陳帝伊，劉公成，梁 瀟，鄧宇聞，胡匡清，許貝貝

(西北農(nóng)林科技大學(xué) 水利與建筑工程學(xué)院，陜西 楊凌 712100)

1 研究背景

常見(jiàn)的抽水蓄能電站分為采用同步電機(jī)的常規(guī)抽水蓄能電站和采用雙饋異步交流電機(jī)的可變速抽水蓄能電站。截止目前，我國(guó)絕大多數(shù)投運(yùn)的抽水蓄能電站均采用定速機(jī)組，對(duì)變速抽水蓄能電站的研究與應(yīng)用較少[1]。相較于定速機(jī)組，可變速抽水蓄能機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定性好、效率高，功率調(diào)節(jié)性能好[2]，具有更好的調(diào)相調(diào)頻能力，能夠充分發(fā)揮對(duì)間歇性可再生能源的協(xié)調(diào)控制功能，有效提高可再生能源的消納水平[3-4]，對(duì)提升電網(wǎng)電能質(zhì)量具有重要意義[5]。

抽水蓄能機(jī)組既能運(yùn)行于水輪機(jī)工況又可在水泵工況運(yùn)行，具有很強(qiáng)的靈活性，可變速機(jī)組的工況相對(duì)于常規(guī)蓄能機(jī)組更為繁多，不同工況之間的轉(zhuǎn)化類(lèi)型達(dá)34種之多[6]，不同工況之間的轉(zhuǎn)換也更為復(fù)雜。而調(diào)相-發(fā)電過(guò)渡過(guò)程作為抽水蓄能機(jī)組應(yīng)對(duì)風(fēng)光等間歇性可再生能源波動(dòng)的典型過(guò)程，機(jī)組過(guò)流部件壓力及系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性都會(huì)受到影響。因此，從理論層面深入分析調(diào)相-發(fā)電過(guò)程中相關(guān)水力動(dòng)態(tài)特性對(duì)抽水蓄能機(jī)組、電站以及電力系統(tǒng)的穩(wěn)定安全運(yùn)行具有重要的學(xué)科意義和工程價(jià)值。

調(diào)相(包括發(fā)電調(diào)相和抽水調(diào)相)工況在工況轉(zhuǎn)換中扮演重要角色，對(duì)平衡電網(wǎng)無(wú)功與調(diào)節(jié)電壓意義重大，是一個(gè)不可或缺的環(huán)節(jié)。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電及其他工況轉(zhuǎn)換過(guò)程進(jìn)行了大量研究，Zhao等[7]分析了常規(guī)抽水蓄能機(jī)組在發(fā)電調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電的過(guò)程中不同切換時(shí)間及兩種導(dǎo)葉開(kāi)啟方式(直線(xiàn)/指數(shù))對(duì)機(jī)組動(dòng)態(tài)特性的影響。姜海軍等[8]考慮到全特性曲線(xiàn)中不穩(wěn)定區(qū)域的存在可能會(huì)導(dǎo)致工況轉(zhuǎn)換失敗，根據(jù)機(jī)組水力特性對(duì)切換過(guò)程及控制流程進(jìn)行優(yōu)化以盡量避開(kāi)不穩(wěn)定運(yùn)行區(qū)。付婧等[9]針對(duì)無(wú)葉區(qū)壓力脈動(dòng)引起的機(jī)組及廠(chǎng)房振動(dòng)，利用傅里葉方法對(duì)調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電等工況轉(zhuǎn)換過(guò)程中無(wú)葉區(qū)的壓力特性進(jìn)行分析并得到壓力脈動(dòng)的變化規(guī)律。Riasi等[10]采用特征法對(duì)電站流道瞬態(tài)水流動(dòng)力學(xué)進(jìn)行了研究并驗(yàn)證了溢流閥的有效性。現(xiàn)有文獻(xiàn)對(duì)由調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電的工況轉(zhuǎn)換過(guò)程的研究主要以傳統(tǒng)的常規(guī)抽水蓄能機(jī)組為研究對(duì)象，對(duì)可變速抽水蓄能機(jī)組參與工況轉(zhuǎn)換過(guò)程的研究相對(duì)較少。抽蓄機(jī)組的一管雙機(jī)布置可以有效節(jié)約電站建設(shè)成本，在已建和在建的抽蓄電站中廣為采用。但這種布置形式存在水力干擾現(xiàn)象，變速機(jī)組引入后，其與定速機(jī)組之間的調(diào)節(jié)性能差異會(huì)使機(jī)組的水力特性指標(biāo)展現(xiàn)出不同于傳統(tǒng)機(jī)組的動(dòng)態(tài)特性。

