抽蓄机组流量不同步变化对尾水管低压的影响

陈龙,俞晓东,林文雯,陈胜,张健

(河海大学水利水电学院,江苏 南京 210098)

抽水蓄能电站是唯一能大规模储能的措施,可有效缓解光伏与风电的波动性、间歇性及不可预测性,它可保障电力系统的安全和稳定,在高比例新能源的电力结构中发挥重要作用[1].目前,中国抽水蓄能电站时常出现机组振动、并网失败、调保参数超标等问题[2],这些安全性、稳定性问题很多都发生在过渡过程工况中,而输水系统布置不同,管道中的水体惯性、水锤传播及反射特性也不同,系统的过渡过程特征以及规律必然会有所不同,急需准确把握输水系统布置对抽水蓄能电站过渡过程的影响,避免出现安全事故[3].

针对输水系统布置对抽水蓄能电站过渡过程影响的相关研究,国内学者做了大量的工作.张健等[4]理论分析了相继甩负荷工况出现压力控制值的原因和可能发生的危险时刻,论证了尾调设置对过渡过程的影响.鲍海艳等[5]研究了简单式尾水调压室和阻抗式尾水调压室对尾水管最小压力的影响.周海舟等[6]研究发现尾水调压室布置位置靠近机组可改善相继甩负荷工况尾水产生的严重负压,若调压室布置在岔管之后,布置位置则对过渡过程影响较小.占小涛等[7]发现尾水调压室(调压室上部连通,调压室后的岔管采用室外卜型交汇)越过最佳临界位置后,向厂房移动并不能改善尾水管最小压力,其他条件不变情况下增大调压室面积可有效增大尾水管最小压力.俞晓东等[8]推导了室后交汇形式的尾水调压室过渡过程模型.储善鹏等[9]研究发现尾水连接管的设置可有效增大相继甩负荷工况下的尾水管进口最小压力.王靖雯等[10]研究了尾水系统长度对相继甩负荷工况尾水管进口最小压力的影响.张新春等[11]研究了尾水系统布置对尾水管进口最小压力的影响机理.蒋玮等[12]研究了输水系统洞径对尾水管最小压力的影响.张显羽等[13]研究发现上下游岔管位置同时向上游移动,可有效提高尾水管进口的最小压力,其中岔管位置改变所引起的摩阻系数改变对过渡过程指标影响较小.

目前的研究主要侧重于尾水调压室布置及尾水系统长度等对尾水管进口最小压力的影响,缺少基础性的理论分析,尾水管低压发生机理和影响因素还有待进一步明确.文中依托一洞两机的抽水蓄能电站,结合刚性水体动量方程进行理论分析,基于特征线法建立数学模型并进行数值模拟,分析尾水管低压现象发生的本质原因及影响因素,定义流量不同步变化抑制系数,通过修改输水系统布置形式,比较不同流量不同步抑制系数对尾水管低压的影响,研究结论可为输水系统布置的优化提供参考.

1 机组流量变化对尾水管低压的影响

图1为典型一洞两机环形布置抽水蓄能电站输水系统,1—6为管道编号.

图1 输水系统布置简图

采用刚性水体动量方程,计算式为

(1)

(2)

式中:Htu1,Htu2为1#,2#机组蜗壳末端压力水头;Htd1,Htd2为1#,2#机组尾水管进口压力水头;L2,L3,L4,L5,A2,A3,A4,A5分别为第2,3,4,5段长度和面积;α2,α3,α4,α5分别为第2,3,4,5段水头损失系数,其包括局部和沿程水头损失;g为重力加速度;Q1,Q2为1#机组和2#机组引用流量.

