抽蓄電站一管兩機負荷擾動時被擾機組特性研究

張 飛，王 濤，劉 殿 海，趙 志 文

(1.國網新源控股有限公司抽水蓄能經濟技術研究院，北京 100761； 2.國網新源控股有限公司，北京 100140； 3.國網新源浙江仙居抽水蓄能有限公司，浙江 臺州 317300)

1 研究背景

2016年，我國相繼投產了廣東清遠、江西洪屏、浙江仙居3座大型抽水蓄能電站[1]，2017年投產了江蘇溧陽抽水蓄能電站，2018年投產了廣東深圳抽水蓄能電站。近3 a來，先后開工了句容、廈門、阜康、清原等10余座大型抽水蓄能電站。根據水電“十三五”規劃，在此期間我國將新增約1 700萬kW抽水蓄能電站的裝機[2]。大量抽水蓄能電站機組裝機的投運有效地改善了我國電力系統電源結構，提高了電力系統綜合調節能力。目前，竣工投運的蓄能電站普遍采用一管多機流道設置，比如，浙江仙居[3]電站采用一管兩機設計，浙江天荒坪電站采用一管三機設計[4]，廣東清遠電站采用一管四機設計[5]，這給電站以及電網的安全穩定運行帶來了嚴重挑戰。2016年，國網公司要求對系統內一管雙機電站雙機甩負荷及雙機切泵等極端工況進行復核，以確保機組在極端工況下的調節能力滿足電力系統的安全運行要求。在一管雙機甩負荷試驗中，首先需要進行負荷擾動試驗，以確定同一水力單元中一臺機組甩負荷不會影響到另一臺機組的安全運行。

針對負荷干擾現象，以往研究多集中在數值計算方面，缺乏相關現場試驗方面的分析研究。比如，鄒金等人對多機引水發電系統中的水力和電氣過程進行了仿真分析[6]；付亮等人對同一水力單元的2臺機組進行建模分析，優化了機組的運行方式[7]；余雪松等人對仙游電站水力干擾過程進行了建模與分析[8]等。本文結合浙江仙居抽水蓄能電站，介紹了一管雙機系統開度模式和功率模式下的負荷擾動試驗的實施過程，對機組振動、擺度和壓力脈動等穩定性參數進行了測試；同時，還研究了工況參數和穩定性參數的變化規律，研究成果可供運行單位、主機廠家及設計院相關單位參考。

2 測試情況簡介

2.1 機組參數

仙居抽水蓄能電站采用立軸、單機、混流可逆式水泵水輪機，水輪機工況額定出力為382.7 MW，額定水頭為428 m，額定流量為96.34 m3/s，額定轉速為375 r/min；水泵工況最大凈水頭為492.33 m，相應流量為85.51 m3/s，最小凈水頭為421.86 m，相應流量為92.75 m3/s，吸出高度為-71 m。調節保證要求蝸殼中心線處最大壓力值不得超過7.31 MPa，尾水管進口與出口處最低壓力不得小于0 MPa，尾水管進口處最高壓力不得大于1.60 MPa，尾水管出口處最高壓力不得大于1.70 MPa。

2.2 測點布置

一管雙機負荷擾動試驗時，主要驗證2臺機組帶額定負荷后一臺機組甩負荷對另外一臺機組的影響，因此需要測試被擾機組的振動、擺度、壓力脈動，以確定機組的穩定性參數是否受到影響，以及調節保證參數是否能夠滿足機組的安全運行。考慮到同一流道一臺機組甩負荷將導致另一臺機組負荷發生較大波動，因此需要測試被擾機組調速器在不同模式下的響應特性以及驗證涉及過流、過負荷等方面的機組保護。測試過程中的機組機械及水力穩定性參數測點設置如圖1所示。除圖1中所示點以外，對有功功率、導葉開度、勵磁電流等工況參數需進行同步錄波。

圖1 機組穩定性測點布置Fig.1 Measuring points distribution of units stability

2.3 測試儀器

試驗所用傳感器參數如下：

(1) 速度傳感器采用本特利生產的330505型低頻速度傳感器，其靈敏度為20 mV/(mm·s)，頻響范圍為0.5～1 000 Hz(-3.0 dB)、1～200 Hz(-0.9 dB)；