綜上，本文利用模塊化建模方法，搭建出綜合考慮水力、機(jī)械、電氣因素耦合的定、變速抽水蓄能機(jī)組整體精細(xì)化仿真模型?；诔樗钅軝C(jī)組調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電運(yùn)行的工況轉(zhuǎn)換過(guò)程，深入探究不同機(jī)組組合形式在該過(guò)程下壓力、流量等水力特性的動(dòng)態(tài)變化規(guī)律。

2 一管雙機(jī)定-變速抽蓄機(jī)組模型

本文利用雙饋異步電機(jī)、網(wǎng)側(cè)及機(jī)側(cè)變流器的數(shù)學(xué)模型搭建出可變速抽水蓄能機(jī)組電氣子系統(tǒng)仿真模型。同時(shí)，從系統(tǒng)科學(xué)的角度出發(fā)，與機(jī)組機(jī)械子系統(tǒng)、引水系統(tǒng)和控制系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行耦聯(lián)，如圖1所示[11]，依托MATLAB/Simulink平臺(tái)建立考慮水、機(jī)、電耦合因素的可變速抽水蓄能機(jī)組整體仿真模型。

圖1 定-變速抽水蓄能電站結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

2.1 引水系統(tǒng)建模

2.1.1 特征線(xiàn)法基本方程 運(yùn)用特征線(xiàn)法將描述管道非恒定流的偏微分方程進(jìn)行轉(zhuǎn)化以實(shí)現(xiàn)數(shù)值計(jì)算。如圖2所示，RP為正特征線(xiàn)C+，斜率為a；SP為負(fù)特征線(xiàn)C-，斜率為-a。

圖2 特征線(xiàn)網(wǎng)絡(luò)示意圖

特征線(xiàn)方程經(jīng)沿各特征線(xiàn)積分、整理化簡(jiǎn)后成如下形式[10]：

C+：HPi=CP-BPQPi，C-：HPi=CM+BMQPi

(1)

式中：QPi和HPi分別為t時(shí)刻管道內(nèi)P點(diǎn)的流量和水頭；CP、BP、CM、BM為運(yùn)算時(shí)的中間變量，其表達(dá)式為

(2)

2.1.2 管道邊界數(shù)學(xué)模型 特征線(xiàn)法計(jì)算時(shí)，管道中間網(wǎng)格點(diǎn)同時(shí)滿(mǎn)足式(1)，各點(diǎn)Q和H可直接求出。管道連接處、分叉端、上下游和特定建筑物處一般只滿(mǎn)足一個(gè)特征線(xiàn)方程，需補(bǔ)充邊界條件進(jìn)行求解，主要邊界包括上下游水庫(kù)調(diào)壓井和分岔管。在整個(gè)工況轉(zhuǎn)化過(guò)程中假設(shè)水庫(kù)上、下游水頭恒定不變，即：HP1=Hres上，HP2=Hres下。式中Hres上、Hres下為上、下游水位，HP1、HP2為管道進(jìn)、出口處測(cè)壓管水頭。根據(jù)圖3將上下游水位分別代入式(1)中的C-、C+，可分別求得管道進(jìn)、出口流量QP1和QP2。

圖3 上、下游邊界特征線(xiàn)示意圖

(3)

其他邊界處理方式如圖4所示，岔管的主管與分岔管壓力相等，主管流量為分岔管流量之和；調(diào)壓井流量為調(diào)壓井前，后段流量之差；“1”處滿(mǎn)足正特征線(xiàn)方程，“2”處滿(mǎn)足負(fù)特征線(xiàn)方程，公共點(diǎn)處壓力相等。具體方程參考文獻(xiàn)[12]。

