球閥動水關閉過程中球閥與機組穩(wěn)定性分析

張 飛， 唐擁軍, 王國柱, 鄧 磊

(1. 國網(wǎng)新源控股有限公司 技術中心，北京 100161；2. 河北張河灣蓄能發(fā)電有限責任公司 運維檢修部，石家莊 050399)

球閥動水關閉過程中球閥與機組穩(wěn)定性分析

張 飛1， 唐擁軍1, 王國柱2, 鄧 磊1

(1. 國網(wǎng)新源控股有限公司 技術中心，北京 100161；2. 河北張河灣蓄能發(fā)電有限責任公司 運維檢修部，石家莊 050399)

采用短時傅里葉變換方法，針對某抽水蓄能電站水泵水輪發(fā)電機組球閥動水關閉過程中機組及球閥的試驗數(shù)據(jù)進行了分析，研究了球閥動水關閉前、后及過程中機組及球閥的主要頻率成分變化情況。研究結果表明：穩(wěn)態(tài)工況下球閥及機組存在明顯的100 Hz頻率成分，該頻率成分主要由兩倍的葉片通過頻率產生而非電機極頻振動產生；兩倍葉片過流頻率具有向上傳播的特性，加劇了機組與球閥的振動。

短時傅里葉變換；穩(wěn)定性參數(shù)；極頻振動；葉片過流頻率；球閥動水關閉

球閥是抽水蓄能電站重要設備之一，其有三個用途：①蓄能機組檢修時通過球閥阻擋水流以保障檢修安全；②蓄能機組發(fā)生異常時通過球閥截斷水流，即動水關閉球閥，避免事故擴大；③與調速器緊密配合，參與調節(jié)保證以降低水錘壓力，減輕水力振蕩。球閥的穩(wěn)定性對其功能的實現(xiàn)具有至關重要作用。因此運行中球閥振動、壓力脈動等穩(wěn)定性參數(shù)的研究對保障電站安全穩(wěn)定運行具有非常重要的現(xiàn)實意義,故我國標準[1]對大中型電站的進水閥就有明確的技術要求。目前，抽水蓄能電站竣工投產后也均要求進行動水情況下的球閥關閉試驗，以判斷球閥的動作特性是否滿足設計要求并對其穩(wěn)定性進行觀測[2]。

目前國內、外學者研究集中于球閥參與機組調節(jié)保證的控制規(guī)律[3-5]、球閥關閉過程中的流場分析[6-9]等方面的研究。關于球閥的穩(wěn)定性分析，國內外學者關注較少，鮮有機組與球閥之間相互影響研究方面的報道。而電站實際運行中，由于機組振動而引發(fā)廠房劇烈振動時有發(fā)生，從而對球閥穩(wěn)定性造成影響。基于此，本文結合某抽水蓄能電站3#機組球閥動水關閉試驗過程中機組與球閥穩(wěn)定性測點實測數(shù)據(jù)，采用短時傅里葉變換方法，對動水關閉球閥全過程中的機組的頻率變化情況進行了跟蹤分析，研究了機組與主閥穩(wěn)定性之間的關系，指出了引起廠房振動的原因。

1 試驗基本條件

1.1 機組參數(shù)

某抽水蓄能電站安裝4臺單機容量為250 MW的單級混流可逆式水泵水輪發(fā)電機組，電站最大毛水頭/揚程346 m，最小毛水頭/揚程291 m，水輪機工況額定水頭305 m。電站每臺機組均裝設一臺球閥用于停機時截斷水流。水泵水輪機轉輪葉片數(shù)為9，固定導葉數(shù)為26，機組額定轉速為333 r/min。

1.2 球閥參數(shù)

操作方式：臥軸雙面密封，兩個單作用液壓缸式接力器油壓操作；球閥直徑：2 450 mm；設計壓力：5.2 MPa；試驗壓力：7.8 MPa；球閥尺寸：3 200 mm×6 000 mm×4 600 mm；開啟時間：62 s；關閉時間：61 s；活門重量：36.5 t；閥體重量：37.6 t；檢修密封操作方式：水壓操作；工作密封操作方式：水壓操作；密封投入壓力：≥3.0 MPa；生產廠家：ALSTOM；球閥總重：87.3 t；旁通閥型式：針式閥門；旁通閥直徑：200 mm。球閥采用雙接力器進行操作，接力器行程1 940 mm，工作體積300 L/個，設計壓力7.0 MPa。