假设2台机组呈对称布置且初始出力相同,则式(1)—(2)可简化为

(3)

(4)

针对导叶拒动工况,假设1#机组导叶拒动,2#机组导叶正常关闭,甩去全部负荷,一段时间后,势必引起2#尾水管进口压力(Htd2)的减小、2#蜗壳末端压力(Htu2)的增大,1#和2#机组蜗壳末端压力和尾水管进口压力将会出现差值,即Htu1Htd2,2台机组之间则会出现压差,在此压差作用下1#机组的引用流量将会增加.而结合可逆式机组特有的过流特性,最终则会导致1#和2#机组的流量变化不同步,且一段时间内相互交替,流量的特殊变化会引起尾水管进口压力的特殊变化,是造成导叶拒动工况以及相继甩负荷工况下尾水管进口最小压力极端的本质原因.

通过刚性水体动量方程可得

(5)

式中:Zd为下库水位;QT1为尾水主管流量;其余参数同上.

式(5)表明,甩负荷机组的尾水管进口最小压力更敏感于自身的流量变化率,而拒动(后甩负荷)机组的流量变化率是次要因素,其他系数项仅仅是加强了这些影响.

2 算例验证分析

基于特征线法建立数学模型对算例进行数值模拟,研究采用的抽蓄电站输水系统管道各段参数见表1.

表1 管道参数

系统总长为2 840.48 m,主要由上水库进/出水口、引水隧洞、引水钢岔管、尾水隧洞、下库进/出水口等建筑物组成,上游引水系统和下游尾水系统均采用一洞两机布置.机组安装高程126 m,机组转动惯量4 300 t·m2,额定水头710 m,额定转速500 r/min,单机额定功率357 MW,单机额定流量56.85 m3/s.

文中研究主要针对2台机组同时甩负荷下导叶正常关闭工况D1、导叶一关一拒工况D2以及相继甩负荷工况D3,来分析不同布置对过渡过程的影响.D1工况:上游水位977.41 m,下游水位220.00 m,突甩全负荷,导叶正常关闭;D2工况:上游水位977.41 m,下游水位220.00 m,突甩全负荷,导叶一关一拒;D3工况:上游水位976.00 m,下游水位220.00 m,2台机组正常运行,一台机先甩负荷,在最不利时刻(经试算得出)另一台机甩负荷,导叶正常关闭;D4工况:上游水位977.41 m,下游水位220.00 m,突甩全负荷,导叶全拒.

分别对工况D1,D2,D3和D4进行过渡过程数值计算,计算结果见表2和图2.以下分析均考虑2#机组尾水管进口最小压力Himin出现极值情况,1#机组分析同理.

表2 不同工况下计算结果

从表2可以看出,D1工况和D4工况为流量同步变化工况,尾水管进口最小压力为37.97和53.32 m,未出现尾水管低压现象,D2,D3工况下的2#机组均出现了尾水管低压,分别为-0.56和-17.40 m,2个工况均为流量不同步变化工况.

以D2工况为例,图2a中可以将整个甩负荷过程分为4个阶段,其中2#机组开始甩负荷到机组流量首次降到最低点为第Ⅰ阶段,2#机组流量最低点到随后第一个流量波峰为第Ⅱ阶段,流量短期峰值到第二波最低点为第Ⅲ阶段,剩下时刻为第Ⅳ阶段.

显然,当D2工况1#机组导叶拒动(或D3工况1#机组2 s后甩负荷),势必会造成2台机组流量不同步变化(见图2a),此时2台机组之间会产生压差(见图2b),即蜗壳末端压力之差和尾水管进口压力之差,当压差急剧增大时,|d(Q1-Q2)/dt|也会急剧增大,即dQ1/dt变大以及dQ2/dt变小,即1#机组流量下降趋势逐渐减缓甚至转为上升,2#机组流量下降趋势增强的现象(如Ⅰ阶段末),而流量急剧下降的2#机组则会出现尾水管进口压力极小值.由于可逆式机组独特的回流特性,不同工况下机组运行轨迹如图3所示.