圖4 引水系統(tǒng)邊界特征線(xiàn)示意圖

2.2 雙饋電機(jī)及控制系統(tǒng)建模采用等幅值的原則將三相靜止坐標(biāo)系下動(dòng)態(tài)模型轉(zhuǎn)化成兩相旋轉(zhuǎn)d-q坐標(biāo)(3s/2r)如圖5所示，則兩相d-q坐標(biāo)下電機(jī)的數(shù)學(xué)模型為[13]。

圖5 雙饋電機(jī)同步旋轉(zhuǎn)d-q坐標(biāo)系

(1)電壓方程組

(4)

式中：usd、usq、urd、urq為定轉(zhuǎn)子的d、q軸電壓分量；isd、isq、ird、irq為定轉(zhuǎn)子的d、q軸電流分量；φsd、φsq、φrd、φrq為定轉(zhuǎn)子的d、q軸磁鏈分量；ωs、ωr分別為同步轉(zhuǎn)速角速度和電機(jī)轉(zhuǎn)子角速度。

(2)磁鏈方程組

(5)

式中：Lm為等效轉(zhuǎn)子繞組互感；Ls為等效定子繞組自感；Lr為等效轉(zhuǎn)子繞組自感。

(3)轉(zhuǎn)矩方程

(6)

式中np為磁極對(duì)數(shù)。

(4)運(yùn)動(dòng)方程[14]

(7)

式中：J為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；Tm為機(jī)械轉(zhuǎn)矩；D為阻尼系數(shù)。

基于兩相d-q坐標(biāo)體系下雙饋異步電機(jī)定子端輸出有功功率Ps和無(wú)功功率Qs的計(jì)算表達(dá)式為[15]：

(8)

轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制系統(tǒng)的控制策略為外環(huán)功率控制系統(tǒng)(圖6(a))輸出的轉(zhuǎn)子電流參考值輸入到內(nèi)環(huán)電流控制系統(tǒng)并將電流信號(hào)轉(zhuǎn)化為轉(zhuǎn)子側(cè)電壓的d、q軸分量(圖6(b)(c))，進(jìn)而調(diào)整定子側(cè)有功和無(wú)功比例以改變機(jī)組功率(其中ω2、ωg分別為電機(jī)轉(zhuǎn)子角頻率和電網(wǎng)電壓角頻率)。

圖6 轉(zhuǎn)子側(cè)變流器內(nèi)、外環(huán)控制系統(tǒng)

網(wǎng)側(cè)變流器的控制策略為電壓參考值Udref與反饋電壓Ud作差后經(jīng)PI控制器得到電流參考值igdref，igdref與反饋電流igd作差后通過(guò)PI控制器得到輸出電壓并與擾動(dòng)補(bǔ)償項(xiàng)作差得到電壓參考值Ugdref，結(jié)果輸入到空間矢量脈寬調(diào)制(SVPWM)最終實(shí)現(xiàn)對(duì)網(wǎng)側(cè)變流器的控制。網(wǎng)側(cè)變流器的矢量控制系統(tǒng)如圖7所示：

圖7 網(wǎng)側(cè)變流器矢量控制系統(tǒng)

水輪機(jī)調(diào)速器采用PI型控制調(diào)節(jié)，由PI控制器與執(zhí)行機(jī)構(gòu)(液壓隨動(dòng)系統(tǒng))構(gòu)成，可用下述微分方程描述：

(9)

式中：Kp2、Ki2分別為PID調(diào)速器的比例和積分系數(shù)；bp為永態(tài)轉(zhuǎn)差系數(shù)；Δωr為轉(zhuǎn)速的相對(duì)偏差值；Δy為導(dǎo)葉開(kāi)度的相對(duì)偏差值。