1.3 測試系統(tǒng)描述

2015年10月，由國網(wǎng)新源控股有限公司技術中心實施了電站3#機組動水關閉球閥試驗。為監(jiān)測球閥關閉過程中機組及球閥穩(wěn)定性參數(shù)，對機組的振動、擺度、壓力脈動和球閥的振動、位移、壓力脈動進行了同步采集，采樣率為1 kS/s。機組測點見圖1所示，球閥測點見圖2所示，圖3與圖4給出了典型測點布置的照片。

圖1 機組測點布置圖

圖2 球閥測點布置圖

試驗所用傳感器參數(shù)為：速度傳感器采用本特利生產的330505型低頻速度傳感器，靈敏度20 mV/mm/s，頻響范圍0.5～1 000 Hz(-3.0 dB)、1～200 Hz(-0.9 dB)；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/um，頻響范圍為0.5～600 Hz(-3 dB)；電渦流位移傳感器采用本特利330180型傳感器，靈敏度8 V/mm，頻響范圍0～10 kHz(-3 dB)；壓力傳感器采用通用生產的PTX5072型傳感器，精度為±0.2%，頻響范圍0～5 kHz(-3 dB)。

試驗采用兩套采集儀器進行同步采集，分別為ADRE408 DSPi和QuantumX MX840A-P。采樣精度可以達到24位A/D。整個試驗平臺如圖5所示。

圖5 現(xiàn)場試驗采集平臺

1.4 水文條件

動水關閉球閥試驗前機組帶滿負荷運行，上游水位800.32 MSL，下游水位472.65 MSL，毛水頭327.67 m。

2 短時傅里葉變換

傅里葉變換在信號分析中具有極其重要的作用。傳統(tǒng)的傅里葉變換是一種對時域信號的整體變換，不適合處理非平穩(wěn)信號。為克服傅里葉變換在時域局部化方面的不足，1946年D.GABOR提出了研究非平穩(wěn)信號的短時傅里葉變換或窗口傅里葉變換，在一定程度上實現(xiàn)了時域和頻域局部化。

短時傅里葉變換的思想是：在傳統(tǒng)傅里葉變換的框架中，把非平穩(wěn)信號看成是一系列短時平穩(wěn)信號的疊加，而短時性則通過在時域上的加窗實現(xiàn)，并通過平移參數(shù)來覆蓋整個時域[10]。設h(t)是中心位于τ且寬度有限的窗函數(shù)，對于給定的非平穩(wěn)信號s(t)∈L2(R)，信號s(t)的短時傅里葉變換定義為

(1)

由短時傅里葉變換的表達式可見，由于窗函數(shù)h(t)的時移和頻移使短時傅里葉變換具有了局部特性，它既是時間的函數(shù)又是頻率的函數(shù)。對于給定的時刻t，S(t,w)可視為該時刻的局部頻譜，即原信號在t時刻附近τ時段內的傅里葉變換。

短時傅里葉變換的窗函數(shù)很多，常用的窗函數(shù)有：矩形窗、漢寧窗、海明窗、高斯窗和布萊克曼窗等。由于高斯函數(shù)是所有函數(shù)中時頻集聚性最好的函數(shù)[11]，因此本文采用高斯窗函數(shù)進行加窗分析。

3 數(shù)據(jù)分析

動水關球閥試驗前機組帶滿負荷運行，經(jīng)調度允許后開始試驗。在球閥機旁盤啟動球閥關閉流程，球閥開始關閉，機組功率減小至一定值后，斷路器動作，機組甩負荷，繼而調速器動作，導葉快速關閉，機組停機。整個過程見圖6所示。典型的機組振動、擺度及壓力脈動測點時域波形圖見圖7所示。

(a) 機組轉速

(b) 有功功率

(c) 球閥行程

(d) 接力器行程

Fig.6 Speed, active power, ball valve opening and guide vane opening of ball valve closing in dynamic process

