單機1 000 MW級水電站洞機組合水力過渡過程研究

楊 飛 ，舒 靜，崔偉杰，李高會，倪紹虎

(1.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，杭州 311122；2.水利部農村電氣化研究所，杭州 310012)

水電站輸水系統的洞機組合，一般有單洞單機、一洞多機等布置型式[1]。若輸水系統較長，為了節約工程投資，一般采用一洞多機的布置型式。若電站機組的單機容量較大，所需要的輸水系統的洞室規模越大，一條主洞配合的機組臺數不僅關系到投資大小，還會對電站的安全運行穩定性產生影響[2-4]。當電站發生過渡過程時，不同洞機組合的輸水系統的壓力等參數可能會不同，對電站的安全要求也不相同[5-8]。因此，研究輸水系統不同洞機組合對水電站設計具有重要意義。

某水電站工程共16臺機組，總裝機為16 000 MW，額定水頭202.0 m，單機額定發電流量為547.8 m3/s，左右岸各布置8臺，廠房采用首部開發方式。由于引水系統長度較短(約500 m)，采用單洞單機的布置型式。尾水系統較長(約2 000 m)，初步確定可能采用一洞三機和一洞兩機的兩種布置型式。由于電站機組單機容量較大，當發生過渡過程時，兩種布置型式下，輸水系統的壓力分布及機組運行性能將受到極大影響。基于此，本文結合該單機1 000 MW級水電站輸水系統洞機組合開展研究，分析不同洞機組合情況下水力過渡過程的差異，為類似工程設計提供參考。

1 數學模型

1.1 有壓管道水錘

描述任意有壓管道中的水力瞬變的運動方程和連續方程可以表示為[9,10]：

(2)

式中：H為壓力水頭，m；a為水擊波速，m/s；D為管道直徑，m；V為管道內流速，m/s；f為摩阻系數；θ為管道與水平線的夾角。

對上述微分方程采用特征線方法求解后，可得有壓管道瞬變計算的特征相容方程為：

C+：HPi=CP-BPQPi

(3)

C-：HPi=CM-BMQPi

(4)

式中：CP、BP、CM、BM是t-Δt時刻的已知量。

1.2 水輪機邊界

水輪機邊界條件主要方程為：

HPU=CP1-BP1QP

(4)

HPD=CM2+BM2QP

(6)

(7)

(8)

(9)

Mt=M′1D31HηP/ηM

(10)

ω=2 πn

(11)

式中：HPU為水輪機進口斷面壓頭；HPD為水輪機出口斷面壓頭；QP為水輪機過渡狀態時引用流量；HP為水輪機水頭；Mt為過渡狀態水輪機動力矩；Mg為發電機阻力矩；ω為過渡狀態時水輪機旋轉角速度；n為過渡狀態時水輪機轉速；Q′1、M′1為過渡狀態時單位流量、單位力矩；J為機組總轉動慣量；D1為轉輪直徑； 分別為水輪機效率及模型效率；A1、A2分別為水輪機進口出口斷面面積；CP1、BP1、CM2、BM2分別為上一時刻的已知值。

聯立上述方程，可求解水輪機過渡狀態中的水頭HP和轉速n值。

1.3 調速器方程

根據調速器的類型，采用下列傳遞函數[11]：

(12)

式中：G(s)為傳遞函數；Tn為加速時間常數；Ty為主接力器反應時間常數；bp為永態差值系數；bt為暫態差值系數；Td為緩沖裝置時間常數；s為拉普拉斯算子。

2 計算結果對比分析

2.1 大波動過渡過程比較

水電站的大波動過渡過程主要評價指標有蝸殼進口最大壓力、尾水管進口最小壓力以及機組最大轉速上升率等參數的大小。針對不同參數的典型控制性工況分別進行一洞三機方案和一洞兩機方案過渡過程計算分析。計算結果如表1和圖1～圖3所示，三洞方案對應一洞三機方案，四洞方案對應一洞兩機方案。

表1 大波動計算結果對比

圖1 蝸殼進口壓力變化過程線

圖2 機組相對轉速變化過程線

圖3 尾水管進口壓力變化過程線

分析表1及圖1～圖3的計算結果可知，兩方案蝸殼進口最大壓力及機組最大轉速上升率極值均較接近，由于蝸殼進口最大壓力及機組最大轉速上升率主要受引水系統的影響，而不論是一洞兩機方案還是一洞三機方案引水系統均采用的是單洞單機布置，故兩種方案下蝸殼進口最大壓力及機組最大轉速上升率的影響較小；由于一洞兩機方案的尾水隧洞稍長，因此尾水管進口最小壓力一洞兩機方案相對較差，但兩種方案的計算出的極值相差并不大。總體上，不同洞機組合對大波動過渡過程影響較小。

