缺是影响整个修复进度的关键。缺陷清除应遵循尽量一次清除到位、减少焊补量、凹坑形状满足焊接操作要求的原则。以碳弧气刨、气割加砂轮打磨三种方式最为常见。若采用吹刨或气割去除缺陷, 则需再用砂轮将凹坑打磨光滑, 用渗透或磁粉探伤进行检测确认所有缺陷均已清除干净。
5.1.1 裂纹缺陷清除
砂轮打磨是清除裂纹的最好方式, 不易造成裂纹延展, 但劳动强度高、效率低, 打磨的最大深度有限, 适合短浅裂纹清除。而活动导叶的裂纹多数发生在应力集中的轴颈或截面变化大的冒口补贴两侧, 长且粗, 深度较深。宜采用碳弧气刨在预热状态下进行吹除, 吹除方向应与延伸方向相反。在实际生产中发现, 大型裂纹, 特别是裂纹倾向较大马氏体不锈钢铸件, 若只是在预热状态下用碳弧气刨进行吹除, 虽然在吹刨过程中目测已吹清, 但在冷却过程中多次出现再次开裂并延伸扩展的现象。造成这种现象的原因有多种, 如:铸件热处理不足有残余应力, 铸件在下序加工过程中形成切削应力等。此类铸件返修时应先进行一次消除应力热处理将有利于裂纹的去除, 减少铲挖量, 提高处理效率。
5.1.2 缩松缺陷的清除
当铸件无损检测及综合其它因素判定有缩松缺陷时, 根据铸件凝固原理, 该缺陷多位于铸件芯部, 深度较深。实际生产过程中, 曾批量在板体补贴位置出现大面积缩松缺陷, 渗透探伤显示为数量较多的冰花状缺陷, 经反复吹刨、打磨均不能有效地清除缺陷。经反复论证及计算后, 采用气割将板体缺陷区域全部切除, 根据导叶板体线型另外制作镶块进行组焊, 并采取相应的手段保证导叶板体型线及组焊质量。此方法工作量较大, 但在处理批量性缺陷时仍不失为有效方法。
5.2 缺陷的修复
因清除缺陷出现的凹坑一般采用手工电弧焊或熔化极氩弧焊进行补焊。
5.2.1 防变形措施
当缺陷发生在板体中间、长轴轴颈处, 采用碳弧气刨、气割等方式去除时, 均应在缺陷清理前于板体或板体与长轴之间焊防变形筋, 直到消除应力热处理后去除。
5.2.2 焊前预热
不锈钢焊前应进行100℃以上的预热, 可减小冷却速度和焊接应力, 防止铸件变形及焊缝热裂纹。
5.2.3 焊材选择
水轮机活动导叶通常耐汽蚀和抗磨性能较好的高强马氏体不锈钢。为保证焊缝强度及使用要求, 应选用与母材同类型的焊接材料。
5.2.4 焊接工艺参数
焊接工艺参数根据缺陷类型、大小、凹坑所在位置、焊接位置、焊接材料等来确定。在安全操作的前提下, 应尽量采用平焊位, 方便操作及观察。根据该材料的WPS选择电流、电压、速度、层间温度等保证焊缝内在质量。
5.2.5 补焊过程中质量控制
补焊过程中, 焊缝区域应保持在预热温度以上, 除第一层及最末一层焊缝外, 均应逐层锤击。若补焊面积较大、深度较深并处于应力集中区, 则应在焊至总量一半时做进行一次消除应力热处理。
5.2.6 焊后热处理
属于重大缺陷的焊补结束后降温至100℃左右进行消除应力热处理, 最高温度应比全过程热处理回火段最高温度略低, 不改变铸件母材的力学性能。
5.2.7 焊后无损探伤检测
热处理之后在热状态下采用碳弧气刨吹平焊缝, 去除防变形筋。冷却至室温后采用砂轮打磨, 按图纸标准进行无损探伤检测, 保证补焊合格。
6 导叶变形的修复
导叶发生变形时应首先考虑使用冷校形法, 如使用油压机进行校正, 适合板体位置发生的变形。若长轴发生变形则可用火焰局部加热进行校形, 加热部位应在长轴变形的起点, 即在板体与长轴相贯处、长轴轴颈处进行加热, 利用不均匀的热胀冷缩校形。最后再采用补焊的方法对局部小量缺肉进行校正。