(a) 轉輪與底環(huán)間壓力

(b) 球閥垂直振動

(c) 水導擺度

Fig.7 Measured signals of pressure between runner and bottom ring, ball valve vertical vibration and run-out of turbine guide bearing

由圖6可知：球閥動水關閉試驗中，球閥控制系統(tǒng)在接到關閉命令后，球閥行程線性減小，此時由于流量的減小導致輸入水力矩減小和發(fā)電機輸出功率逐漸減小，同時轉輪入口水流速度減小進而導致水泵水輪機偏離最優(yōu)工況點，并引起通流部件內壓力脈動的顯著上升，同時導致球閥及機組的穩(wěn)定參數(shù)惡化(見圖7)。上述現(xiàn)象一直持續(xù)到導葉接近全關處，因此這是一個典型的非穩(wěn)態(tài)過程。為實現(xiàn)對這一過程中機組、球閥的穩(wěn)定性參數(shù)的有效分析，采用前述的短時傅里葉變換對實測信號進行分析。

對轉輪與底環(huán)間壓力脈動、球閥本體振動和水導擺度信號采用短時傅里葉變換進行分析，時頻圖結果分別見圖8、圖9和圖10所示。根據(jù)信號的采樣頻率，頻譜分析最高頻率為500 Hz，考慮到信號中的高頻成分幅值很小，因此本文分析頻譜中的最大分析頻率為200 Hz，以便對其中的低頻成分進行觀測，同時也便于觀測兩倍葉片過流頻率。

圖8 轉輪與底環(huán)間壓力脈動短時傅里葉變換

Fig.8 Pressure pulsation STFT spectrum of measuring point between runner and bottom ring

圖9 球閥垂直振動的短時傅里葉變換

Fig.9 STFT spectrum of measuring point of ball valve vertical vibration

圖10 水導擺度的短時傅里葉變換

Fig.10 Run-out signal STFT spectrum of measuring point of turbine guide bearing

由圖8～圖10可知，球閥在動水關閉前機組各個測點均有明顯的100 Hz頻率成分，在穩(wěn)態(tài)分析時這一頻率誤識別為機組的極頻振動導致。在動水關閉球閥后至停機過程中，這一較高頻率成分隨機組的轉速降低而降低，而在機組停機過程中由于轉子沒有勵磁電流，發(fā)電機出口斷路器斷開，此時機組的振動主要由機械因素和水力因素所決定，無電氣因素影響機組振動。由機械因素所確定的振動主要表現(xiàn)為轉頻及其較低的倍頻成分，因而停機過程中這一與轉速有密切相關的頻率成分應為水力因素所激發(fā)。通過提取這一頻率成分并繪制其與機組轉速的關系，結果如圖11所示。由圖11可知，識別到的這一頻率成分與機組的轉速成線性關系，考慮到水泵水輪機葉片數(shù)9，該頻率成分恰為9倍轉頻的兩倍，即兩倍葉片過流頻率，這一振動頻率符合動靜干涉所導致振動頻率特征[12]。因此在穩(wěn)態(tài)工況下的100 Hz頻率成分亦主要為兩倍葉片過流頻率而非極頻。

圖11 識別到的兩倍葉片過流頻率

為進一步探究兩倍葉片過流頻率的傳遞情況，分別在穩(wěn)態(tài)工況下繪制轉輪與底環(huán)壓力、轉輪與頂蓋間壓力、尾水進口壓力、蝸殼進口壓力、球閥上游側壓力測點的頻譜圖，并對頻譜根據(jù)以下原則進行歸一化：

步驟1 分別獲得每個測點的頻譜數(shù)據(jù)，并提取相應的兩倍葉片過流頻率幅值；

步驟2 計算全部測點兩倍葉片過流頻率幅值的最大值，以該最大值作為基礎進行歸一化操作；

上述操作本質上是對兩倍葉片過流頻率幅值進行的歸一化，計算結果見圖12所示。在歸一化時，由于轉頻的倍頻成分較100 Hz幅值大，因此繪圖處理時，將大于1的幅值部分強制為1。

