抽水蓄能電站不同水頭下導葉關閉規律研究

蘆 月，屈 波，何中偉

(1.河海大學能源與電氣學院，江蘇南京211100；2.河海大學水利水電學院，江蘇南京210098)

抽水蓄能電站不同水頭下導葉關閉規律研究

蘆 月1，屈 波1，何中偉2

(1.河海大學能源與電氣學院，江蘇南京211100；2.河海大學水利水電學院，江蘇南京210098)

針對可逆機組過渡過程過流特性，通過計算分析，優選出以不同水頭為基準下適合的導葉關閉規律。通過比對水輪機工況甩負荷情況下過渡過程參數變化及合理程度，得出結論：對于400 m以上水頭的抽水蓄能電站宜采用一段直線關閉規律；300～400 m之間水頭的抽水蓄能電站宜采用直線關閉或延時直線關閉規律；在300 m以下水頭的抽水蓄能電站宜使用先快后慢兩段折線關閉規律。

抽水蓄能；過渡過程；水頭；導葉關閉規律；水泵水輪機；甩負荷

在抽水蓄能電站中，較小的轉速變化會導致較大的流量變化，從而在引水系統中產生較大的水錘效應[1]，影響機組安全。而合理選用導葉關閉規律不僅可以降低水錘壓強、限制機組轉速升高，而且不需要額外增加投資，是一種經濟有效的措施[2]。某電站計算表明[3]，采用使水壓上升率最小的最優關閉規律，僅減小蝸殼厚度一項即可節約上百噸優質鋼材。導葉關閉規律主要分為直線關閉、延時關閉和折線關閉[4]。目前國內研究主要有針對抽水蓄能電站引水系統[5]的過渡過程計算研究、導葉關閉規律和尾水調壓室對尾水管真空度的影響[6]以及與初始開度對蝸殼動水壓力的影響[7]；樊紅剛等對多工況優化時的導葉關閉規律非線性評價函數做了相關改進[8]；徐曉燕等通過對某電站導葉分段關閉規律中第一段關閉時間、第二段關閉時間和拐點三個參數進行優化分析[9]；而馬躍先則通過引入微粒群算法優化導葉關閉規律[10]；前人研究多為針對具體電站優化不同的導葉關閉規律[11]，甚少有針對水頭研究過流特性，優選導葉關閉規律。黃賢榮[12]、呂為亮[13]等人雖然針對水頭研究，但實例單薄，分析不具體。本文以高水頭、中水頭和低水頭抽水蓄能電站各兩個為例，通過實驗實測數據，計算并分析過渡過程參數，優選出合適的導葉關閉規律，從而滿足機組調保計算，保障機組的運行安全。所得結果對于不同電站優選導葉關閉規律有指導意義。

1 數學模型

1.1 機組轉速變化

機組緊急甩負荷時，負載力矩突然降為0，因為能量不平衡導致機組轉速開始上升，轉速上升率公式[14]為

(1)

式中，N0為機組初始狀態所載負荷；TS1與導葉開度由全開至全關所需時間有關；f為修正系數；n0為機組初始轉速；GD2為機組轉動慣量；G為機組轉子重量；D為轉輪慣性直徑。

表1 不同水頭電站參數對比

1.2 蝸殼進口壓力變化

機組甩負荷開始，當壓力水管末端流量發生變化時，水管內部將出現非恒定流現象，流速變化同時伴隨著顯著的壓強變化。即會發生水錘現象。水錘分為直接水錘和間接水錘，直接水錘計算方法[15]為

(2)

式中，c為波速；V0為初始流速；V為終了流速。

而間接水錘計算相對比較復雜，將直接水錘與間接水錘疊加即為最終水錘壓力，估算水錘壓力公式[16]為

ξ=(1.2～1.4)(TW/TS)(q0-q1)

(3)

式中，TW為壓力管道水流慣性加速時間常數；TS為導葉有效的關閉時間；q0、q1分別為水輪機在初始和終了時的相對流量值。

1.3 尾水管真空度變化

在非恒定流情況下，由公式得尾水管真空度[17]為

HB=HS+αν2/(2g)+ΔHB

(4)

式中，HS為靜力真空，與機組安裝高程、下游水位相關；g為加速度常數；αν2/(2g)為動力真空，與尾水管尺寸和機組引用流量相關；ΔHB為尾水管內水壓力降低的絕對值。

1.4 特征水錘判別公式

水錘常數[18]

ρ=cν0/2gH0

(5)

