抽水蓄能電站中球閥協(xié)同導葉關(guān)閉的水力瞬變過(guò)程控制方式
為了降低抽水蓄能機組水輪機工況甩負荷時(shí)蝸殼壓力上升值和壓力脈動(dòng)值，應用了球閥協(xié)同導葉關(guān)閉的流量控制方式。于2012年在蒲石河大型抽水蓄能電站，進(jìn)行了水輪機工況甩負荷過(guò)渡過(guò)程球閥參與導葉控制方式的現場(chǎng)試驗。針對這一流量控制方式，利用內特性法預測了在甩負荷過(guò)渡過(guò)程中各動(dòng)態(tài)參數的瞬變規律，預測的機組轉速上升最大值與試驗值的相對誤差為2.11%，預測的蝸殼壓力上升最大值與試驗值的相對誤差為0.74%，從而驗證了內特性方法的合理性;同時(shí)證明，只要合理地選擇導葉與球閥的控制規律，即可顯著(zhù)改善水泵水輪機裝置水輪機工況甩負荷過(guò)渡過(guò)程的動(dòng)態(tài)品質(zhì)，降低抽水蓄能電站引水系統的水壓上升值。
1、研究背景
近年來(lái)，高水頭大功率抽水蓄能電站得到了蓬勃發(fā)展。但由于機組安裝高程低、引排水道一般也較長(cháng)，同時(shí)機組運行工況轉換頻繁、流量特性曲線(xiàn)在水輪機制動(dòng)區及反水泵工況區存在著(zhù)不穩定倒“S”區域，因此抽水蓄能電站的水力過(guò)渡過(guò)程十分復雜。
為了降低抽水蓄能電站水泵水輪機組甩負荷時(shí)機組轉速與蝸殼水壓力上升值，國內外廣泛采用改變導葉關(guān)閉規律的方式，使其維持在調保規范之內。有的電站采用延時(shí)直線(xiàn)關(guān)閉導葉的方式，對傳統關(guān)閉規律存在的缺陷有所改善，取得了較好的優(yōu)化效果;有的電站采用快慢快的關(guān)閉規律，通過(guò)引入延時(shí)段，針對抽水蓄能機組過(guò)流特性，綜合兩段折線(xiàn)規律中快關(guān)與慢關(guān)的各自?xún)?yōu)點(diǎn)，但由于液壓系統存在巨大的油流慣性，完全準確延時(shí)實(shí)際上很難做到;有的電站采用引入轉速信號反饋導葉的關(guān)閉規律，避免了常規折線(xiàn)關(guān)閉規律中計算拐點(diǎn)位置與實(shí)際拐點(diǎn)位置偏差帶來(lái)的運行風(fēng)險，只要轉速閾值設定合理，可有效減少水壓力上升值，但該方法的可靠性還有待提高。針對以上這些問(wèn)題需要探討其它的控制方式，處理高水頭水泵水輪機裝置甩負荷過(guò)渡過(guò)程中轉速上升值與壓力上升值的矛盾。
2、球閥參與甩負荷過(guò)渡過(guò)程流量的控制方式
技術(shù)規范要求，大中型高水頭水泵水輪機的進(jìn)水閥門(mén)在任何工況下應能動(dòng)水關(guān)閉，因此球閥參與流量調節成為可能。一般水電站球閥的靜態(tài)流量特性如圖1中曲線(xiàn)1所示，即在大開(kāi)度下的流量變化比導葉緩和，在小開(kāi)度下則相對劇烈。而水輪機導葉的靜態(tài)流量特性如圖1中曲線(xiàn)2所示，即流量在大開(kāi)度時(shí)變化慢，中間快，小開(kāi)度下又變化慢的特性，因此最大壓力上升值出現在中間某一導葉開(kāi)度的位置�？梢越Y合進(jìn)水球閥與導葉的流量特性，在甩負荷后采取導葉延時(shí)關(guān)閉的同時(shí)，讓球閥開(kāi)始關(guān)閉，以此控制方式參與流量調節，如圖2所示。只要導葉滯后時(shí)間與關(guān)閉時(shí)間設計合理，將不會(huì )產(chǎn)生過(guò)大的水壓上升。我國的西龍池、惠州、蒲石河等抽水蓄能電站機組均采用此種關(guān)閉控制方式。