图2 不同工况下数值计算附图

图3 不同工况下机组运行轨迹(前20 s)

在运行的过程中机组会来回穿过零流量线,直至流量降为0,而D2工况和D3工况由于机组流量不同步变化以及2台机组之间压差的存在,会出现多次流量交替现象,导致多个尾水管进口压力极小值(见图2b中的A,B,C区域),其发生时刻均是一台机组流量急剧下降,另外一台机组流量急剧上升,区别在于极值发生时的2台机组的流量变化率以及流量大小.

由于机组回流现象较为严重,D2工况和D3工况尾水管进口最小压力均出现在(先)甩负荷机组(2#机组)流量第二波降为0的过程中,而D1工况未出现流量不同步变化,在整个过渡过程中2台机组的尾水管进口压力没有出现较大的差值,且没有出现极端的尾水管低压,因此若能够减缓因流量不同步变化而引起的回流现象以及流量多次相互交替变化的现象,必然可以改善尾水管进口出现的极端低压.

3 影响因素分析

对式(3)—(4)的分析可知,当2#机组流量率先减小时,两式右式大于0,则左式大于0,即dQ1/dt>dQ2/dt,当右式值变大,dQ1/dt与dQ2/dt的差值则会变大,即dQ1/dt变大与dQ2/dt变小.2#机组尾水管进口最小压力主要敏感于自身流量变化率,dQ2/dt变小会引起Htd2的减小.右式变大的有2种情况,一种为压差变大,一种为系数项gA/L变大,压差变大幅度由机组特性决定,从输水系统布置角度来分析,其主要影响因素为gA/L,因此定义gA/L为管道系数,将式(3)中gA2/L2定义为上游管道系数,式(4)中gA4/L4定义为下游管道系数,其数值大小体现为对流量不同步变化的抑制效果.

3.1 上游管道系数影响分析

为研究上游管道系数对尾水管进口最小压力的影响,保持输水系统总长度不变,将上游岔管分别向上库移动40 m和移动至上库(上游单洞单机),并调整管径使得单台机组水头损失保持不变,移动时相对机组距离相同的管道采用的波速相同,记原方案为S,调整过后的方案记为S1和S2.因不同布置情况下的相继甩负荷时间不同,相继甩负荷工况较难比较差异,且由计算结果也可以看出,一台机拒动工况下,尾水管进口压力与相继甩工况类似,因而文中对比主要针对导叶一关一拒工况D2来分析不同上游管道系数对尾水管进口最小压力的影响,仅从过渡过程角度分析,未考虑经济性.计算结果见表3和图4.

表3 D2工况不同上游管道系数计算结果

图4 不同上游管道系数计算附图

从图4可以看出,在7.2 s后尾水管进口压差急剧扩大,2#机组流量迅速降低,1#机组流量下降逐渐转为上升,即d(Q1-Q2)/dt变大,其中dQ2/dt(负值)突减,dQ1/dt突增,导致2#尾水管进口压力下降,1#尾水管进口压力上升,直到流量降低至0以下才有所缓解.这种现象随着上游管道系数的减小逐渐减弱,如S1方案上游管道系数为0.409 0,1#机组和2#机组首次降为0以及2#机组第二次降为0的过程中,整体流量下降趋势相对S方案都较缓,即|dQ/dt|偏小,因此其产生的尾水管进口最小压力水头均偏大,如图中的A,B,C区域,其中C区域的尾水管进口最小压力是由2#机组发生回流后产生的,因此随着上游管道系数的减小,C区域的尾水管极小值相对A和B区域也改善最多,使得其大于B区域的尾水极小值,最终S1方案的尾水管进口最小压力水头为17.85 m,且出现在1#机组,即B区域.

S2方案在7.2 s以后2台机组也出现了尾水管进口压差扩大的现象,但是由于上游管道系数为0.058 3,远小于S和S1方案,因此整个过程中d(Q1-Q2)/dt很小,即dQ2/dt突降的幅度很小,所以2台机组流量并未发生剧烈的波动,即流量不同步变化导致的流量交替现象得到很大的削弱,尾水管进口压力也没有出现剧烈的振荡,最终尾水管进口最小压力水头为42.68 m.

