抽水蓄能電站中球閥協同導葉關閉的水力瞬變過程控制方式

2014-10-15 李小芹中國農業大學水利與土木工程學院

　　為了降低抽水蓄能機組水輪機工況甩負荷時蝸殼壓力上升值和壓力脈動值，應用了球閥協同導葉關閉的流量控制方式。于2012年在蒲石河大型抽水蓄能電站，進行了水輪機工況甩負荷過渡過程球閥參與導葉控制方式的現場試驗。針對這一流量控制方式，利用內特性法預測了在甩負荷過渡過程中各動態參數的瞬變規律，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;同時證明，只要合理地選擇導葉與球閥的控制規律，即可顯著改善水泵水輪機裝置水輪機工況甩負荷過渡過程的動態品質，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，高水頭大功率抽水蓄能電站得到了蓬勃發展。但由于機組安裝高程低、引排水道一般也較長，同時機組運行工況轉換頻繁、流量特性曲線在水輪機制動區及反水泵工況區存在著不穩定倒“S”區域，因此抽水蓄能電站的水力過渡過程十分復雜。

　　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。有的電站采用延時直線關閉導葉的方式，對傳統關閉規律存在的缺陷有所改善，取得了較好的優化效果;有的電站采用快慢快的關閉規律，通過引入延時段，針對抽水蓄能機組過流特性，綜合兩段折線規律中快關與慢關的各自優點，但由于液壓系統存在巨大的油流慣性，完全準確延時實際上很難做到;有的電站采用引入轉速信號反饋導葉的關閉規律，避免了常規折線關閉規律中計算拐點位置與實際拐點位置偏差帶來的運行風險，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渡過程中轉速上升值與壓力上升值的矛盾。

2、球閥參與甩負荷過渡過程流量的控制方式

　　技術規范要求，大中型高水頭水泵水輪機的進水閥門在任何工況下應能動水關閉，因此球閥參與流量調節成為可能。一般水電站球閥的靜態流量特性如圖1中曲線1所示，即在大開度下的流量變化比導葉緩和，在小開度下則相對劇烈。而水輪機導葉的靜態流量特性如圖1中曲線2所示，即流量在大開度時變化慢，中間快，小開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度的位置。可以結合進水球閥與導葉的流量特性，在甩負荷后采取導葉延時關閉的同時，讓球閥開始關閉，以此控制方式參與流量調節，如圖2所示。只要導葉滯后時間與關閉時間設計合理，將不會產生過大的水壓上升。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 球閥與導葉的關閉規律

3、球閥參與流量調節時甩負荷過渡過程的內特性方法解析

　　3.1、內特性方法內特性法進行抽水蓄能電站水泵水輪機裝置過渡過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為水輪機動態軸力矩;ω0為初始靜態角速度;ωH為動態角速度;J為機組轉動部分的轉動慣量;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態壓能頭、動態裝置水頭以及動態裝置水頭的變化率;H0為導葉中位線至上游水位高度;Hz0為水輪機靜態裝置水頭;Q0為初始靜態流量;QH為動態流量;Qc為靜態流量;Hc為靜態水頭;a、a0為導葉開度及初始開度;σ2為尾水管特性系數，

;L2為尾水管長度;為尾水管初始平均流速;ts為導葉關閉時間;

　　a1為管中水擊波速;i-1為前一時段相關數據;Δx為管段長;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;ψ0、δ為蝸殼包角與固定導葉的螺旋角;Hzpp為動態裝置水頭沿導葉周邊的平均值;Hpp為蝸殼中沿圓周平均動態水頭;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。

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，沿管道長度分成若干個計算節點，利用特征線方程求

　　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。

　　將整個管路分成4段，各段長分別為l1、l2、l3、l4，每段的水力損失系數分別為f1、f2、f3、f4，每段均有兩個端點。

　　(1)l1段。對l1管段，利用特征線方程可計算管道A、B兩點中間各節點的流速與壓力瞬態值，A點為上游水庫，水位不變，即

　　B點為球閥，當導葉開度不變時，為主要調節元件，其邊界條件為

　　(16) 式中：

　　為球閥相對開度，

　　;τ、τ0、Hm0分別為球閥的開度、初始開度以及初始壓力水頭。

　　當導葉動作后，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行計算，即

　　式中：B1、B2分別為球閥進、出口相應的值;fB為球閥的水力損失系數，與球閥開度有關。

　　(2)l2段。此段為球閥與導葉管段，需針對導葉是否動作分別考慮。

　　當導葉未動作時，B端為球閥的出口，此時球閥為主要的調節元件，出口邊界條件為

　　當導葉動作后，球閥邊界按局部阻力邊界考慮，即

　　C端為導葉端，采用式(1)進行計算。值得注意的是，根據導葉是否動作、水泵水輪機的不同的工況，水輪機的靜態流量、動態流量及力矩表達式分別不同。

　　(3)l3段。此段為尾水管段，利用特征線差分方程，可以計算從D到E中間各節點的瞬態流速與壓力。D點為轉輪出口，也是尾水管的起始點，即

　　式中：F3為尾水管進口斷面面積，其它符號同前。

　　QH在式(2)中已經計算過，因此，任意時刻D點處的流量或流速已知，則D截面的壓力即可確定，對于E點，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點有

　　F點為水庫的入口，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在2號機組上進行了300MW甩負荷試驗，機組的主要技術參數及甩負荷前的主要技術參數如表1所示。

表1 機組主要參數及甩負荷前主要參數

　　4.2、測點的布置

　　水輪機裝置過渡過程現場試驗需要量測的動態參數瞬變規律與試驗的目的有關。針對2號機組的特點，在水輪機儀表盤處布置了壓力鋼管、轉輪與底環間、蝸殼進口及出口、尾水管進口及出口各一個壓力或壓力脈動傳感器，轉輪與頂蓋間、轉輪與導葉間以及尾水管肘管處各兩個壓力或壓力脈動傳感器;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型號為PTIMA-20-FR-420E-M6的拉線式位移傳感器用于測量導葉開度的變化規律;其它參數引自自動監控系統。圖4標示出了測點位置。

圖4 測點布置

　　4.3、試驗結果

　　球閥與導葉的關閉規律如圖2所示。甩負荷開始，球閥在60s內以一段直線規律關閉;而導葉一開始不動，11s之后，以一段直線規律在15s內關閉。

　　圖5中實線為該機組甩負荷時動態參數的現場示波圖。由圖5可知，壓力上升的第一個高峰值，出現在甩負荷后8.9s，此時球閥已開始關閉，導葉未參與關閉。由于球閥在大開度時開度變化對流量的影響較小，當導葉開度不變時，流量的微小變化即可引起較大的轉速上升值，轉速的上升又會引起壓力的上升。此時壓力上升值主要是由轉速上升引起的。在轉速曲線上B點，機組所受的動態軸力矩為零，達暫態飛逸轉速;此后機組進入制動區，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C點處壓力達到最大，即流量的變化率最大;D點導葉開始關閉，此時機組處于反水泵工況區，導葉開度變化對壓力最大值的上升并沒有太大的影響，由于導葉開度的減小，反向流量減小，可以減小壓力的第二個峰值，即E點處第二個壓力峰值比第一個峰值要小得多。