7 结束语
综上所述, 若要同时满足生产周期和质量要求, 经济高效地修复导叶应:
7.1 做好修复前的各种准备工作, 收集理化性能、加工状态、质量要求、铸造过程等相关信息。
7.2 根据缺陷类型、呈现的状态及所在部位, 选择最有效的缺陷清除方式, 缺陷清除工作的质量与效率, 是整个缺陷修复工作的关键。
7.3 注意采取防变形措施。
7.4 同材质焊材保证铸件的使用要求, 充分使用无损检测及消除应力热处理是保证焊接质量的重要手段。
摘要：不锈钢活动导叶常由于裂纹、疏松、变形等问题进行返修, 由于导叶结构、材料、质量要求等因素, 造成该类铸件修复时间长、成本高。文章针对不锈钢活动导叶最难修复的三类缺陷探讨经济有效的修复工艺方法, 同时满足质量与生产进度要求。
水轮机导叶 篇3
某水电厂为百万千瓦级水电站, 其中3号机组容量为25万k W, 2014年该机组大修期间, 需更换24根水轮机导叶套筒, 规格为:φ200×25mm。导叶套筒的主要作用是固定导叶轴心, 防止水流进入水车室内, 并能起到密封作用, 其结构和质量的优劣对设备的安全以及机组安全稳定运行有重要影响。
首先对新入厂的24根导叶套筒进行了磁粉检测, 发现其中3根表面存在裂纹。铸钢件的表面缺陷往往是内部缺陷的外部表现, 因此对表面探伤未发现缺陷的导叶套筒依据GB/T723.1-2009《铸钢件超声波检测-第1部分:一般用途铸钢件》进行了超声波检测, 发现其余21根导叶套筒除了5根无超标缺陷外, 其他16根套筒均存在大面积缺陷, 表现为超声波底波消失, 无缺陷波, 且缺陷区域大致都在导叶套筒的同一位置 (如图1所示) 。依据上述超声波检测标准, 将间距小于25mm的显示作为一个缺陷, 以套筒外层缺陷的总面积进行质量等级评定, 其中5根属于严重超标缺陷 (见表1) 。
2 铸钢件的特点和主要缺陷
2.1 铸钢件的特点
铸件是将金属或者合金溶化后注入铸模中冷却凝固而成的。
2.1.1 组织不均匀
液态金属注入铸模后, 与模壁首先接触的液态金属因温度下降更快且模壁有大量固态微粒形成晶核, 因此很快凝固成为较细晶粒。随着与模壁距离的增加, 模壁影响逐渐减弱, 冷却凝固缓慢, 形成的晶粒就比较粗大了。造成了铸件组织上不均匀。
2.1.2 组织不致密
液态金属的结晶是以树枝状生长方式进行的, 树枝间的液态金属最后会凝固, 但树枝间很难被金属液体全部填满, 这就造成了铸件普遍存在不致密性。
2.1.3 表面粗糙, 形状复杂
铸件是一次浇铸成形的, 形状往往复杂且不规则, 表面也难也加工。
2.2 铸钢件主要存在缺陷种类
铸件中的缺陷, 多数呈有一定体积, 常有多种形状和性质的缺陷混在一起, 形状复杂、无明显方向, 但出现部位有一定规律。
2.2.1 缩孔与疏松
属于孔洞类缺陷, 是液态金属在冷却凝固时体积收缩得不到补充而形成的;
2.2.2 裂纹、冷隔、白点
属于裂纹冷隔类缺陷;由于应力等原因, 裂纹多出现于冷却速度快、几何形状复杂、截面尺寸变化大的铸件中, 是具有危险性的缺陷。
2.2.3 夹杂类缺陷以及成分类缺陷 (偏析)
铸件冶炼过程中金属成分中的一些成分的添加料未完全溶化而残留下来形成金属夹杂物;冶炼过程中或金属的溶化过程中因成分分布不均会形成偏析, 有偏析的区域其力学性能有别于整个金属基体的力学性能。
2.3 铸钢件超声波检测的特点
2.3.1 超声波在检测铸钢件时经常出现的问题
