不同抽水轉發電模式下抽蓄機組穩定性參數對比

摘要

新型電力系統建設要求縮短抽水蓄能機組的快速響應時間。以具體電站機組為例，研究了正常與快速抽水轉發電模式下監控流程的主要差異和機組穩定參數的變化規律。在此基礎上，引入反時限振動評價方法對兩種模式下的振動峰峰值進行計算，評估了轉換模式對機組的影響；采用頻譜分析方法對無葉區壓力脈動進行分析，發現了低轉速下無葉區存在水力共振現象，并揭示了共振幅值、頻率與轉速的相關性。研究結果表明：抽水轉發電快速流程優于正常流程，快速轉換模式下的水力制動方式較正常轉換模式下的電氣制動加機械制動方式流程時間由438 s縮短至220 s，顯著提高工況轉換效率；在振動對機組損傷方面，14個振動、擺度監測點中13個監測點證明快速轉換模式有利于延長機組預期壽命；同時，快速轉換模式有利于機組快速通過低轉速下無葉區產生的水力共振區，將水力共振時間由15 s縮減至5 s，共振轉速區間壓縮超過60%。

關鍵詞

抽水轉發電; 穩定性參數; 水力共振; 水力制動; 振動評價

引 言

隨著以新能源為主體的新型電力系統的快速發展，電網調峰、調頻等需求更加迫切，同時要求相關調節電源的響應速度更快。抽水蓄能機組由于很好地滿足了電力系統這一需求，在“十三五”期間進入了發展快車道。根據中國《抽水蓄能中長期發展規劃（2021—2035年）》［1］，到2025年，抽水蓄能投產總規模6200萬千瓦以上，到2030年，投產總規模1.2億千瓦左右。可再生能源工程建設周期短、發展速度快，而抽水蓄能建設周期長，雖然抽水蓄能發展步入了快車道，但仍不能滿足可再生能源消納的快速增長需求。當前形勢下，對商運機組性能的挖掘是支撐當前階段可再生能源以及電網發展最為有利的方式。

根據抽水蓄能機組運行的特點，以及各區域電網調度方式的差異，抽水蓄能機組多以穩態發電、穩態抽水、調相等工況運行。近年來，隨著間歇性新能源的大規模并網，以及特高壓電網的運行，抽水蓄能機組的緊急支撐作用凸顯［2］。若大容量風電、太陽能等發電場站因故障脫網導致電力系統發電負荷驟降，此時抽水蓄能機組由調相或抽水態轉至發電態。工況轉換過程中涉及復雜的水力、機械和電氣過程，尤其是抽水轉發電過程。針對工況轉換過程，大量文獻集中于發電開、停機［3?5］、發電甩負荷［6?8］以及水泵斷電［9?11］等過程；針對快速抽水轉發電過程，學者多采用數值仿真、模型試驗等方式對此進行研究，如：Braun等［12］針對模型水泵輪機采用數值仿真與模型試驗相結合的方式研究了全功率變速機組快速抽水轉發電過程中的壓力脈動情況； Stens等［13?14］基于OpenFOAM平臺研究了快速抽水轉發電過程中不同策略下流道內的永流動狀況及壓力脈動情況，進一步通過一維過渡過程計算加三維流場仿真方式進行快速抽水轉發電過程模型仿真計算，并與真機電站進行了對比分析［15］； Svarstad等［16］研究了模型與真機快速抽水轉發電過程中的壓力脈動幅值變化情況，指出在水泵制動區壓力脈動最大；Nicolet等［17］在SIMSEN軟件中建立了全功率變頻機組快速抽水與發電互轉過程的仿真模型，驗證了真機快速轉換的可行性。文獻調研結果表明，尚未有針對大型抽水蓄能機組快速抽水轉發電過程進行真機試驗的系統研究和報道。

為挖掘抽水蓄能機組對電網支撐的快速響應能力，在洪屏抽水蓄能電站調試期間實施了抽水轉發電快轉試驗。通過試驗對這一過程中關鍵設備控制流程進行了檢驗，詳細測試了機組振動、擺度、壓力脈動等穩定性參數，驗證了原型機組的快速工況轉換能力。