(2) 速度型位移傳感器采用豪瑞斯生產的MLS/V-9型傳感器，靈敏度為8 mV/μm，頻響范圍為0.5～600 Hz(-3 dB)；

(3) 電渦流位移傳感器采用本特利330180型傳感器，其靈敏度為8 V/mm，頻響范圍為0～10 kHz(-3 dB)；

(4) 壓力傳感器采用通用公司生產的PTX5072型傳感器，其精度為±0.2%，頻響范圍為0～5 kHz(-3 dB)。

試驗采用2套采集儀器進行同步采集，分別是本特利公司的ADRE408 DSPi和HBM公司的QuantumX MX840A-P。采樣精度可以達到24位A/D。整個試驗平臺如圖2所示。

圖2 測量儀器平臺Fig.2 Test equipment

3 測試結果

考慮到正常帶負荷情況下調速器的運行模式主要有兩種：功率模式和開度模式[9]。

(1) 開度模式下，調速器接收來自監控的增減開度指令，從而實現負荷的調節。

(2) 功率模式下，監控系統給調速器下達負荷指令，由調速器完成功率閉環從而實現負荷的調節。正常發電情況下，機組優先運行于功率模式。

當調速器功率傳感器異常時，調速器將工作于開度模式，通過監控系統實現功率閉環。此時，一旦監控閉環出現問題(如監控系統功率變送器異常)，對于同一流道的另外一臺機組故障甩負荷后，正常運行機組功率將產生最大的波動情況。因此負荷擾動試驗分別在兩種模式下進行，其中，1號通流系統試驗時，被擾機組(1號機組)運行在功率模式(2號機組甩額定負荷)，試驗在上庫水位661.7 m、下庫水位194.9 m時完成；2號通流系統試驗時，被擾機組(3號機組)運行在開度模式(4號機組甩額定負荷)，且監控系統閉環切除，試驗在上庫水位666.2 m、下庫水位200.1 m時完成。

3.1 受擾機組調速器響應分析

1號機組功率模式下被擾特性如圖3(a)所示，3號機組開度模式下被擾特性如圖3(b)所示。

圖3 機組不同模式下的被擾特性Fig.3 Disturbed characteristics of unit under different regulation modes

由圖3可以看出：1號機組在功率模式下功率波動范圍在317～445 MW之間，3號機組在開度模式下的功率范圍在325～471MW范圍內，開度模式下較功率模式下功率波動要大。當同一流道的2臺機組為額定負荷，一臺機組甩負荷后，在水錘壓力的作用下2臺機組蝸殼進口壓力同時升高、尾水出口壓力同時減小，進而導致工作水頭增大，造成被擾機組水頭升高、流量增大以及出力上升。但是，在功率模式下，由于調試器以有功功率為受控對象，而水頭和流量的持續波動以及功率閉環由調速器執行，響應速度快，在調節過程中造成的水頭與流量變化疊加導致調速器將在較長的時間內才能將機組負荷穩定至額定負荷，這一時間取決于通流系統對壓力波動的阻尼效果。而在開度模式下，調速器的動作與功率模式截然不同，一方面由于調速器以導葉開度為控制目標，在一臺機組甩負荷后，受水錘壓力作用而導致機組水頭升高/降低波動，調速器開度降低/升高，進而導致調速器導葉開度向減小/增大的方向動作，從而造成功率波動大。

3.2 受擾機組振動、擺度及壓力脈動穩定性分析

負荷擾動試驗過程中，在功率模式下，1號機組振動、擺度混頻幅值趨勢如圖4所示；開度模式下的3號機組振動、擺度混頻幅值趨勢如圖5所示；被擾1號和3號機組壓力脈動的混頻幅值趨勢變化如圖6所示。

圖4 功率模式下被擾1號機組振動、擺度混頻幅值變化趨勢Fig.4 Vibration and runout peak-to-peak value trends of disturbed unit 1 in constant power mode

圖5 開度模式下被擾3號機組振動、擺度混頻幅值變化趨勢Fig.5 Vibration and runout peak-to-peak value trends of disturbed unit 3 in constant guide vane opening mode

圖6 被擾1，3號機組壓力脈動測點混頻幅值變化趨勢Fig.6 Pressure peak-to-peak value trend of disturbed unit 1 and 3