2.3 一管雙機(jī)定-變速機(jī)組整體仿真模型將以上各子系統(tǒng)轉(zhuǎn)換為MATLAB/Simulink中的S函數(shù)，經(jīng)模塊化組合得到一管雙機(jī)定-變速機(jī)組的整體精細(xì)化仿真模型如圖8所示，其中引水系統(tǒng)的輸入為兩機(jī)組的轉(zhuǎn)速Wr與導(dǎo)葉開(kāi)度y，通過(guò)特征線(xiàn)法輸出轉(zhuǎn)矩Tm，調(diào)速器的輸入為機(jī)械轉(zhuǎn)矩Tm與電磁轉(zhuǎn)矩Te，進(jìn)而控制機(jī)組的轉(zhuǎn)速Wr(定速機(jī)組時(shí)為常數(shù))和導(dǎo)葉開(kāi)度y，下標(biāo)1、2代表一管雙機(jī)布置時(shí)機(jī)組編號(hào)，機(jī)組輸出的電能與電力系統(tǒng)模塊連接并入電網(wǎng)，替換相應(yīng)定變速機(jī)組模塊即可實(shí)現(xiàn)定速-定速、定速-變速、變速-變速三種不同布置形式的模擬。

圖8 定-變速布置形式下抽水蓄能機(jī)組整體精細(xì)化仿真模型

3 結(jié)果與分析

3.1 仿真工況與參數(shù)本文選取某實(shí)際抽水蓄能電站為參照，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖9所示，表1為整體模型的各參數(shù)取值。

圖9 抽水蓄能電站結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

表1 整體仿真模型參數(shù)取值

水泵水輪機(jī)需作為管道的邊界進(jìn)行計(jì)算，基于其全特性曲線(xiàn)，通過(guò)S函數(shù)實(shí)現(xiàn)引水子系統(tǒng)、水泵水輪機(jī)子系統(tǒng)在Simulink模型中的組合，同時(shí)結(jié)合發(fā)電機(jī)模型以實(shí)現(xiàn)水力子系統(tǒng)、機(jī)械子系統(tǒng)和電氣子系統(tǒng)的相互耦合。圖10為本文參照建模的抽水蓄能電站機(jī)組的全特性曲線(xiàn)，其中，N11、Q11和M11分別為單位轉(zhuǎn)速、單位流量和單位力矩。

圖10 水泵水輪機(jī)全特性曲線(xiàn)

由于水泵水輪機(jī)的全特性曲線(xiàn)在部分區(qū)域存在多值問(wèn)題，通過(guò)式(10)中的改進(jìn)Suter變換[16]對(duì)原曲線(xiàn)進(jìn)行了處理以消除多值導(dǎo)致的精度問(wèn)題。

(10)

式中：xs為相對(duì)流動(dòng)角；Wh(x，y)和Wm(x，y)分別為無(wú)量綱流量參數(shù)和無(wú)量綱轉(zhuǎn)矩參數(shù)；h、n、q、y分別為水頭、轉(zhuǎn)速、流量與導(dǎo)葉開(kāi)度的相對(duì)值[17]，經(jīng)過(guò)變換后的全特性曲線(xiàn)如圖11所示。

圖11 改進(jìn)Suter變換后的流量、轉(zhuǎn)矩特性曲線(xiàn)

抽水蓄能機(jī)組由發(fā)電調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電工況切換過(guò)渡過(guò)程[18]的全流程如圖12所示。

圖12 調(diào)相-發(fā)電過(guò)渡過(guò)程流程

機(jī)組在調(diào)相-發(fā)電過(guò)渡過(guò)程需接入頻率穩(wěn)定的大電網(wǎng)，傳統(tǒng)定速機(jī)組的機(jī)組轉(zhuǎn)速與電網(wǎng)頻率直接相關(guān)，并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)速基本不發(fā)生變化。而變速機(jī)組由于轉(zhuǎn)速與輸出功率解耦，轉(zhuǎn)速會(huì)在一定范圍內(nèi)波動(dòng)。圖13(a)(b)為變速-變速組合時(shí)機(jī)組的相對(duì)轉(zhuǎn)速(實(shí)際轉(zhuǎn)速/額定轉(zhuǎn)速)，圖13(c)為定速-變速組合時(shí)機(jī)組的相對(duì)轉(zhuǎn)速。根據(jù)圖13可以發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)速變化更多的是受時(shí)間延遲的影響，相比于轉(zhuǎn)速的變化，一管兩機(jī)布置形式下的水力干擾現(xiàn)象導(dǎo)致水力特性指標(biāo)存在明顯的波動(dòng)，因此本文主要針對(duì)機(jī)組的水力特性進(jìn)行詳細(xì)分析。