1 試驗基本條件

1.1 機組參數

洪屏抽水蓄能電站位于江西省靖安縣，電站安裝4臺額定功率為306 MW的單級可逆式水泵水輪機，水泵水輪機與發電電動機基本參數如表1所示。

1.2 測試描述

為評估抽水轉發電過程中機組相關參數的變化規律，對機組振動、擺度和壓力脈動進行了測量，測試具體位置如圖1所示。

圖1中振動包括：上機架水平與垂直振動V1、定子基座水平與垂直振動V2、下機架水平與垂直振動V3、頂蓋水平與垂直振動V4；擺度測點包括：上導擺度R1、下導擺度R2和水導擺度R3；壓力脈動測點包括：蝸殼進口壓力P1、無葉區壓力P2、上止漏環外側壓力P3、底環外側壓力P4、尾水錐管壓力P5和尾水出口壓力P6。

除上述穩定性測點外，還采集了機組發電電動機斷路器位置、導葉開度、有功功率、機組轉速等信號，以獲得機組運行狀態。

機組振動采用豪瑞斯MLS/V?9位移型低頻振動速度傳感器測量，頻率響應范圍為0.5～200 Hz，靈敏度為8 mV/μm±5%；擺度與鍵相采用本特利3300 XL 8 mm電渦流位移傳感器測量，頻率響應范圍為0～10 kHz，靈敏度為7.87 mV/μm±5%；采用德魯克PTX5072?TC?A3?CA?H0?PA壓力傳感器測量壓力，頻率響應范圍為0～5 kHz（-3 dB），精度為±0.2%。

振動與擺度數據采用本特利公司的ADRE408 DSPi進行采集，壓力脈動與狀態量數據采用HBM公司的QuantumX MX840A?P進行采集。兩套系統同步采集，采樣精度為24位A/D，采樣率為1280 Hz。整個試驗平臺如圖2所示。

1.3 水文條件

正常抽水轉發電試驗時上庫水位為951.2 m，下庫水位為327.8 m，毛水頭為623.4 m；快速抽水轉發電試驗時上庫水位為945.3 m，下庫水位為331.5 m，毛水頭為613.8 m。

2 控制流程分析

工況轉換流程是一系列子流程的串聯，工況轉換時由監控系統上位機發命令執行相關操作。正常抽水轉發電時，上位機發令后，機組執行的流程為：抽水→旋轉停機→停機熱備→空轉→空載→發電，各子流程狀態定義見相關規范［18］。而快速抽水轉發電執行的則是特殊流程。為充分明晰二者之間的差異，圖3給出了抽水轉發電正常流程與快速流程下關鍵狀態參數有功功率、導葉反饋和機組轉速隨時間的變化曲線。圖中給出了機組關鍵設備的開關動作時序，包括指令下發、勵磁啟停、高油壓頂起裝置啟停、GCB狀態等，并標識了兩個工況轉換流程之間的顯著差異。

由正常抽水轉發電過程圖3（a）可見：機組從收到轉換指令到進入發電態時間為438 s；機組在接到指令后，首先關導葉降低水泵入力，當水泵入力降至預設值時斷開電動機回路斷路器、滅磁、啟動高油壓頂起裝置，隨后關進水球閥，并分抽水方向換向開關；當轉速下降至50%額定轉速時采用電氣制動加速機組停機過程，當轉速下降至5%額定轉速時啟動機械制動裝置；機組轉速為零后，合發電方向換向開關，置水輪機模式令，此后開球閥、開導葉，機組進入升速過程；當轉速到90%額定轉速時，停高油壓頂起裝置、啟勵磁，隨后同期并網進入發電態。

由快速抽水轉發電過程圖3（b）可見：機組從收到轉換指令到進入發電態時間為220 s；機組接到指令后，首先關導葉降低水泵入力并啟高油壓頂起裝置，當水泵入力降至預設值時斷開電動機回路斷路器、滅磁；隨后分抽水方向換向開關并合發電方向換向開關；在轉速降至50%額定轉速時開導葉進行水力制動，導葉開度為5%；在轉速反轉后進入水輪機模式運行，開導葉至發電方向空轉；當轉速到90%額定轉速時，停高油壓頂起裝置、啟勵磁，隨后同期并網進入發電態。