式中，c為水錘波速；ν0為管道流速；H0為水頭。

2 實例與分析

本章計算采用高A、高B、中A、中B、低A、低B6個不同水頭的抽水蓄能電站進行計算分析，各電站基本參數見表1。

2.1 高水頭抽水蓄能電站

2.1.1 水輪機發電工況甩負荷

在高水頭水電站中，一般管道較長，閥門對水錘波的反射信號為正，由特征水錘判別公式ρτ0<1(τ0為起始開度)可知其特征水錘為第一相水錘[19]。此時若采用先快后慢的兩段折線關閉規律，會明顯增大水錘波的正向反射信號。因此對高水頭電站只考慮導葉直線關閉和先慢后快的兩段折線關閉規律。以高A和高B兩個電站為例，計算結果見表2。

表2 發電工況導葉關閉計算結果

由表2可見，對于高A和高B兩個高水頭抽水蓄能電站，只要選取適當的關閉時間，無論是直線關閉還是分段關閉規律，均能夠滿足調節保證計算的要求，即最大轉速上升小于45%，蝸殼最大水壓力上升小于允許898.3 m及755.3 m，且尾水管進口壓力值大于允許最小壓力值，未出現真空。

若采用分段折線關閉規律，雖然蝸殼壓力有所降低，但機組最大轉速值增大的幅度明顯大于蝸殼進口最大水錘壓力值降低的幅度，此時轉速最高值與控制極限值很近，這是因為高水頭水電站機組在棄負荷后，轉速上升一般較快。由于在水電站調保計算中，需同時滿足機組最大轉速上升率和蝸殼進口最大內水壓力上升率的控制要求，且在關閉時間上：高A電站，分段關閉6-36-0.65的實際關閉時間 與選定的直線關閉規律時間21 s相近；高B電站，分段關閉6-24-0.7的實際關閉時間 與選定的直線關閉規律時間15 s相近。所以，對于高水頭水電站而言，其機組導葉采用先慢后快兩段折線關閉規律的意義不大。

圖1 導葉分段關閉過渡過程曲線

導葉關閉過程中機組的過渡過程曲線圖見圖1(其中曲線1、2、3 分別為機組轉速、蝸殼最大水壓力和尾水管最小水壓力在不同時刻的相對變化率)。對于高A與高B，當采用導葉分段關閉規律時，各參數峰值較導葉采用直線關閉規律多一個。因為當機組采用先慢后快兩段折線關閉規律控制導葉關閉時，機組水錘會出現兩個峰值。第一個峰值由于導葉進行慢關，使原先的第一相水錘極值略有降低；第二個峰值由于導葉在第二段進行快關而產生。

2.1.2 水泵斷電工況甩負荷

從高A和高B兩個電站的有壓引水道的布置看，上彎段前節點最有可能產生負壓的節點，兩個節點相應的洞頂高程分別為2 645.4 m和1 746.1 m。因此要保證輸水系統中洞頂壓力不小于2 m，則節點測壓管水位分別不能低于2 647.4 m和1 748.1 m，計算結果見表3。

表3 抽水工況導葉關閉計算結果

由表3可見，采用直線關閉和分段關閉規律時，在水泵斷電后過渡過程中，蝸殼最大動態水壓力、尾水管最小動態水壓力及最低動態測壓管水位均滿足調保計算的要求。

綜上所述可知，400 m以上水頭的水電站機組導葉采用“直線關閉規律”是最簡單、有效、合理的方案。

2.2 中水頭抽水蓄能電站

2.2.1 水輪機發電工況甩負荷

對于中水頭水電站，閥門對水錘波的反射信號為負，由特征水錘判別公式ρτ0>1可知其特征水錘為極限水錘[20]。則若采用先慢后快的關閉規律控制導葉，易使水錘壓力過大，因此不做考慮。所以考慮使用直線關閉、直線延時關閉及先快后慢的分段關閉和延時分段關閉規律控制導葉，圖2為兩個電站在各關閉規律下的計算結果對比。

圖2 導葉關閉計算結果對比

從圖2來看，對于中A電站：延時關閉規律的結果明顯要優于無延時關閉規律，蝸殼進口最大壓力相對較低，直線關閉時間在60s及0-9-54時，蝸殼最大水壓力仍超過30%，不能滿足調保計算的要求。調速器延時關閉時，機組最大轉速略有升高，但是完全滿足調保要求的45%。這是因為機組甩負荷后，導葉開度先在一段時間內保持不變，此時機組轉速上升，流量的減小只是由轉速上升引起，變化率很小，從而水擊升值也相對較小。導葉開始關閉后，流量減小，但是轉速開始下降，使得流量增加，在兩者的共同作用下，流量的變化率不會太大，所以水擊升值不會太大。故延時直線關閉或延時分段關閉這兩種關閉形式滿足要求。