圖1 球閥與導葉的流量特性
圖2 球閥與導葉的關(guān)閉規律
3、球閥參與流量調節時(shí)甩負荷過(guò)渡過(guò)程的內特性方法解析
3.1、內特性方法內特性法進(jìn)行抽水蓄能電站水泵水輪機裝置過(guò)渡過(guò)程的計算方程組如式(1)—式(13)所示。
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
(13) 式中：MH為水輪機動(dòng)態(tài)軸力矩;ω0為初始靜態(tài)角速度;ωH為動(dòng)態(tài)角速度;J為機組轉動(dòng)部分的轉動(dòng)慣量;b0為導葉高度;r2為轉輪中間流面出口邊相對轉軸半徑;F2為轉輪出口過(guò)水斷面面積;α為導葉出口水流與圓周方向的夾角;β2為轉輪中間流面葉片出口安放角;Hp、Hzp、χ分別為沿導葉外側周邊平均的動(dòng)態(tài)壓能頭、動(dòng)態(tài)裝置水頭以及動(dòng)態(tài)裝置水頭的變化率;H0為導葉中位線(xiàn)至上游水位高度;Hz0為水輪機靜態(tài)裝置水頭;Q0為初始靜態(tài)流量;QH為動(dòng)態(tài)流量;Qc為靜態(tài)流量;Hc為靜態(tài)水頭;a、a0為導葉開(kāi)度及初始開(kāi)度;σ2為尾水管特性系數，
;L2為尾水管長(cháng)度;為尾水管初始平均流速;ts為導葉關(guān)閉時(shí)間;a1為管中水擊波速;i-1為前一時(shí)段相關(guān)數據;Δx為管段長(cháng);d、A、f分別為管路直徑、面積及損失系數;K1為系數，由前一步求得;c1、c2、K2為與ns有關(guān)的系數;tanγ為單位流量對單位轉速的變化率，與水泵水輪機的比轉速有關(guān);ψ0、δ為蝸殼包角與固定導葉的螺旋角;Hzpp為動(dòng)態(tài)裝置水頭沿導葉周邊的平均值;Hpp為蝸殼中沿圓周平均動(dòng)態(tài)水頭;Y1、Y2、Ys1、Ys2分別為上庫、下庫及上、下游調壓井相對各自水庫的水位;ΔH為蝸殼中水壓上升絕對值;A1指數，與水輪機的型號有關(guān)。
圖3 有下調壓井的水力系統
3.2、邊界條件
圖3所示的抽水蓄能水電站中，較常見(jiàn)的均有下調壓井，針對這一水力系統，給出式(1)—式(13)的計算邊界條件。為計算準確，管道需分段計算，每段根據結構參數計算出相應的水擊波傳播速度a1，沿管道長(cháng)度分成若干個(gè)計算節點(diǎn)，利用特征線(xiàn)方程求
式中：Vp、Hp為相對應管段的流速與壓力水頭;C2=C4=g/a1;C1=-CMC2;C3=CPC4;其它符號同前。
將整個(gè)管路分成4段，各段長(cháng)分別為l1、l2、l3、l4，每段的水力損失系數分別為f1、f2、f3、f4，每段均有兩個(gè)端點(diǎn)。
(1)l1段。對l1管段，利用特征線(xiàn)方程可計算管道A、B兩點(diǎn)中間各節點(diǎn)的流速與壓力瞬態(tài)值，A點(diǎn)為上游水庫，水位不變，即
B點(diǎn)為球閥，當導葉開(kāi)度不變時(shí)，為主要調節元件，其邊界條件為
(16) 式中：
為球閥相對開(kāi)度，
;τ、τ0、Hm0分別為球閥的開(kāi)度、初始開(kāi)度以及初始壓力水頭。