圖12 壓力脈動測點頻域圖

由圖12可知，球閥上游鋼管、球閥下游側、蝸殼進口，轉輪與底環(huán)壓力脈動中均存在較強的兩倍葉片過流頻率幅值，這表明該頻率成分在水體內具有向上游側傳播的特性。而在轉輪下游側測點上，兩倍葉片過流頻率極其微弱，這可以解釋為產生于轉輪進口側的兩倍葉片過流頻率在經(jīng)過轉輪后急劇衰減，轉輪及水體對兩倍葉片過流頻率具有很大的阻尼；另一方面這也印證了兩倍葉片過流頻率產生于轉輪進口側，而非轉輪出口側所產生。有必要指出轉輪與導葉間壓力脈動由于測量時經(jīng)過長引水管非直接測量，由于水體的阻尼特性，信號采樣中的實測兩倍葉片過流頻率幅值表現(xiàn)偏弱。產生于轉輪進口側的兩倍葉片過流頻率成分在傳播時不可避免的在各個通流部件上將產生高頻振動，同時向其它轉動及固定部件傳遞。機組擺度、振動及球閥振動的頻譜結果見圖13～15所示，圖13～圖15的數(shù)據(jù)歸一化方式與圖12相同。

由圖13可知，在機組擺度測點反應上，水導靠近振源、下導次之、上導最遠，靠近振源處的兩倍葉片過流頻率幅值隨著距離的增大而減弱。在機組垂直振動測點反應上，也反應出了同樣的規(guī)律(見圖14)，即：頂蓋位置處靠近轉輪導致兩倍葉片過流頻率對應幅值明顯強于下機架、定子基座及上機架，隨著距離振源的增大而衰減。球閥處測點也具有基本類似的規(guī)律(見圖15)。同時球閥基礎也監(jiān)測到了較強的兩倍葉片過流頻率成分，這表明該頻率成分已經(jīng)向廠房傳遞，這也解釋了為什么該抽水蓄能電站廠房振動中含有較強的100 Hz成分[13]。

圖13 機組擺度測點頻域圖

圖14 機組垂直振動測點頻域圖

圖15 球閥徑向振動測點頻域圖

4 結 論

本文采用短時傅里葉變換方法，針對某抽水蓄能電站機組穩(wěn)定運行及動水關閉球閥過程中機組與球閥的穩(wěn)定性參數(shù)進行了分析，研究結果表明：

(1) 由于短時傅里葉變換具有很好的頻域聚焦能力，能夠較好的適用于動水關閉球閥過程中機組及球閥的特征頻率的提取。

(2) 通過對比穩(wěn)態(tài)過程與球閥動水關閉過程兩倍葉片過流頻率隨機組轉速的變化，確認了100 Hz振動主要是兩倍葉片過流頻率。

(3) 穩(wěn)態(tài)工況下該兩倍葉片過流頻率與機組的極頻相互疊加，造成機組的振動進一步加大。

(4) 產生于轉輪進口側的兩倍葉片過流頻率具有向上傳播的特性，且隨著距離的增大而衰減；該頻率成分向廠房傳播造成了廠房振動增大。

[1] 中華人民共和國國家質量監(jiān)督檢驗檢疫總局，中國國家標準化管理委員會. 大中型水輪機進水閥基本技術條件：GB/T 14478—2012[S]．北京：中國標準出版社，2012．

[2] 林愷，蔣寅軍．惠州抽水蓄能電站球閥動水關閉試驗研究[J]．湖南電力，2011，31(4)：23-26．

LIN Kai, JIANG Yinjun. Test and research on spherical valve dynamic closing of Huizhou Pumped Storage Power Station[J]. Hunan Electric Power, 2011, 31(4): 23-26．

[3] 張春，楊建東．高水頭抽水蓄能電站球閥與導葉聯(lián)動的關閉規(guī)律研究[J]．水電能源科學，2011，29(12)：128-131．

ZHANG Chun, YANG Jiandong. Study on linkage closing rule between ball valve and guide vane in high speed pumped storage power station[J]. Water Resources and Power, 2011, 29(12): 128-131．