對于中B電站：采用延時直線或分段延時關閉規律時。當直線延時關閉及分段延時關閉規律時，蝸殼水壓力上升和尾水管水壓力降低，均滿足要求。從調速器的設計、運行角度來看，直線關閉規律較為簡單，故中B電站優先選用導葉直線關閉規律。圖3為中B電站各種導葉關閉規律下過渡過程曲線。

圖3 中B電站各種導葉關閉規律下過渡過程曲線

2.2.2 水泵抽水工況斷電

中A和中B兩個抽水蓄能電站都沒有設置引水調壓室，因此在水泵斷電后有壓引水道中是否會出現負壓是一個重要因素，從有壓引水道的布置看，上彎段前節點最有可能產生負壓，另外進水段的末端閘門井也有可能產生負壓。導葉關閉規律選用中B電站發電工況滿足調保計算的關閉規律來計算，計算的結果見表4。

表4 中B電站發電工況導葉關閉計算結果 m

由表4可見，當選用直線延時關閉或分段延時關閉規律時，蝸殼水壓力上升和尾水管水壓力降低，均滿足要求。從節點的測壓管水位變化來看，引水道上彎段前節點選用以上關閉規律，也均不會出現負壓。

綜上所述可知，水頭在300～400 m之間水頭的水電站機組導葉采用“延時直線關閉規律”是簡單、有效、合理的方案。

2.3 低水頭抽水蓄能電站

2.3.1 水輪機發電工況甩負荷

對于低水頭水電站，一般管道較短，閥門對水錘波的反射信號為負，由特征水錘判別公式ρτ0>1可知，其特征水錘為極限水錘[20]。則若采用先慢后快的關閉規律控制導葉，易使水錘壓力過大，因此不做考慮。以低A和低B兩個電站為計算實例，圖4、5為導葉分段關閉過渡過程曲線。

圖4 低A電站各種導葉關閉規律下過渡過程曲線

圖5 低B電站各種導葉關閉規律下過渡過程曲線

由圖7可知，當采用先快后慢的兩段折線關閉規律控制導葉關閉時，機組水錘會有兩個峰值存在。由于第二段導葉慢關導致極限水錘壓力有所下降，減小其第二段峰值。

對于低A和低B兩個抽水蓄能電站，無論是蝸殼末端最大水壓力還是機組轉速，直線關閉規律下都比分段關閉的偏大，且尾水管進口壓力都偏小，顯而易見，發電工況下采用分段關閉規律的過渡過程計算結果要優于直線關閉規律。

2.3.2 水泵抽水工況斷電

低A電站上游水庫死水位為311.5 m，而上游閘門井節點中心高程295.11 m，豎井前節點288.34 m，水位差較小，在過渡過程中，水泵斷電工況最容易出現負壓，必須要校核關閉規律，以保證在過渡過程中管道不出現負壓。從有壓引水道的布置看，上彎段前節點最有可能產生負壓的節點，另外進水段的末端閘門井也有可能產生負壓，兩個節點的洞頂高程分別為299.11 m和292.34 m。低B電站上彎段前節點及下游尾水上彎末端最有可能產生負壓，相應的洞頂高程分別為548.15 m和233.8 m。仿真計算中對應節點的最低測壓管水位應不低于相對應的洞頂高程，才能保證管道中不出現負壓。

由于主要考慮有壓引水道內出現負壓的情況，因此采用最高揚程和最低揚程時所有機組同時水泵斷電的工況來校核關閉規律計算，結果見表5。

由表5可見，低A電站選用直線關閉規律14 s時，引水管道中壓力豎井前節點最低測壓管水位為292.30 m，小于洞頂高程292.34 m，不滿足要求。而采用8-24-0.6分段關閉規律時，引水管道中壓力豎井前節點測壓管水位為293.91 m，高于該節點所在洞頂高程約1.6 m，滿足要求。低B電站選用直線關閉規律40 s時，進水段末端閘門井節點最低測壓管水位為546.62 m，低于洞頂高程548.15 m，不滿足要求。而采用6-18-0.7分段關閉規律時，進水段末端閘門井節點最低測壓管水位為551.14 m，高于該節點所在洞頂高程約4.5 m，滿足要求。

表5 抽水工況導葉關閉計算結果 m

綜上所述可知，對于水頭在300 m以下水頭的抽水蓄能電站，機組導葉采用先快后慢兩段折線關閉規律。

3 結 論

對于水頭在300 m以下的低水頭抽水蓄能電站，機組導葉采用先快后慢兩段折線關閉規律，不僅在水輪機甩負荷工況可以同時有效地降低最大水錘壓力值和機組最大轉速上升率，而且在水泵斷電工況與直線關閉規律相比，更加能夠保證有壓引水道內不出現負壓。由此可見，在以上四種關閉規律類型中，“先快后慢兩段折線關閉規律”是低水頭水電站機組導葉的最優關閉規律類型。