因此,当下游管道系数相同,上游管道系数减小时,机组因流量变化不同步,导致流量交替变化,随之发生的尾水管进口压力短时间内振荡的现象将会得到缓解,此过程中产生的尾水管低压也得到改善.

3.2 下游管道系数影响分析

为了研究下游管道系数对尾水管进口最小压力的影响,保持输水系统总长度不变,将下游岔管分别向下库移动40 m和移动至下库(下游单洞单机),并调整管径使得单台机组水头损失保持不变,移动时相对机组距离相同的管道采用的波速相同,记原方案为X,调整过后的方案记为X1和X2,计算分析基于导叶一关一拒工况D2,仅从过渡过程角度分析,未考虑经济性.计算结果见表4和图5.

表4 D2工况不同下游管道系数计算结果

从图5a中可以看出,对X1方案下游管道系数为0.713 7,仅比X方案小一点,流量交替变化现象改善效果也较小.而X2方案下游管道系数为0.283 3,比X方案小较多,改善效果较为明显,因此当上游管道系数不变时,随着下游管道系数的减小,流量不同步变化导致的流量交替变化现象逐渐改善.

当对尾水系统进行改变时,如岔管向下库移动,下游管道系数变小时,式(5)中dQ2/dt项的系数随之增大,dQ1/dt项的系数随之减小,而当2#机组出现尾水管极小值时,dQ2/dt总是小于dQ1/dt,且机组尾水管进口压力主要敏感于自身流量变化率,若不考虑2台机组之间流量的影响,此种变化对过渡过程中的尾水管进口压力是不利的.

将X1方案和X方案进行对比,随着下游管道系数的减小,流量交替现象略微改善,且流量衰减的趋势变缓,即dQ2/dt变大了,最终尾水管进口最小压力水头为6.08 m.

图5 不同下游管道系数计算附图

X2方案的下游管道系数为0.283 3,小于X方案,流量交替变化现象受到削弱,且2#机组流量仅回流至5.48 m3/s,小于X方案下2#机组回流的27.44 m3/s(见图5a),因此C区域的尾水管极小值得到较大的提升.

在X2方案中,对于A区域和B区域出现的尾水管极小值,其主要为机组流量自身第一波下降产生的,流量交替现象只是加强了这个下降趋势,因此随着下游管道系数的减小,流量交替现象得到了改善,但改善效果有限,流量仍然是处在下降的阶段.以A区域为例,下游管道系数的减小会造成2#尾水管进口压力中dQ2/dt项的系数变大,放大了dQ2/dt的影响,此时在A区域出现的尾水管极小值反而更为危险(见图5b),例如X2方案在A区域尾水管极小值为12.82 m,小于X方案下的21.49 m,在B区域尾水管极小值为3.99 m,小于X方案下的7.51 m.

因此,当上游管道系数不变,下游管道系数减小时,流量不同步变化导致的流量交替现象也会随之改善,但在下游管道系数变小的过程中,2台机组流量首次降为0的过程中出现的尾水管进口最小压力会先变大再变小,出现时刻也由(先)甩负荷机组流量回流再下降过程变为机组流量第一波下降过程.

4 结 论

1) 甩负荷尾水管低压现象产生的根本原因是2台机组流量变化不同步导致压力变化不同步,改变了机组自身流量的变化,影响尾水管进口压力的关键因素是机组自身的流量变化率.

2) 随着流量不同步变化抑制系数的减小,流量不同步变化引起的流量交替现象得到改善.当下游管道系数不变,上游管道系数减小时,整个过渡过程中尾水管进口最小压力都更为安全,尾水管低压现象逐渐得到改善;当上游管道系数不变,下游管道系数减小时,尾水管进口最小压力先增大后减小.

另外,文中主要研究了输水系统布置对流量不同步变化工况的影响,课题组将进一步研究机组特性对其影响,并分析两者的内在联系.