對比圖3（a）和圖3（b），快速轉換較正常轉換大幅節約了流程時間，兩者之間主要差異在于兩點：一是正常轉換時球閥執行“全開?全關?全開”流程，而快速轉換時球閥狀態保持不變；二是正常轉換時制動方式采用“電氣+機械”的組合方式，而快速轉換時采用水力制動方式。正常轉換時，監控系統調用各獨立子流程，由于子流程之間的獨立性，球閥關閉后再次開啟，正常轉換工況停機時采用電氣制動加機械制動方式加速水泵方向低轉速停機，由于球閥從全開到全關、并考慮球閥工作密封投入時間，流程約需80 s；當球閥工作密封退出，球閥從全關到全開，流程亦需80 s。而快速轉換時，為節約流程時間，球閥開度保持不變，采用水力制動方式加速水泵方向低轉速停機過程。同時對比兩個轉換流程可以明顯看出，當電力系統需要緊急負荷時，由于快速工況轉換時間顯著縮短，有利于快速響應電力系統的負荷需求。

3 穩定性參數分析

通常采用振動、擺度和壓力脈動峰峰值對機組穩定性進行評價。正常與快速轉換過程中，主要差異在于機組制動方式與球閥狀態，體現在機組穩定性差異上蝸殼進口壓力、無葉區壓力，以及頂蓋振動、水導擺度差異最為明顯。因此，圖4和5分別給出了正常與快速抽水轉發電過程中蝸殼進口壓力、無葉區壓力、水導+Y與+X擺度、頂蓋水平與垂直振動時域波形圖。與穩定性參數關聯密切的導葉開度與機組轉速也同時標出。

由正常抽水轉發電時域曲線圖4可見：無葉區壓力、頂蓋振動與水導擺度存在三次明顯增大過程，分別發生在水泵停機導葉關閉過程中、發電方向小開度低轉速過程中與空載開度額定轉速運行中；蝸殼進口壓力在水泵停機時受負水擊影響先減小后增大，導葉全關后受調壓井與活動導葉前往返壓力波以及管道阻尼影響，出現周期波動，同時振幅逐漸減小；球閥工作密封投入后，蝸殼進口壓力迅速降低至下游水位壓力；球閥工作密封退出，球閥全開恢復至上游水位壓力；在導葉開啟后壓力降低為上游水位壓力與上游管路水力損失的差值；無葉區壓力受導葉快速關閉形成的水擊影響，壓力先增大后緩慢降低至下游水位壓力；發電方向導葉開啟后，在低轉速時形成了水力共振，共振隨著機組轉速的增大而消失；無葉區壓力在進入空載開度以及帶負荷后逐漸穩定；水導擺度與頂蓋振動趨勢一致，水泵停機時增大后逐漸降低；發電方向時，水導擺度與頂蓋振動在小開度低轉速及空載開度額定轉速時較大，帶負荷后降低至穩定水平。

由快速抽水轉發電時域曲線圖5可見：無葉區壓力、頂蓋振動與水導擺度存在四次明顯增大過程，分別發生在水泵停機導葉關閉過程中、水力制動過程中、發電方向小開度低轉速過程中與空載開度額定轉速運行中。快速轉換過程中，受導葉開度變化產生的水擊影響，蝸殼進口前壓力多次產生波動現象。無葉區壓力與正常抽水轉發電時基本一致，但在水力制動過程中，由于導葉打開，壓力脈動幅值略增大，幅值隨著機組轉速的降低而降低；機組反轉后，無葉區壓力變化與正常發電啟動過程中基本一致。水導擺度與頂蓋振動趨勢一致，水泵停機時增大后逐漸降低，在水力制動導葉開啟時增大，隨后隨著機組轉速降低而降低；轉速反轉進入發電方向時，水導擺度與頂蓋振動在小開度低轉速及空載開度額定轉速時較大；帶負荷后降低至穩定水平。