由理論和數值計算分析可知：對于水頭在400 m以上水頭的抽水蓄能電站進行導葉關閉規律優化選擇計算時，宜采用直線關閉規律；對于水頭在300～400 m之間的水頭的抽水蓄能電站進行導葉關閉規律優化選擇計算時，宜采用直線關閉規律或延時直線關閉規律；在水頭在300 m以下水頭的抽水蓄能電站進行導葉關閉規律優化選擇計算時，宜使用先快后慢兩段折線關閉規律。

[1]高傳昌，陳曉俊，王為術. 復雜泵壓長距離輸水水錘數值模擬軟件的設計與實現[J]. 南水北調與水利科技，2009(2)：1-3.

[2]王丹，楊建東. 導葉關閉規律及初始開度對蝸殼動水壓力的影響[J]. 水電能源科學，2005(4)：73-75.

[3]劉生國. 淺析水輪機導葉兩段關閉規律的選擇[J]. 水電能源科學，2009(4)：173-174.

[4]張健，房玉廳，劉徽，等. 抽水蓄能電站可逆機組關閉規律研究[J]. 流體機械. 2004，32(12)：14-18

[5]王波. 抽水蓄能電站引水系統過渡過程計算研究[D]. 武漢：華中科技大學，2012.

[6]陳丹，楊建東. 導葉關閉規律和尾水調壓室對尾水管真空度的影響[J]. 水電能源科學，2004(2)：45-48.

[7]王丹，楊建東. 導葉關閉規律及初始開度對蝸殼動水壓力的影響[J]. 水電能源科學，2005(4)：73-75.

[8]樊紅剛，崔赫辰，陳乃祥. 導葉關閉規律非線性評價函數及多工況優化[J]. 排灌機械工程學報，2013(3)：230-235.

[9]徐曉燕，張曉宏. 李建斌. 水輪機導葉關閉過程的探討研究[J]. 電網與清潔能源，2015，31(2)：135-138.

[10]馬躍先，程廣蕾，張立云，等. 微粒群算法在水輪機導葉分段關閉折點尋優中的應用研究[J]. 中國農村水利水電，2008(11)：112-114.

[11]王煜，田斌. 對水輪機導葉最優關閉規律的探討[J]. 三峽大學學報，2007，29(2)：113-115.

[12]黃賢榮. 水電站過渡過程計算中的若干問題研究[D]. 南京：河海大學，2006.

[13]呂為亮. 多目標優化方法在水輪機運行中的應用[D]. 石家莊：河北工程大學，2008.

[14]劉曉麗，鄭源，高亞楠. 抽水蓄能電站可逆機組導葉關閉規律探析[J]. 水電能源科學，2011，29(6)：151-153.

[15]鄭源，張健. 水力機組過渡過程[M]. 北京：北京大學出版社，2008.

[16]克里夫琴科. 水電站動力裝置中的過渡過程[M]. 北京：水利出版社，1981.

[17]常近時. 導葉分段關閉對水輪機甩負荷過渡過程解析計算[J]. 水力機械技術，1986(7)：35-39.

[18]劉文彬. 沖擊式水輪機水擊壓力及多閘門井水位波動解析研究[D]. 武漢：武漢大學，2014.

[19]蔣小鵬. 長距離高落差重力流輸水管道水錘特性分析[J]. 人民黃河，2015(11)：123-126.

[20]郭雪莽. 水電站精品課程[EB]. http：//jpkc.zjwchc.com/sdz, 2012.

(責任編輯 高 瑜)

Research on Guide Vane Closing Law of Pumped-storage Power Station under Different Water Head

LU Yue1, QU Bo1, HE Zhongwei2

(1. College of Energy and Electrical Engineering, Hohai University, Nanjing 211100, Jiangsu, China;2. Water Conservancy and Hydropower College, Hohai University, Nanjing 210098, Jiangsu, China)

In view of the flow characteristics of transition process of reversible pump-turbine, suitable guide vane closing laws of pump-turbine operating in different water head are selected based on calculation analysis. By comparing the parameter changes and rationality of transient process under turbine operation condition and load rejection, it is concluded that the linear closing law is suitable for pumped-storage power stations with water head more than 400 m, the linear closing law or delayed linear closing law is suitable for the stations with water head between 300 m to 400 m, and the two-segment closing law with first faster and then slower is suitable for the stations with water head under 300 m.

pumped-storage; transient process; water head; closing law of guide vane; pump turbine; load rejection

2016-05-21

蘆月(1992—),女,新疆昌吉人,碩士研究生,主要研究方向為流體機械.

TV743

A

0559-9342(2016)12-0085-05