穿透性差、声耦合性差、草状杂波干扰严重。在用较高频率的探头探伤时, 仪器上会出现杂乱的反射波, 妨碍对缺陷的判别。所以在对铸钢件超声波检测时很难从波形和反射当量上对内部缺陷进行定性、定量。
2.3.2 可能造成超声波底波消失的原因
工件上下表面不平;工件中存在大面积倾斜缺陷;近表面有大面积缺陷;工件中有大面积缩孔与疏松的孔洞类缺陷;操作方法不当或者探头选取不当等。
2.3.3 超声波探头参数的选取
在对铸钢件进行超声波检测时, 因晶粒粗大, 选用较高的频率时, 超声波波长较短, 会产生漫反射, 衰减严重, 宜选用较低的频率, 一般的原则是以纵波直探头为主, 而纵波双晶探头和横波斜探头做辅助 (检测时应根据工件形状和缺陷的类型来选择斜探头和直探头, 斜探头主要用于与表面有一定角度的缺陷) 。探头频率为1~5MHz, 纵波直探头的直径为φ10~30mm, 横波斜探头的折射角为45°、60°、70°。
3 现场检测及缺陷分析
在对导叶套筒进行检测时, 因套筒外径较小选用的探头参数为2.5Pφ14纵波单晶直探头。导叶套筒表面已经粗加工, 光洁度符合探伤要求, 耦合剂为较粘稠的机油。
考虑到衰减的因素, 检测前在导叶套筒表面无缺陷处选取3点进行声透性测试, 测出底波B1与B2的平均d B差为3d B, 说明导叶套筒材料对声能衰减并不严重, 对检测结果影响不大。同时在此区域对材料的声速进行了测定, 声速为:5957m/s。
a.无缺陷处波形;b.缺陷边界处底波c.底波完全消失且无缺陷波
基准灵敏度为一次底波调整至满屏的80%, 扫查灵敏度为基准灵敏度增益6d B。检测时探头轴向和径向扫查发现有底波突然消失而且未出现缺陷波的现象, 在重复检查了底波消失区域, 排除了可能存在接触不良、耦合剂不足或工件结构造成的原因后, 采用一次底波6d B法进一步对该区域的边界进行了标定, 发现该区域面积较大。随后在对其余导叶套筒进行检测时发现其中15根均存在一处大面积使底波消失的区域 (如图2所示) , 且该区域在导叶套筒上的位置大致相同。在对该区域用2.5PK2横波斜探头检测时同样未发现缺陷波和反射底波, 排除了可能存在与表面有一定角度的面积性缺陷。
对出厂资料进行了审查, 该批次导叶套筒是由一家规模较小的钢铁加工厂制造而成, 厂家在铸造导叶套筒时没有任何技术资料, 只是根据水电厂提供的一些简单的技术参数和简图而生产, 所以可能在铸造过程中技术要求不严。同时小规模的钢铁铸造厂本身存在着设备落后, 技术水平有限, 对此类铸钢工件的工艺也无法达到要求。导叶套筒在出厂之前未做任何出厂检验, 也是造成该批导叶套筒缺陷较多的原因。
4结论
对于厚度小的、形状较为规则的铸钢件来说射线检测效果最好, 它能够得到反映内部缺陷种类、形状、大小和分布情况的直观图像。但对于较厚的铸钢件来说, 检验其内部缺陷时最方便, 最经济的方法还是超声波检测, 超声检测可以比较精确地测出内部缺陷的位置、当量大小和分布情况。检测前对于工件的结构, 制造工艺要有充分的了解, 选用正确的检测参数和检测标准, 检测中的数据综合分析、比较, 尤为重要。该水电厂导叶套筒中所出现的缺陷与铸造厂的铸造工艺有很大的关系, 工件中出现的大面积疏松缺陷也是铸钢件常见缺陷, 对于存在缺陷但不超标的导叶套筒, 考虑到经济、运行参数等原因可以在使用时加强监督, 缺陷超标的, 因面积较大, 会在机组运行过程中埋下隐患, 严重影响机组安全稳定运行, 危害性非常大, 建议更换。
参考文献
[1]郑晖.林树青全国特种设备无损检测人员资格考试统编教材-超声波检测[Z].2007.