從圖4～6受擾機組振動與擺度混頻幅值的變化趨勢可以看出：

(1) 在2種模式下，受水力因素影響，在擾動瞬間，2臺機組的水導擺度混頻幅值略有增大，上導和下導的擺度混頻幅值基本不會受另一臺機組甩負荷的影響。

(2) 擾動瞬間，機組上機架、下機架以及頂蓋垂直方向的振動增大明顯，尤其以頂蓋的垂直振動增大最為明顯，導致這一因素的原因主要是通流系統的壓力脈動增大。

(3) 擾動過程中，相比于開度模式，在功率模式下機組調節時間較長，從而導致壓力脈動波動持續的時間較長；而在開度模式下，調節時間短，則波動強度較功率模式下的壓力脈動強度大。

(4) 從(1)和(2)對比可見，考慮到上導和下導的擺度混頻幅值沒有明顯增大，而上機架、下機架以及定子基座的振動混頻幅值增大明顯，因此，可以判斷在負荷擾動過程中，機組固定部件的振動并非由轉動部件傳遞所導致。根據文獻[10]所述機組固定部件與廠房的振動傳遞的3種途徑，考慮到振動增大的方向性以及振源因素的影響，可以確認機組固定部件振動的主要傳遞路徑為“水壓-蝸殼-廠房-機組固定部件”和“水壓-頂蓋-廠房-固定部件”。

負荷擾動過程中，考慮無窮大電網條件下，被擾機組轉速保持不變，因此被擾機組振動主頻以轉頻、一倍葉片過流頻率和動靜干涉頻率為主，擺度以轉頻及其倍頻為主，而壓力脈動則受甩負荷機組的影響嚴重，與甩負荷機組壓力脈動測點頻率基本相同。圖7給出了被擾機組典型測點的時頻圖。時頻分析采用短時傅里葉變換實現[11]，漢寧窗的窗口長度為2 s，步長為0.25 s。

對于被擾機組而言，在同一流道中，當另一臺機組甩負荷后，被擾機組的振動在時域和頻域均會受到明顯影響。以3號機組為例，在圖7頂蓋垂直振動中，除穩定的動靜干涉頻率成分外，可見明顯的隨著甩負荷機組轉速變化的動靜干涉頻率成分，這一頻率成分在下機架垂直振動中也有出現。受甩負荷機組的影響，被擾機組壓力測點中低頻成分明顯增強。

圖7 被擾機組典型測點時頻圖Fig.7 Typical spectrograms of disturbed unit measuring points

3.3 受擾機組電磁穩定性分析

在進行2種情況下的機組擾動試驗時，勵磁系統均處于正常工作狀態，被擾動機組的勵磁系統響應基本一致，圖8給出了3號機組的勵磁電流、機組有功和無功的變化趨勢，以及勵磁系統的調節原理。

圖8 被擾機組有功、無功及勵磁電流變化趨勢和勵磁系統調節原理Fig.8 Active power，reactive power and field current trends of disturbed unit and excitation system regulation principles

為保證發電機的功角穩定并有足夠的裕度來避免發電機失穩，發電機勵磁系統設置有欠勵保護。通常發電機不在進相模式下運行，而當擾動機組甩負荷后，被擾機組由于水力作用導致有功功率大幅增加。無窮大電網條件下，由勵磁系統調節原理圖可見：此時在勵磁系統不參與調節時機組參數將由U、I1、E01變化到U’、I’、E0’，這將造成發電機進相模式運行時處于欠勵模式運行，導致功角穩定裕度大幅降低，因此必須增大勵磁電流，使發電機運行至U、I2、E02狀態。上述分析表明，機組的勵磁電流調節基本與有功功率的波動保持一致，從而保證發電機能夠保持在一定的功角穩定水平上。

4 結 論

本文對浙江仙居抽水蓄能電站功率及開度模式下的負荷干擾試驗過程中被擾機組的振動、擺度、壓力脈動以及電磁穩定性參數等數據進行了分析研究，研究結果表明：

(1) 在一管雙機額定負荷情況下，極限工況條件時，當一臺機組甩負荷擾動到另外一臺機組，此時被擾機組能夠做出良好的響應；

(2) 被擾機組穩定性參數在可控范圍之內，不會對其造成嚴重影響。