圖13 不同機(jī)組布置形式下變速機(jī)組的轉(zhuǎn)速特性

3.2 定速-定速機(jī)組動(dòng)態(tài)特性定速機(jī)組1經(jīng)30 s轉(zhuǎn)換至帶滿(mǎn)負(fù)荷狀態(tài)，機(jī)組2的開(kāi)啟時(shí)間分別設(shè)置為機(jī)組1開(kāi)啟后5、10、15、20、25 s，仿真時(shí)間設(shè)定為180 s。圖14分別展示了在不同間隔時(shí)間下由調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電過(guò)程中兩機(jī)組工作水頭、蝸殼壓力、尾水壓力、調(diào)壓井水位及流量的動(dòng)態(tài)特性。

圖14 定速-定速布置形式下機(jī)組水力動(dòng)態(tài)特性

從圖14中可看出，定速機(jī)組調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電過(guò)程中，機(jī)組工作水頭、蝸殼壓力在經(jīng)歷較大程度下降后波動(dòng)上升并最終趨于穩(wěn)定，機(jī)組尾水壓力、下游調(diào)壓井水位及流量具有正弦式衰減振蕩的特征。在圖14(a)(b)中，機(jī)組工作水頭和蝸殼壓力在0～40 s出現(xiàn)兩段較為明顯的下降，工作水頭由655 m降至582 m，蝸殼壓力由1155 m最低降至1102 m。隨著兩機(jī)組動(dòng)作間隔時(shí)間由5 s增加到25 s，水頭和壓力下降的間隔時(shí)間相應(yīng)延長(zhǎng)。無(wú)論間隔時(shí)間取何值，兩機(jī)組工作水頭和蝸殼壓力最終均穩(wěn)定于630.6 m和1134.4 m，故不同動(dòng)作間隔時(shí)間對(duì)水頭和壓力在該過(guò)渡過(guò)程的末值基本沒(méi)有影響。從圖14(c)(d)中可以看出，機(jī)組尾水壓力在20～60 s內(nèi)的第一個(gè)波峰過(guò)程中出現(xiàn)小范圍的振蕩，隨著動(dòng)作間隔時(shí)間由5 s增大到25 s，機(jī)組最大尾水壓力由521.1 m降低到511.5 m，下游調(diào)壓井水位最大值由519.8 m降低到510.2 m，故延長(zhǎng)兩機(jī)組動(dòng)作間隔時(shí)間有效減輕了尾水壓力和調(diào)壓井水位的振蕩幅度，該過(guò)渡過(guò)程結(jié)束后兩者最終穩(wěn)定至與下游水位相等的500 m。

表2和圖14(f)定量展示了機(jī)組不同動(dòng)作時(shí)間間隔下工作水頭、蝸殼壓力、尾水壓力、調(diào)壓井水位及流量的極值，可以發(fā)現(xiàn)延長(zhǎng)兩臺(tái)機(jī)組的動(dòng)作間隔時(shí)間能在一定程度上減小機(jī)組壓力的變化幅值，有效減輕水壓力在該過(guò)渡過(guò)程中對(duì)機(jī)組過(guò)流部件的沖擊。

表2 定速-定速布置形式下機(jī)組參數(shù)極值

3.3 定速-變速機(jī)組動(dòng)態(tài)特性與前述分析類(lèi)似，變速機(jī)組相對(duì)定速機(jī)組動(dòng)作間隔時(shí)間分別取5、10、15、20、25 s，仿真時(shí)間仍為180 s。圖15分別展示了在此過(guò)程中定速-變速機(jī)組由調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電過(guò)程中機(jī)組工作水頭、蝸殼壓力、尾水壓力、調(diào)壓井水位及流量的動(dòng)態(tài)特性。