水轮机导叶 篇4
导叶立面间隙的调整是水轮发电机组检修、安装过程中的一项关键工作。导叶立面间隙过大将造成导叶漏水量过大,易引起导叶间隙气蚀,损坏导叶,严重时会造成机组自转。导叶立面间隙调整的质量要求是在两导叶间隙关闭严密情况下,用0.05mm塞尺检查不能通过,其局部间隙不超过0.10mm,其间隙总长度不得超过导叶高度的25%。东风发电厂活动导叶为天津发电厂生产,共24个,材质为ZG20SiMn,导叶长1 089mm,连杆为叉头调整型式;机组安装时导叶立面间隙调整采用的是传统捆绑导叶调整工艺方法。
2 传统捆绑法存在的问题
东风发电厂装有3台HLTF12-LJ-410混流式转轮,导叶立面间隙为导叶大小头搭接面密封。导水机构检修后,轴套、导叶、套筒、拐臂装复调整完,导叶端面间隙合格,打入分半键,导叶处于自由状态,用一根钢丝绳在导叶中部捆绑一圈半,两头用10t手拉葫芦焊接吊耳在蜗壳上,收紧葫芦使钢丝绳受力,用铜棒锤击不合缝的导叶,使之全部关闭。
采取钢丝绳捆绑导叶的调整方式存在以下不足:一是容易损伤导叶表面;二是未知捆绑导叶的钢丝绳与导叶的约束力规律,特别是过大的钢丝绳约束力作用于导叶之间,当钢丝绳松开后,约束力重新分布,导致立面间隙发生变化;三是调整过程中未知导叶圆度,引起叉头连杆长短不一,不能保证导叶整体圆度,从而导致个别导叶受力较大,极易造成剪短销剪断。
表1为#2机组大修时,使用传统钢丝绳捆绑法调整后的导叶间立面间隙与开度值。
由测量数据可知,相邻导叶立面间隙值满足要求,但个别导叶开度值超过了±3mm标准范围,导叶开度在50%和100%接力器行程下最大值与最小值相差分别为7mm和8mm,由此可知导叶圆度并不理想。
采用钢丝绳捆绑的调整方式,密封的搭接面往往不能保证接触面为面密封。查看已检修完的拐臂间间隙可知,图1中右侧导叶开度较图2中右侧导叶开度小,因而面接触变为了线接触,由此也佐证了导叶开度值不理想会影响导叶整体圆度。
虽然此时测量导叶立面间隙值为零,但各导叶的相对开度不一致,叉头连杆的长短也不一样,整体圆度不理想,导致导叶在任意开度下的转动角度不同,继而影响到水流形态,引起水力不平衡。
3 导叶立面间隙调整工艺改进
东风发电厂导叶连杆采用叉头传动结构型式,如图3所示。其优点是受力情况好,相对偏心销结构调整量,叉头连接螺杆的补偿量大,适用于大中型机组,在叉头安装中可通过微调连接螺杆长度来控制导叶全关位置;缺点是加工较复杂,补偿量过大时易导致导叶间开度不均。
改进后的导叶立面间隙调整步骤:
(1)导水机构检修完,具备调整导叶立面间隙条件后,通过压机或铜棒将导叶全关,用钢丝绳初步捆绑好导叶,此时导叶基本处于关闭状态。
(2)将控制环和接力器连接好,调整两个接力器推拉杆尺寸一致,将控制环调整至关闭状态,然后再向开启方向调出接力器压紧行程5~6mm,用工字钢沿控制环切向方向固定在顶盖上,防止控制环在连接叉头连杆时发生转动继而影响导叶立面间隙。
(3)测量全部控制环小耳孔与对应拐臂销孔的距离并记录。东风发电厂设计长度为500mm,其中超过设计值的导叶处于偏关状态,导叶立面间隙为图4B状态,搭接面后部相接触,前部存在夹角;而小于设计值的导叶处于偏开状态,立面间隙为图4C状态,搭接面前部相接触,后部存在夹角。此时根据测量数据调整导叶开关量,使其小耳孔与拐臂销孔的距离接近设计值不超过±1mm,避免出现导叶密封面存在夹角的情形。