正常轉換與快速轉換時水泵方向降入力及水泵低入力斷電時，由于導葉快速關閉導致流道內流態紊亂［19?20］，并引發機組振動、擺度及流道內壓力脈動增大，具體如圖6和7所示。當機組進入空載運行時，由于水泵水輪機轉輪遠偏離最優工況運行，轉輪葉片進口水流沖角大，流道內產生流動不穩定現象［21］，造成機組穩定性參數幅值處于較高水平上。兩種轉換方式下均在發電方向低轉速引發了水力共振現象，造成無葉區壓力脈動、頂蓋振動及水導擺度的顯著增大，下文將對該現象進行深入分析。快速轉換時，水泵方向水力制動造成的無葉區壓力脈動增大要小于發電方向低轉速水力共振造成的影響，也低于空載運行時無葉區壓力脈動，這意味著對于整個工況轉換過程，采用水力制動從機組穩定性角度是安全的。

為充分揭示正常與快速抽水轉發電過程中機組穩定性參數的變化規律，圖6和7分別給出了兩個過程中機組振動、擺度、壓力脈動峰峰值的變化趨勢。峰峰值采用GB/T 17189—2017［22］推薦的算法，置信區間取95%，計算時長取8個旋轉周期，步長取4個旋轉周期。

由正常與快速抽水轉發電峰峰值趨勢圖6和7可見：兩個工況轉換過程中，機組穩定性測點峰峰值變化規律基本一致，主要差異體現在：正常轉換過程中電氣制動加機械制動過程與快速轉換過程中水力制動過程機組穩定性測點峰峰值數值大小差異。在快速轉換過程中由于水力制動時導葉打開導致機組振動、擺度和壓力脈動峰峰值上升，在正常轉換過程中機械制動啟動時，造成定子基座水平振動產生瞬間沖擊現象。因此，對比正常轉換過程中電氣制動加機械制動與快速轉換過程中水力制動對機組峰峰值影響，水力制動加速了機組停機過程，但是在停機過程中增大了振動、擺度與壓力脈動峰峰值。

由于水力制動時間短、穩定性水平高，電氣制動加機械制動停機時間長、穩定性水平低，為合理評估兩個過程中對機組性能的影響，引入振動累積效應對兩個過程進行評估，其基本原理參照文獻［23］。這一原理考慮振動導致的應力變化及其損傷效應，能夠將不同的振動過程統一到同一尺度下進行評估，計算原理為：

S=∑i=1n[（VVBase）r?1]?Δt

S=∑i=1nVVBaser-1?Δt

（1）

式中 V為當前振動峰峰值（μm）；VBase為振動峰峰值基準（μm）；Δt為峰峰值更新步長（s）；r為冪指數，通常冪指數介于0～2之間，不同r值適用于不同的場景。根據文獻［23］，不同的r值影響同一組數據累積數值的結果，但不影響不同組數據縱向對比的結果，不失一般性，本文取r=0.5。

式（1）根據振動峰峰值基準將振動峰峰值標幺化，并進行累積。采用該方法對機組振動累積評價時涉及兩個關鍵參數：評價時長及振動基準值。由于正常轉換與快速轉換時起始階段均為水泵穩態，終止階段均為發電態，因此，振動時長選取自監控系統下令執行工況轉換流程開始至監控系統判斷機組到達發電態終止；由于機組為基建調試新安裝機組，擺度基準參考GB/T 11348.5—2008［24］中A/B區分界線確定為140 μm，振動基準參考GB/T 6075.5—2002［25］中A/B區分界線確定為30 μm。根據計算公式（1），當前振動峰峰值小于振動峰峰值基準時，單次計算結果為負值，該值表明設備可以在此狀態下無限次運行，表示該振動值對設備無影響，此時強制計算結果為零。計算結果如表2所示，對比結果如圖8所示。