當導葉動(dòng)作后，由于球閥的變化速度遠小于導葉的變化速度，因此可將球閥當成具有局部損失的元件進(jìn)行計算，即
式中：B1、B2分別為球閥進(jìn)、出口相應的值;fB為球閥的水力損失系數，與球閥開(kāi)度有關(guān)。
(2)l2段。此段為球閥與導葉管段，需針對導葉是否動(dòng)作分別考慮。
當導葉未動(dòng)作時(shí)，B端為球閥的出口，此時(shí)球閥為主要的調節元件，出口邊界條件為
當導葉動(dòng)作后，球閥邊界按局部阻力邊界考慮，即
C端為導葉端，采用式(1)進(jìn)行計算。值得注意的是，根據導葉是否動(dòng)作、水泵水輪機的不同的工況，水輪機的靜態(tài)流量、動(dòng)態(tài)流量及力矩表達式分別不同。
(3)l3段。此段為尾水管段，利用特征線(xiàn)差分方程，可以計算從D到E中間各節點(diǎn)的瞬態(tài)流速與壓力。D點(diǎn)為轉輪出口，也是尾水管的起始點(diǎn)，即
式中：F3為尾水管進(jìn)口斷面面積，其它符號同前。
QH在式(2)中已經(jīng)計算過(guò)，因此，任意時(shí)刻D點(diǎn)處的流量或流速已知，則D截面的壓力即可確定，對于E點(diǎn)，為下調壓井，有如下方程組
式中：Fs為下調壓井斷面面積;A3、A4、V3、V4分別為調壓井上游側與下游側的管路斷面面積和流速，其它符號同前。
(4)l4段。此段兩端分別為下調壓井及下游水庫，對E點(diǎn)有
F點(diǎn)為水庫的入口，水庫水位保持不變，邊界條件為
4、蒲石河抽水蓄能水電站水輪機工況甩負荷現場(chǎng)試驗
4.1、電站的基本情況
蒲石河抽水蓄能電站位于遼寧省寬甸滿(mǎn)族自治縣境內，是我國東北地區第一座大型純抽水蓄能電站。電站安裝4臺300MW機組，總裝機容量1200MW;電站的引水系統為二管四機的布置方式;尾水系統為一管四機的布置方式。2012年6月18日，蒲石河抽水蓄能電廠(chǎng)在2號機組上進(jìn)行了300MW甩負荷試驗，機組的主要技術(shù)參數及甩負荷前的主要技術(shù)參數如表1所示。
表1 機組主要參數及甩負荷前主要參數
4.2、測點(diǎn)的布置
水輪機裝置過(guò)渡過(guò)程現場(chǎng)試驗需要量測的動(dòng)態(tài)參數瞬變規律與試驗的目的有關(guān)。針對2號機組的特點(diǎn)，在水輪機儀表盤(pán)處布置了壓力鋼管、轉輪與底環(huán)間、蝸殼進(jìn)口及出口、尾水管進(jìn)口及出口各一個(gè)壓力或壓力脈動(dòng)傳感器，轉輪與頂蓋間、轉輪與導葉間以及尾水管肘管處各兩個(gè)壓力或壓力脈動(dòng)傳感器;除尾水管肘管處為AK-4型號外，其他均為IMF型號。在主接力器處布置了一個(gè)型號為PTIMA-20-FR-420E-M6的拉線(xiàn)式位移傳感器用于測量導葉開(kāi)度的變化規律;其它參數引自自動(dòng)監控系統。圖4標示出了測點(diǎn)位置。
圖4 測點(diǎn)布置
4.3、試驗結果
球閥與導葉的關(guān)閉規律如圖2所示。甩負荷開(kāi)始，球閥在60s內以一段直線(xiàn)規律關(guān)閉;而導葉一開(kāi)始不動(dòng)，11s之后，以一段直線(xiàn)規律在15s內關(guān)閉。