(4)将导叶对称分为4块区域(或2块区域),以该4块区域第1块导叶为立面间隙处理的起始定位导叶;然后两组人对称连好定位导叶的叉头连杆,松开钢丝绳,接着对称方向同时逆时针开始调整剩余导叶。通过调整控制环小耳孔与拐臂销孔的距离来调整剩余导叶立面间隙,调整时必须满足导叶立面间隙值为“0”和连杆长度值为(500±1)mm。
(5)因导叶一般为偏心结构,转动时其大头止水线的点运动距离小于小头止水线的点运动距离,且大小成一定的比例e=R1R2<1(式中,R1为转轴中心到导叶小头止水边距离;R2为转轴中心到导叶大头止水边距离),如图5所示。当某块导叶朝关闭方向转动σ1时,逆时针反向的相邻导叶将反向转动σ2,但打开的间隙值σ2小于σ1,依次传递下去将形成导叶立面间隙逐步等比收敛的趋势,根据等比数列原理Lin→m∞δn=0可知只要不断调整,一定可把导叶间隙调整为零,所以须按照逆时针方向调整导叶立面间隙。
(6)调整完毕后再对剩余的基准导叶立面间隙进行微调修正,直至合格。
(7)在#2机组再次大修时,采用上述方法调整导叶立面间隙后实测间隙值与开度值,见表2。
由测量数据可知,导叶立面间隙值满足规程要求;导叶开度在50%和100%接力器行程下差值最大值与最小值相差为2.5mm和3.5mm,满足规程要求;对比上一次大修后测量数据,其导叶整体圆度和立面间隙值均得到了改善。
4 调整工艺说明
(1)连接叉头连杆时,用手旋连杆旋杆,导叶刚靠紧定位导叶立面间隙为最好,使旋杆朝偏紧方向旋,打紧背帽。打紧背帽时,在蜗壳内设置百分表监视导叶移动情况,防止用力过大造成间隙超标。
(2)在连接叉头连杆和调整立面间隙时,在蜗壳内导叶上架设百分表,防止调整过量。
(3)通过此调整步骤,导叶间立面密封面分布于同一圆柱面上,使导叶在任何开度下每个导叶的角度和导叶间流道尺寸都较均匀,说明导叶连杆的长度基本一致,避免了以往出现导叶连杆长短不一的情况。
(4)通过将24块导叶平均分为4个区域,用4块导叶先行进行定位,降低了导叶间隙调整不当造成的间隙累加,从而导致最后几块导叶间隙过大的缺点。
5 结束语
调整前期找出控制环小耳孔和拐臂销孔的设计尺寸,将叉头连杆长度基本维持在设计尺寸附近,避免连杆长度不一,从而影响导叶开度。和传统捆绑法相比,改进后的工艺可有效控制导叶整体圆度,调整过程中不需长时捆绑导叶,不损伤导叶表面,而且操作简单、便捷,省时省力,同时将导叶平均分成了4个区域,降低了导叶调整时人为的间隙累加,从而导致最后几块导叶间隙过大的缺点。通过一次大修导叶立面间隙调整验证,此方法行之有效,能较快完成导叶立面间隙的调整,提高了工作效率。
摘要：针对传统捆绑导叶调整工艺方法的不足,利用叉头连杆的结构特点进行改进。介绍了导叶立面间隙调整工艺改进后的调整步骤和注意事项。
关键词：水轮机,导叶立面间隙,捆绑法,叉头连杆
参考文献
[1]GB/T 8564—2003水轮发电机组安装技术规范[S]
水轮机导叶 篇5
导叶是水轮机很重要的部件,它可以调节流量和进入转轮液流的速度环量,导叶性能的优劣影响到水轮机的效率和稳定性[1],而导叶性能则反映在大开度下它的负压面是否出现回流,脱流,尾部出现尾迹涡等现象。而实际导叶绕流存在许多复杂的现象,尤其是在水轮机处于大开度时,常会在导叶吸力面出现回流,空化,和局部脱流现象,再就是导叶尾部会出现涡[2],随着流动最终进入尾水管,形成尾水涡带,并在周期性非平衡因素的影响下产生偏心,在绕自身涡带中心旋转的同时,且以低频的周期绕尾水管中心公转旋进,撞击着尾水管壁面,反射向上游传播,造成机组的摆动[3]。现对一特殊导叶进行数值模拟,观测导叶流道中速度、压力、湍动能的分布以及导叶表面的受力分布,有没有回流,脱流出现。二维翼型导叶绕流已有过研究,得出如下结论:在小攻角时,导叶表面流场平顺,大攻角时,负压面出现回流,漩涡脱流等现象[3]。现尚无对三维导叶模拟。参考二维模拟的结论对三维导叶进行模拟,检测该导叶的性能。水是不可压缩具有粘性的流体,应用不可压缩流体理论上的三维k-ε标准模型,对不同攻角下导叶流道进行数值模拟的。