由表2和圖8可見，除下機架水平振動測點外，其余測點振動累積值均是正常轉換大于快速轉換。這表明對于抽水轉發電過程，快速轉換流程整體上有利于機組穩定性參數的改善。導致這一結論的主要原因在于：一是快速轉換流程中的水力制動環節顯著縮短了水泵方向制動時間；二是縮短了發電方向轉速上升時間，從而縮短了小開度低轉速的水力共振時間，這在圖6（c）和7（c）中的大幅無葉區壓力脈動峰峰值持續時間得到進一步驗證。

除關注機組振動、擺度和壓力脈動信號的時域特征外，還需關注其信號中的主要頻率成分。由于正常轉換與快速轉換的主要差異在于制動環節的差異，因此重點關注無葉區壓力脈動。考慮整個工況轉換過程屬于典型過渡過程，所獲得的信號為暫態信號，故采用短時傅里葉變換方法進行分析，窗函數為漢寧窗，窗口長度（計算時長）和步長與峰峰值計算參數相同，計算結果如圖9所示。

由圖9可見，正常與快速轉換過程中無葉區壓力頻率成分大致相同，兩種工況轉換下，抽水方向80%以上轉速和發電方向全部轉速時，無葉區壓力脈動的主頻是一倍和兩倍葉片通過頻率。兩種方式主要差別在于抽水方向80%以下轉速，快速轉換時，由于導葉開至5%開度，存在明顯一倍葉片過流頻率，而正常轉換時因導葉全關則幅值極小。

圖9中可以觀察到，兩種方式下發電方向低轉速時存在明顯的水力共振，正常轉換持續約15 s，快速轉換時由于機組導葉預開，機組快速穿越共振，持續約5 s。為分析兩個流程下的水力共振情況，圖10給出了兩個轉換流程下發生水力共振時的無葉區壓力及其機組轉速、導葉開度曲線，圖11給出了相應的時頻圖，并在圖中標識出了機組轉速曲線。計算時取窗口長度為2 s，步長為0.125 s，采用漢寧窗函數。為便于觀察時頻圖，分別對頻率坐標值進行了調整。

由圖10（a）可見，正常轉換下發電方向導葉直接開至空載開度，水力共振時對應機組轉速2%～58%。由圖10（b）可見，快速轉換下發電方向導葉由5%開至空載開度，水力共振時對應機組轉速5%～24%。引起兩者差異的主要其原因可能是：正常轉換與快速轉換時導葉動作規律不同，以及兩次測量時的上、下庫水位條件不同。整體上看，較正常轉換，快速工況轉換時機組能夠快速穿越水力共振區，縮短共振轉速區間60%以上。

由圖11可見，無論正常轉換或快速轉換，水力共振時無葉區壓力脈動主頻與機組轉速呈線性相關，均是一倍葉片通過頻率，對應幅值均隨轉速增大先增大后減小，進一步驗證了該過程中存在的水力共振現象。

4 結 論

本文針對洪屏電站2號機組正常與快速抽水轉發電模式下機組監控流程、運行狀態量和穩定性測點數據進行分析，研究結果表明：

（1） 較采用電氣制動加機械制動方式的正常轉換，采用水力制動的快速轉換時間由438 s縮短至220 s，工況轉換時間顯著縮短，有利于抽水蓄能機組在新型電力系統中快速響應負荷調整的需求；

（2） 采用振動累積方法能夠實現對正常轉換與快速轉換過程中機組振動、擺度峰峰值進行評價；評價結果表明：14個振動、擺度監測點中13個監測點證明快速轉換有利于延長機組預期壽命，快速轉換較正常轉換有利于機組的運行安全；

（3） 在發電方向低轉速時無葉區存在明顯的水力共振現象，快速轉換較正常轉換將水力共振時間由15 s縮減至5 s，顯著縮短了水力共振的時間。

隨著新型電力系統建設，拓展抽水蓄能機組運行方式，提高抽水蓄能機組響應電網負荷速度是必要的、可行的。由于真機試驗限制，在快速水泵轉發電試驗時，研究人員僅進行了5%開度下的水力制動試驗，可以研究通過增大導葉開度以及優化相關流程時序配合的方式，進一步提升抽水蓄能機組響應速度。

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