高比转速机组导叶关闭时间和尾水管压力控制

高比转速机组导叶关闭时间和尾水管压力控制

在事故的激励下，随着电机的快速关闭，活动泵的上游侧压力管道的压力上升，以及电机下游侧壁管道的压力下降。因其相对单位流量高,背压低,高比转速机组(尤其是转桨式和定桨式水轮机)尾水管内压力下降很难控制,故会引起尾水管内水体脱流,以及在水流逆向流动时脱流的水体又会集聚。水体集聚产生的力相当大,会导致水轮机顶盖破裂并毁坏推力轴承和调节机构。常规的尾水管脱流控制是通过一个机组下游尾水位选择由发电机转动惯量控制的发电机转速升高相适配的导叶关闭时间。在尾水管脱流不可能通过这些方法来控制的场合,那时,在设计中考虑顶盖的真空破坏阀在设定的真空压力下开启。然而,试验表明真空破坏阀并不总是有效,因而更多地将其作为防止尾水管脱流的后备措施。因此,与由水轮机装置高程产生的背压相关的导叶关闭时间应足够慢以保证不会发生尾水管水体脱流。然而,在对现有机组进行改进或扩大其运行范围时,水轮发电机组的出力及其以前能防止尾水管脱流的设计,在修改后可能不再可靠。因此,对修改后的水轮机确保不发生或能控制尾水管脱流的数学模型则是水轮机改进过程中理论上需解决的关键问题。1延长导叶关闭试验1957年安装在Hume水电站的转桨式机组的出力在27m净水头以上一直被限制在25MW,在投入运行时,尾水管脱流要遵守额定的水轮发电机组转速。在1961年,大坝溢洪道安装坝顶闸门后,使最大净水头增加7.5m。在1982年和1987年发电机定子以F级绝缘变绕,则发电机额定容量由27.5MVA提高到33.3MVA。因此,如果水轮机空蚀和机组振动容许,则在较高水头下相当大地增加机组出力。因此,在1994年决定着手理论研究并进行试验,以观察以前由尾水管脱流施工的限制是否会扩大。合同规定的甩负荷时转速上升比发电机设计的非协联飞逸工况低得多。因此,基本思路是延长导叶关闭时间,并允许稍稍提高转速上升,以确保机组在较高出力时不发生脱流。进行了延长导叶关闭时间试验。压力传感器布置在尾水管进口,此处面积大于转轮处的面积,并与转轮之间有一高差。通过数据修正公式得到对这两个因数的调整结果。尾水管压力轨迹表示下列特性:(1)大约在导叶快速关闭开始后的1.5s,尾水管压力达到最低,然后缓慢恢复。(2)出力大约在27MW以下,最低压力的变化过程平滑。出力在27MW以上,其轨迹表明尾水管内出现脱流,接着在强冲击压力下水体又聚合。(3)出力在29MW,水体聚合压力相当大。事实上,在试验期间(以及1957年的初期试验运行)水体聚合对顶盖的猛烈撞击会严重影响运行和试验人员工作。(4)即使在没有水体脱流和聚合的情况下,在导叶关闭结束时尾水管出现明显的压力脉动。在转速上升情况下脉动更为剧烈。(5)转速上升情况下尾水管压力下降小于转速不上升情况,尾水管发生脱流时的压力约为-6m水柱(mwc)。在轨迹中显示出的尾水管最低压力为-6mwc与早先给出的尾水管脱流状态下其压力为-5～-6mwc相一致。对于25MWEPB和27MWCB试验的每一变量的百分数见表1。顶盖压力轨迹表明在最低尾水管压力时的顶盖下部压力高于大气压,因此,此时真空破坏阀不打开。在试验过程中对真空破坏阀的监测证明,在导叶基本关闭时的过渡过程最后才打开。这与有关参考文献中的试验轨迹相一致,其试验也证明。在事故关机的过渡过程中气阀对减轻初期尾水管负压不起作用。不过,在转轮室排水时,如果在导叶关闭行程末端尾水管内发生脱流,气阀能有效地充气形成空气垫层的作用。2使用的数学模型2.1计算机分析条件虽然水流变化的一般性考虑对确定过渡过程中尾水管的压力有用,但对于空气阀尺寸的确定,则必须进行全计算机分析,尤其是初期负压情况。分段当量管长模拟压力钢管、蜗壳和尾水管,而摩擦采用达西公式模拟。尾水管效率由Gubin获得,对于每一条件稍作修改以保证初期尾水管压力与实测值相同。对于转速上升情况的发电机惯量可从原来的技术规范中知道,可通过发电机转子磁轭和磁极配置几何形状来复核。