從圖15(a)(b)可以看出，定速-變速形式在工況轉(zhuǎn)換過(guò)程中工作水頭和蝸殼壓力的下降呈現(xiàn)階梯式降低，與定速-定速機(jī)組布置形式相比更為平緩。5種不同動(dòng)作間隔時(shí)間下的機(jī)組工作水頭最低值分別為579.1、593、596.5、603.4、607.9 m，工作水頭最大值分別為644.9、642.8、639.6、636.7、635.9 m，由表3和圖15(f)可以看出，工作水頭、蝸殼壓力的波動(dòng)幅值較定速-定速機(jī)組均有所降低。不同動(dòng)作間隔時(shí)間下機(jī)組尾水壓力、下游調(diào)壓井水位及流量的振幅相比定速-定速布置也均有減小。

表3 定速-變速布置形式下機(jī)組參數(shù)極值

圖15 定速-變速布置形式下機(jī)組水力動(dòng)態(tài)特性

3.4 變速-變速機(jī)組動(dòng)態(tài)特性變速-變速機(jī)組布置形式下的水力特性響應(yīng)整體與定速-變速布置的響應(yīng)類(lèi)似(見(jiàn)圖16)，但機(jī)組工作水頭和蝸殼壓力在初始下降以及之后的上升過(guò)程中出現(xiàn)了明顯的局部振蕩。值得注意的是，在相繼時(shí)間為5 s時(shí)，工作水頭和蝸殼壓力的波動(dòng)峰值分別超過(guò)了其初值655 m和1155 m，該布置形式下兩參數(shù)衰減振蕩的起始時(shí)間在100 s左右，相比于定速-變速布置形式的起始時(shí)間有所滯后。尾水壓力在20～100 s內(nèi)有明顯的局部小幅振蕩，而定速-變速布置形式中尾水壓力的局部小幅振蕩僅出現(xiàn)在20～80 s內(nèi)的波峰中，即變速-變速布置下尾水壓力的局部振蕩時(shí)間延長(zhǎng)，振蕩出現(xiàn)在第一個(gè)波峰和第一個(gè)波谷處且波峰處尤為明顯。下游調(diào)壓井水位及流量波動(dòng)幅度較定速-變速布置也有所增大，變速-變速布置形式下的下游調(diào)壓井流量正峰值并未出現(xiàn)在第一波峰，而是出現(xiàn)在95～105 s內(nèi)的第二波峰處。

圖16 變速-變速布置形式下機(jī)組水力動(dòng)態(tài)特性

為了定量刻畫(huà)出不同布置形式下相應(yīng)水頭、壓力等波動(dòng)范圍的縮小程度，表5統(tǒng)計(jì)了三種不同布置形式的機(jī)組在不同動(dòng)作間隔時(shí)間下水力特性的波動(dòng)率，機(jī)組工作水頭和蝸殼壓力的基準(zhǔn)值分別為其穩(wěn)定值630.6 m和1134.4 m，尾水壓力和下游調(diào)壓井水位基準(zhǔn)值為其穩(wěn)定后的下游尾水位500 m，下游調(diào)壓井流量基準(zhǔn)值選定為300 m3/s。由表5可知，在不同的動(dòng)作間隔下，除間隔5 s時(shí)的工作水頭和蝸殼壓力外，定速-變速的機(jī)組布置形式相較于定速-定速布置能在一定程度上減小壓力、水位及流量的暫態(tài)波動(dòng)幅值。不同動(dòng)作間隔下，調(diào)壓井水位、尾水壓力、工作水頭、蝸殼壓力及調(diào)壓井流量波動(dòng)率的最大降低值分別為0.98%、0.90%、1.82%、1.00%、7.22%，最大降低率均出現(xiàn)在機(jī)組動(dòng)作間隔時(shí)間為15 s時(shí)。較定速-變速機(jī)組和定速-定速機(jī)組而言，變速-變速機(jī)組布置形式下各指標(biāo)的暫態(tài)波動(dòng)幅值均有所增大，與定速-變速相比調(diào)壓井水位及尾水壓力波動(dòng)幅值約增大1.5%，機(jī)組工作水頭、蝸殼壓力和調(diào)壓井流量波動(dòng)幅值的最大差距分別為7.22%、3.82%和11.32%。與定速-定速布置相比，調(diào)壓井水位及尾水壓力波動(dòng)率的增長(zhǎng)幅度小于1%，但工作水頭、蝸殼壓力和調(diào)壓井流量波動(dòng)幅值的最大偏差分別為7.60%、4.06%和4.10%。以上定量分析表明，一管雙機(jī)布置形式時(shí)，變速-變速機(jī)組合形式在調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電的暫態(tài)過(guò)渡過(guò)程中的機(jī)組水頭、壓力、流量等水力特性的不穩(wěn)定性相較于其他布置形式均有所增大。