圖5中實(shí)線(xiàn)為該機組甩負荷時(shí)動(dòng)態(tài)參數的現場(chǎng)示波圖。由圖5可知，壓力上升的第一個(gè)高峰值，出現在甩負荷后8.9s，此時(shí)球閥已開(kāi)始關(guān)閉，導葉未參與關(guān)閉。由于球閥在大開(kāi)度時(shí)開(kāi)度變化對流量的影響較小，當導葉開(kāi)度不變時(shí)，流量的微小變化即可引起較大的轉速上升值，轉速的上升又會(huì )引起壓力的上升。此時(shí)壓力上升值主要是由轉速上升引起的。在轉速曲線(xiàn)上B點(diǎn)，機組所受的動(dòng)態(tài)軸力矩為零，達暫態(tài)飛逸轉速;此后機組進(jìn)入制動(dòng)區，雖然轉速下降，由離心效應引起的流量下降作用減小，但由于球閥的調節作用加大，流量減少率增大，因此壓力值仍增加;壓力曲線(xiàn)C點(diǎn)處壓力達到最大，即流量的變化率最大;D點(diǎn)導葉開(kāi)始關(guān)閉，此時(shí)機組處于反水泵工況區，導葉開(kāi)度變化對壓力最大值的上升并沒(méi)有太大的影響，由于導葉開(kāi)度的減小，反向流量減小，可以減小壓力的第二個(gè)峰值，即E點(diǎn)處第二個(gè)壓力峰值比第一個(gè)峰值要小得多。
圖5 動(dòng)態(tài)參數瞬變曲線(xiàn)
5、甩負荷過(guò)渡過(guò)程計算
為了研究?jì)忍匦苑ㄔ谇蜷y參與過(guò)渡過(guò)程時(shí)計算的準確性，應用編制的基于方程組式(1)—式(13)的內特性軟件IFT2.0，對該機組現場(chǎng)試驗同一工況，采用相同的球閥關(guān)閉規律及導葉關(guān)閉規律，進(jìn)行了甩300MW負荷過(guò)渡過(guò)程計算。
圖5中虛線(xiàn)為該機組甩全負荷時(shí)蝸殼進(jìn)口壓力及機組轉速隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)。由圖可知，與試驗值相比，內特性法計算的壓力最大值與轉速上升最大值偏差很小。但在后面機組進(jìn)入反水泵工況時(shí)，有一定的誤差。但由于機組在甩負荷過(guò)渡過(guò)程中，最關(guān)心的是壓力上升極值及轉速上升極值，因此內特性法完全滿(mǎn)足工程實(shí)際的要求。
表2示出了2#機組甩全負荷時(shí)動(dòng)態(tài)參數極值的試驗值與內特性法計算值，可知采用球閥參與流量控制的方法能夠滿(mǎn)足過(guò)渡過(guò)程動(dòng)態(tài)品質(zhì)的要求。
表2 機組甩300MW時(shí)動(dòng)態(tài)參數的極值
6、結論
(1)分析了抽水蓄能電站水輪機工況甩負荷過(guò)渡過(guò)程中球閥參與流量控制的合理性，并由蒲石河抽水蓄能電站現場(chǎng)甩負荷試驗所證實(shí)。
(2)在抽水蓄能電站甩負荷過(guò)渡過(guò)程中，采用球閥與導葉結合的控制方式，只要合理地選取導葉延時(shí)時(shí)間與關(guān)閉時(shí)間，就可以有效地降低壓力上升值，因此當電站在電力系統中的作用，以及地形、地質(zhì)、壓力水道布置等因素滿(mǎn)足的條件下，它可以用來(lái)取代調壓井的作用，從而降低電站造價(jià)。
(3)基于內特性理論編制的抽水蓄能機組過(guò)渡過(guò)程數值計算軟件IFT2.0經(jīng)蒲石河電站甩負荷試驗證明，計算準確性滿(mǎn)足工程需要，它最大的優(yōu)點(diǎn)是無(wú)需已知水泵水輪機的全特性曲線(xiàn)，就可完成過(guò)渡過(guò)程的計算。