2.2机组转速、流量和转速曲线虽然合同规定的效率和空蚀试验在20世纪50年代就已开始,但可用于建立完整的机组转速、流量和转矩特性的成果太少,幸好在70年代采用流速仪等进行了完整的现场效率试验,获得的详细数据足以形成标准的特性曲线。因此而获得的机组转速、流量和转矩曲线见图1和图2,以及与有限的效率试验得到的图3,图4相比较的结果。图中“BV”与转桨式机组的转轮叶片位置相关,对于每个转轮叶片位置都有单独的机组转速、流量和转矩曲线。在事故停机过程中转轮叶片在60s内由BV=12.5″转至全关位置。因此,对于导叶全关闭时间为10s左右时,只需要BV=6.5″和BV=4.5″的模型机组转速、流量和转矩曲线,对于两个BV之间每一时段进行线性插值或外推。使用的曲线比较及效率试验结果见图3和图4。从图中可看出曲线与试验结果两者具有较好的一致性,这说明使用这些曲线在进行效率的数学分析方面具有相当好的可信度。同时,应充分认识在模拟过渡过程中由静态获得的机组转速、流量和转矩曲线具有局限性。有几派意见认为过渡过程中的有效特性与从静态测试获得的特性有区别,而且,特性中的空蚀作用没有模拟。对于任何约定的水头,在较高出力时尾水管压力下降过程中,随着流量和转矩下降水轮机会出现严重的空蚀。事实上,转轮下部脱流本身可以被看成是极限空蚀。3mw参与尾收缩压试验计算机模拟结果曲线见图5至8,由图5至6是用EPB关机(无转速上升),曲线7至8是用CB关机(有转速上升)。由图可得到如下结果:(1)对于25MWEPB试验(以及对24MWEPB试验,未示出),计算得出的尾水管和时间曲线的总体形状与实测值相似。在初期压力下降随后又恢复。最低压力值基本相同。(2)对于27MWCB试验,虽然尾水管最低压力基本相等,但曲线形状明显不同。试验曲线轨迹清楚表明,对于27MWCB试验尾水管已经出现一定程度脱流和水流聚合,因而空蚀严重。因此数学模型开始偏离实际。(3)对于27MWCB情况甩负荷最大转速上升计算值为216.7min。由于该考虑空蚀对功率的影响,所以与实测值213min相比具有良好的一致性。(4)最大压力钢管压力计算值是在试验值的5%以内,这与理论模型中的假设也具有良好的一致性。(5)从试验结果中观察到在导叶关闭末端尾水管内压力不稳定性是计算结果的重现。也许这是由压力钢管共振现象引起,在这一点水轮机特性呈现出压力钢管弹性水体负压水流特性。图9是尾水管最低压力的实测和计算值与水轮机出力的关系曲线。图中比例是尾水管测压点换算到转轮中心线的水柱,两条曲线在出力27MW以下相当吻合。在27MW出力以上,模型给出的尾水管最小压力高于实测值,随着出力的增加其差值增大。在较高出力时的差值多半是由于严重的空蚀和水体分离引起,而模型并未考虑此因素。虽然总的结果令人鼓舞,但也需予以重现。从试验结果中可明显看出,低于1MW意味着水体脱流和非脱流的差别,此处具有回聚力作用在顶盖、转轮和推力轴承上的潜在危险。对于27MWCB甩负荷,图9中所示的是一个点,在此点在导叶关闭之前,水轮机可加速3s。这相当于调速器故障状态,水轮机完全由电气的或机械的过速传感器关机。这种情况适合于导叶慢速关闭或采用的过速保护百分之百的可靠,而且设定值很低。4尾盐水脱流和非脱流此次研究的主要结论概括如下:(1)在模型试验中,在由水轮机导叶事故关闭而产生的最小尾水管压力方面获得一些成功。对发生严重的空蚀和初生水体脱流来考虑时,出力的试验结果特别令人鼓舞。(2)理论和试验结果表明水体脱流现象对出力尤其对水轮机流量非常敏感,试验结果表明出力增加5%能够区分水体脱流和非脱流,而且脱流时具有水体产生回聚力的潜在危险。因此,虽然计算机模拟对于尾水管水体脱流可以给出倾向性指示,但仍需同时进行仔细循序渐进的试验。(3)转桨式机组在过负荷运行时,必须考虑尾水管水体脱流。水体脱流和非脱流状态的边界非常小,而且机组可能无意中处于风险状况下运行,这不仅来自于可能造成灾难的水体回聚,而且由于水体对水轮机部件的经常冲击和潜在的疲劳问题。(4)对老机组尾水管不稳定模型试验中主要问题之一是获得可靠的水轮机特性。所幸,对于研究中的水轮机,可做现场效率试验。否则,