[4] 李小芹，常近時，李長勝，等．抽水蓄能電站中球閥協(xié)同導葉關閉的水力順便過程控制方式[J]．水利學報，2014，45(2):220-226．

LI Xiaoqin, CHANG Jinshi, LI Changsheng, et al. Hydraulic transient controlling rules coupled with ball-valve and guide vane in pumped storage station[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2014, 45(2): 220-226．

[5] 馮為民，肖克宇，宋立．特大口徑水輪機進水球閥最優(yōu)動水關閉規(guī)律及數(shù)值模擬[J]．武漢大學學報(工學版)，2009，42(3)：287-291．

FENG Weimin, XIAO Keyu, SONG Li. Discipline of hydrodynamic closure on super-large diameter intake ball valve of hydro-turbine and numerical simulation[J]. Engineering Journal of Wuhan University, 2009, 42(3): 287-291．

[6] 韓伶俐．對抽水蓄能電站球閥參與機組甩負荷流量調節(jié)的幾點看法[J]．大電機技術，2013(2)：47-51．

HAN Lingli. Opinions on ball valve participating in regulation guarantee when pump storage unit rejecting load[J]. Large Electric Machine and Hydraulic Turbine, 2013(2): 47-51．

[7] CHERN M J, WANG C C, MA C H. Performance test and flow visualization of ball valve[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2007, 31: 505-512．

[8] LOOKEREN C C, NICODEMUS R, DE BRUIN G J, et al. A method for pressure calculation in ball valves containing bubbles[J]. Journal of Fluids Engineering, 2002, 124(3): 765-771.

[9] VAN LOOKEREN C C, NICODEMUS R, DE BRUIN G J, et al. A method for pressure calculation in ball valves containing bubbles[J]. Journal of Fluids Engineering, 2002, 124(3): 765-771.

[10] 唐向紅，李齊良．時域分析與小波變換[M]．北京：科學出版社，2008：45-46．

[11] 張孝遠，張新萍，蘇保平．基于最小最大核K均值聚類算法的水電機組振動故障診斷[J]．電力系統(tǒng)保護與控制，2015，43(5)：27-34．

ZHANG Xiaoyuan, ZHANG Xinping, SU Baoping. Vibrant fault diagnosis for hydro-turbine generating unit using minmax kernel K-means clustering algorithm[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(5):27-34．

[12] DOERFLER P．On the role of phase resonance in vibrations caused by blade passage in radial hydraulic turbomachines[C]//IAHR Section Hydraulic Machinery, Equipment, and Cavitation, 12th Symposium. Stirling, 1984．

[13] 尹銚，劉碧龍，常道慶，等．張河灣蓄能電站廠房噪聲與振動調查[J]．噪聲與振動控制，2012，10(增刊1)：157-160．

YIN Yao, LIU Bilong, CHANG Daoqing,et al．An investigation for noise and vibration of Zhanghewan pumped storage station[J]．Noise and Vibration Control, 2012，10(Sup1): 157-160．

Stability analysis of ball valves and units in ball valve dynamic water closing process

ZHANG Fei1, TANG Yongjun1, WANG Guozhu2, DENG Lei1

(1. Technology Center, State Grid Xinyuan Company Ltd., Beijing 100161, China; 2. Department of Maintenance, Hebei Zhanghewan Pumped Storage Generation Company Ltd., Shijiazhuang 050399, China)

Based on measured data from one pumped storage power station, stability parameters of pumped storage unit and ball valve have been analyzed by short time Fourier transform. Frequency changes of the ball valve and unit during ball valve closing in dynamic water conditions have been summarized. The research shows that the unit and ball valve vibrations involve a 100 Hz component in stable running condition. And the 100 Hz component mainly results from two-fold blade passing frequency not from generator polar frequency; the two-fold blade passing frequency component propagates upward and aggravates the vibrations of unit and ball valve.

short time Fourier transform; stability parameter; polar frequency; blade passing frequency; ball valve dynamic water closing

國家自然科學基金資助項目(51309258)；國家電網(wǎng)公司科技項目(52573016001G)

2015-12-08 修改稿收到日期：2016-01-31

張飛 男，碩士，高級工程師，1983年2月生

TV734

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.08.038