2.2 水力干擾過渡過程比較

水力干擾主要評價指標是出力擺動。發電機出力等于電流與電壓的乘積，其勵磁調節特性使發電機端電壓能很快穩定，所以出力擺動主要表現為電流隨時間的變化[12-14]。水力干擾過渡過程分析主要考慮并理想大電網功率調節及并理想大電網頻率調節兩種運行方式。并理想大電網功率調節模式下，調速器參與調節，受擾機組等出力運行，此調節模式水力干擾程度一般較小。并理想大電網頻率調節模式下，同一水力單元先甩機組幾乎不會引起電網頻率的變化，未甩機組受電網的拖動影響，轉速幾乎沒有變化，因此測頻元件基本不起作用，調速器將不動作，水力干擾引起的負荷波動完全由電網吸收，受擾機組作等開度運行，此調節下機組的過電流強度最大，若此工況不能滿足設計要求，則可能導致受擾機組因為過電流保護而發生甩負荷事故[15]。對于單機容量為1 000 MW的電站，水力干擾問題更為突出。

計算工況：額定水頭，額定出力，三臺機(兩臺機)正常運行，兩臺機(一臺機)突甩全負荷，另一臺機組正常運行。

不同洞機組合的水力干擾計算結果見表2及圖4～圖7。

表2 水力干擾過渡過程計算結果

圖4 正常運行機組出力變化過程線

圖5 正常運行機組出力變化過程線

圖6 正常運行機組出力變化過程線

圖7 正常運行機組出力變化過程線

由表2及圖4～圖7可以看出：兩種調節模式下，一洞三機布置的水力單元的最大出力與額定出力比值較一洞兩機布置的水力單元的大；對于超額定出力時間，功率調節模式下，一洞三機布置的水力單元的大于一洞兩機布置的水力單元，頻率調節模式下則相反；一洞三機布置的水力單元最大出力擺動幅度及超出力2%的持續時間均大于一洞兩機布置的水力單元。由于單機機組容量較大，一洞三機布置的方案水力干擾最危險工況，第三臺受到的擾動來自于兩臺機，因此一洞兩機布置的水力單元的水力干擾程度略優于一洞三機布置的水力單元。

2.3 小波動過渡過程比較

小波動的評價指標主要為，主波進入規定頻率變化帶寬(±0.4%額定頻率)調節時間不超過24Tw≈45 s以及衰減度大于80%[12]。一洞兩機方案和一洞三機方案的小波動的結果見表3和圖8～圖9所示。

表3 兩方案小波動過渡過程計算結果

圖8 機組轉速變化過程線(A1017)

圖9 機組轉速變化過程線(A1017)

由表3及圖8～圖9可以看出：同一水力單元機組同時減額定負荷的10%時，一洞三機方案偏離穩態轉速3%以上的波動次數為1次，從甩負荷后接力器首次向開啟方向移動時，轉速進入±0.4%頻率帶寬的調節時間不超過18.8 s，機組最低轉速最低為95.1%額定轉速；一洞兩機方案水力單元偏離穩態轉速3%以上的波動次數為1次，從甩負荷后接力器首次向開啟方向移動時，轉速進入±0.4%頻率帶寬的調節時間不超過18.5 s，機組最低轉速最低為95.1%額定轉速，均滿足規范的要求。不同洞機組合布置，機組的小波動調節品質差異較小。

3 結 語

通過對單機1 000 MW級水電站不同洞機組合布置的方案的水力過渡過程計算表明：

(1)不同的洞機組合布置對大波動過渡過程結果影響較小，蝸殼進口最大壓力、尾水管進口最小壓力、機組最大轉速上升率等指標均滿足規范要求，但是一洞三機方案比一洞兩機方案結果稍差。

(2)水力干擾工況，由于電站機組的單機容量較大，一洞三機的過負荷水平較一洞兩機的過負荷水平高，對受擾動機組的穩定運行不利，但受擾動機組超出力幅度和時間均能滿足規范要求。

(3)小波動工況，不同洞機組合布置對機組的小波動調節品質影響較小。

因此，從水力學角度來看，若機組單機容量較大，不同布置型式輸水發電系統的水力過渡過程的差異主要體現在水力干擾工況，最危險工況下，一洞三機方案較一洞兩機方案水力學條件差，正常運行機組會受到多臺機組的擾動。最終推薦采用一洞兩機的布置方案。

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