表4 變速-變速布置形式下機(jī)組參數(shù)極值

表5 不同機(jī)組布置形式下水力特性的波動(dòng)率 (單位： %)

續(xù)表5 不同機(jī)組布置形式下水力特性的波動(dòng)率

4 結(jié)論

本文選取抽水蓄能電站由發(fā)電調(diào)相轉(zhuǎn)換至發(fā)電工況的暫態(tài)過(guò)渡過(guò)程為背景，探究了機(jī)組在三種不同布置形式下相應(yīng)水力指標(biāo)的動(dòng)態(tài)特性。具體研究?jī)?nèi)容可分為以下三部分：1)基于MATLAB/Simulink，利用特征線(xiàn)法和模塊化建模方法搭建起一管雙機(jī)三種不同布置形式(定-定、定-變、變-變)的整體精細(xì)化仿真模型；2)分別對(duì)三種不同布置形式下機(jī)組的工作水頭、蝸殼壓力、尾水壓力、下游調(diào)壓井水位及流量等水力指標(biāo)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行模擬，探究不同動(dòng)作間隔時(shí)間下機(jī)組的動(dòng)態(tài)特性；3)對(duì)三種機(jī)組布置形式下水力指標(biāo)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)極值和波動(dòng)范圍進(jìn)行量化和對(duì)比分析；具體結(jié)論如下：

本文選用的特征線(xiàn)-機(jī)組模型精細(xì)化組合的方法較好的將引水系統(tǒng)與定-變速機(jī)組進(jìn)行耦合，有效模擬了抽蓄機(jī)組在一管雙機(jī)布置形式下存在的水力干擾現(xiàn)象。能夠較好的體現(xiàn)出變速機(jī)組與定速機(jī)組之間的調(diào)節(jié)性能差異，引入變速機(jī)組后，系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性指標(biāo)展現(xiàn)出不同于傳統(tǒng)定速-定速布置的現(xiàn)象。

在調(diào)相轉(zhuǎn)發(fā)電過(guò)程中，三種不同機(jī)組布置形式下的水力特性演變趨勢(shì)總體相似，其中工作水頭及蝸殼壓力先下降后上升并最終趨于穩(wěn)定，尾水壓力、下游調(diào)壓井水位及流量呈正弦式衰減振蕩。延長(zhǎng)兩機(jī)組動(dòng)作間隔能減小水力特性的波動(dòng)幅值，但過(guò)長(zhǎng)的間隔會(huì)影響機(jī)組響應(yīng)速度，對(duì)電能質(zhì)量不利。

兩臺(tái)機(jī)組相繼動(dòng)作的過(guò)程中，定速-變速布置的水力波動(dòng)幅值較小，變速-變速布置的水力特性波動(dòng)相較于定速-定速與定速-變速布置均有所增大。即在一定動(dòng)作間隔范圍內(nèi)，變速-變速機(jī)組布置在該過(guò)渡過(guò)程中的水力特性波動(dòng)幅度最大。因此，針對(duì)傳統(tǒng)定速-定速布置的的調(diào)保計(jì)算結(jié)果仍可以保障定速-變速布置形式機(jī)組的安全運(yùn)行，但對(duì)于變速-變速布置則需考慮機(jī)組類(lèi)型對(duì)電站水力特性的影響。