1 控制方程
对瞬时量的不可压缩流体三维κ-ε方程组为
上式中ui代表速度,p为流场压力,ρ是流体密度,ν是流体运动粘性系数,fi是体积力。
在标准模型中,湍动能κ和湍动能耗散率ε是两个基本未知量,与之相对应的输运方程为[4,5]
其中,Gk是由于平均速度梯度引起的湍动能κ的生成项,Gb是由于浮力引起的湍动能κ的产生项,YM代表可压湍流中脉动扩张的贡献,C1ε,C2ε和C3ε为经验常数,σκ和σε分别是与湍动能κ和耗散率ε的Prandtl数,Sκ和Sε是用户定义的源项。而湍动粘度μt可表示成κ和ε的函数,即
根据实验验证,模型常数 C1ε、C2ε、C3ε 、σk、σε、Cμ的取值为 C1ε=1.44,C2ε=1.92,C3ε=0,σκ=1.0,σε=1.3,Cμ=0.09
2 数值方法
基于有限体积法,采用结构网格对控制方程离散,使用中心差分格式离散扩散项,二阶迎风格式离散对流项。
出口边界条件按零梯度处理,即
3 计算结果分析
对一个导叶进行三维数值分析,划成130万个网格点,分别在攻角为0°、15°、30°度三种不同情况下,观察导叶流道中的速度流场分布、湍动能分布和导叶表面的压力系数分布情况。
3.1 流道中的湍动能分布
图2表明,随着攻角增大时,在尾部出现旋涡,其湍动能也增大,攻角为30°时尾部的湍动能值最大,最大值为0.001 14。
3.2 导叶流道中压力分布和速度分布
图3显示,在攻角为0°时,最大负压点在负压面较后的位置出现,而随着攻角的增大,负压面上最大负压值前移,且负压区的范围渐渐扩大。
图4为三种攻角下的速度分布,可看出随着攻角的增大,负压面上速度最大值点明显提前。
由以上分析可知,在导叶尾部出现湍动能极大值、速度极小值、压力极小值,并且随着攻角的增大,湍动能极大值增大,速度、压力极小值变小,在尾部出现旋涡。这是由于负压面上边界层分离点前移,边界层提前脱落,形成尾迹涡,如果流入转轮流道,会引起水力振动。
3.3 导叶表面压力系数分布
图5为导叶表面压力系数分布情况,横坐标是导叶面上点的横向位置,纵轴为导叶表面的压力系数。当0°攻角时,导叶吸力面的最大负压系数值在-0.04 m处出现,其值为-9.5左右,而在压力面上,距头部横向距离约为0.03 m处出现最大负压系数值,其值约为-14.5左右。当攻角为15°时,最大负压系数则是在距导叶头部横向距离约0.04 m,其值约为-12.5左右,而且此时的吸力面和0°攻角压力面压力系数趋势基本一致,只是头部有些波动。当攻角为30°时,压力面上的压力系数继续增大,吸力面上的压力系数继续减小,产生大的升力。
由表1可看出随着导叶攻角的增大,整个导叶上产生的升力和所受的阻力也增大。
4 结论
采用κ-ε湍流模型对该导叶进行数值模拟,可以得出以下几点认识。
(1)随着导叶攻角增大时,在尾部出现涡,其湍动能也增大。
(2)随着导叶攻角的增大,负压面上最大负压值点前移,负压区的范围渐渐扩大,且负压面上速度最大值点也明显提前。
(3)随着导叶攻角的增大,负压面上边界层分离点前移,边界层提前脱落,形成尾迹涡。
(4)在导叶攻角较大时,出现尾迹涡,若其随着流动进入转轮流道会引起水力振动。
(5)随着导叶攻角的增大,整个导叶上产生的升力和所受的阻力也增大。
参考文献
[1]曹昆鸟,姚志民.水轮机原理及水力设计.北京:清华大学出版社,1991
[2]戴会超,槐文信,吴玉林,等.水利水电工程.北京:科技出版社,2006
[3]杨昌兵,杨永泉.对称导叶在不同攻角下的水力特性数值分析.四川大学学报,2002;(6):29—31
[4]张兆顺,催桂香.流体力学.北京:清华大学出版社,1998
水轮机导叶 篇6
关键词：超临界,拂配,数控回转功能
1 CH01高、中压拂配导叶的拂配特点
为满足发电要求, 在目前国内最先进的火电机组-超临界机组中 (图号为CH01) , 所用到的高、中压导叶在设计中应用了多平面型线拂配的先进设计方案 (如图1) 。该设计对拂配的机加过程提出了很高的要求。具体工艺为: (1) 在前序加工中A、B、斜面3个拂配面均在实际最小尺寸要求基础上留量0.5mm; (2) 在整盘叶片拂配时, 利用前序各拂配面的0.5mm余量适量铣削达到各拂配面的间隙都不大于0.04mm。这就为整个加工过程提出了很高的要求。
2 原有拂配工艺存在的问题
初次加工时我们采用了分解加工、联合测量的方案 (见图2) 。该方案也能提供出符合要求的产品, 但缺点明显: (1) 占用设备资源多。在加工过程中我们要准备3台机床分别加工A、B、斜面, 而且要求3台机床要配合加工以确保在3个拂配面加工完毕后能够满足拂配工艺要求; (2) 要求操作人员技能水平突出。由于需要配合加工, 加工后3个拂配面都必须满足拂配要求, 致使该加工过程难度加大, 一般员工难以胜任; (3) 产品质量不稳定。由于工序分解加工, 累计误差加大, 很容易导致虽然各拂配面的尺寸控制在要求范围内, 但在3个拂配面同时拂配时尺寸却仍然超差, 从而使产品质量很难保证稳定; (4) 加工周期长。由于采用了分解加工, 人为地增多了工序过程, 并且因为加工尺寸不稳定, 导致要经常反复修料, 这些都严重地影响了加工周期, 按照此加工方案拂配一个级别至少需要8天时间。
3 采用拂配导叶多工序回转加工法的优势
针对上述问题, 我们经过分析后认为缺点的产生主要是因为在原有的加工方案中采取了分解加工、联合测量的方法。那么, 要想在根本上解决问题, 就必须解决一次加工出三个拂配面的难点。经过反复的摸索实验, 我们自制工装, 利用数控铣床加配转台的方法发明了《拂配导叶多工序回转加工法》。该方法在使用自制工装的基础上利用了转台的回转功能, 在加工过程中先转至角度1将A面、B面铣削完毕, 然后再转至角度2将斜面铣削完毕 (见图3) 。
这样就实现了在一台机床上、一次装夹铣削出3个拂配面, 从而解决了以往的种种加工弊端。该方法思路明确, 操作便捷, 一次对刀就可以完成三道工序的加工 (两次回转角度由数控程序保证) , 减少了对资源设备的占用率 (只需要一台设备) , 对操作者的技术水平要求也不高;并且因为是一次加工完成, 这就保证了各工件在3个拂配面上的加工尺寸一致性好, 产品质量稳定性高, 避免了反复修料。现在一个级别的拂配只需3天就能够完成, 极大地缩短了加工周期。
3 总结
【水轮机导叶】推荐阅读：
水轮机调速06-30
水轮机磨蚀08-10
水轮机振动08-25
水轮机改造方案分析05-21
水轮机座环的现场加工07-18
水轮机轴瓦事故处理05-22
水轮机运行故障与处理06-14
水轮发电站07-14
水轮发电机主轴06-01
2#水轮发电机组05-29