王志力，朱廷忠，陳智勇，席 波，賈小平

（中國東方電氣集團有限公司東方電氣自動控制工程有限公司，四川 德陽 618000）

調速器作為水輪發(fā)電機組的重要輔助設備，其性能直接影響并網的供電質量及水輪發(fā)電機組的穩(wěn)定、安全和經濟運行［1］。近年來，隨著現代液壓控制技術的不斷發(fā)展，我國的水輪機調速器在機械結構和液壓系統(tǒng)設計方面取得了不少進展。

在水輪機調速器機械結構設計方面，通過在國外臥式主配壓閥上加裝定中缸，實現了主配壓閥的純手動操作和自復中功能。這種改進的主配壓閥已應用于我國的大型電廠，如三峽右岸電廠，并取得了較好的效果。但是，這僅僅是對進口主配壓閥進行局部改造，長期使用后發(fā)現這種主配壓閥在開啟、復中和關閉過程中，因需在控制油腔和定中缸之間進行來回切換操作，導致調速器液壓系統(tǒng)復雜，不利于實現精確的手動控制［2-3］。近年來，開始采用“步進電機+位移絲桿”組合來研制步進式無油自復中主配壓閥或彈簧對中主配壓閥，但前者存在因電機慣性大而導致的位移精度不高、控制困難等不足，后者存在因彈簧疲勞破壞和彈簧力遠小于液壓力而導致的彈簧卡阻等問題［4］。

在水輪機調速器液壓系統(tǒng)設計方面，出現了采用液壓數字邏輯或比例插裝技術的數字式調速器，其利用脈沖寬度調制（pulse width modulation，PWM）技術來實現對插裝閥和快速開關閥的邏輯控制。目前其已取代采用電液轉換器和主配壓閥的調速器。但上述控制方式的理論研究和實際應用較少，且在實際應用中還會出現高速開關閥發(fā)卡等問題。限于控制器硬件和液壓元件的發(fā)展水平，數字式調速器的控制精度和穩(wěn)定性還需進一步觀察［5-7］。此外，部分調速器液壓系統(tǒng)是根據水輪發(fā)電機組不同運行工況下的大、小波動來進行控制的：大波動時采用插裝閥，以滿足接力器活塞桿快速運動時的流量要求；小波動時采用比例閥，以滿足接力器活塞桿的位移控制精度要求。但這種液壓系統(tǒng)因小波動時所能提供的液壓驅動功率有限，目前只適用于小型水輪發(fā)電機組［8-10］。

因受到其他國家水輪機調速器液壓系統(tǒng)設計理念的影響，我國水電站常在水輪機調速器液壓系統(tǒng)中設置事故配壓閥。近年來，事故配壓閥多采用插裝閥加先導控制閥來實現主要控制功能，但這種方法所需的插裝閥數量較多且控制邏輯相對復雜。隨著機械加工工藝和裝配技術的不斷優(yōu)化，滑閥的內泄漏和活塞卡阻問題得到了較好的解決，在水輪機調速器液壓系統(tǒng)中使用滑閥式事故配壓閥的逐漸增多［11-12］。

貫流式水輪機的固有特性使其調速器在機械結構、液壓控制和安裝方式上與其他型式的機組有所不同［13］。結合目前國內外調速器液壓系統(tǒng)、主配壓閥和事故配壓閥的特點，以重慶潼南水電站的貫流式水輪機調速器為研究對象，對其機械結構和液壓系統(tǒng)進行設計，旨在為各型水輪機調速器的設計提供參考。

1 調速器機械結構的設計要求

涪江干流梯級渠化潼南航電樞紐工程位于重慶市潼南區(qū)境內，處于涪江下游河段，距離潼南區(qū)涪江大橋下游約3 km。該項目的航道等級為內河Ⅴ級，工程等別為Ⅱ等，工程規(guī)模為大（2）型。該樞紐工程的布置方案為左廠房右船閘，電站采用河床式廠房，共設置3臺燈泡貫流式水輪機，總裝機容量為42 MW，額定轉速為83 r/min，轉輪直徑為6.20 m。

貫流式水輪機調速器液壓系統(tǒng)主要由導葉、槳葉控制閥組，導葉、槳葉主配壓閥，過濾器，集成式事故配壓閥以及導葉、槳葉接力器等組成。其中，導葉、槳葉控制閥組采用雙冗余配置方式，當調速器液壓系統(tǒng)的自動控制部分出現故障時，可通過手/自動切換電磁閥自動切換至機械手動狀態(tài)。在手/自動操作模式的互相切換過程中，接力器移動量應符合相關國家標準的規(guī)定。此外，主配壓閥應設有接力器最快開啟/關閉時間的調整機構，以使接力器的開啟/關閉時間能夠實現連續(xù)單獨可調，從而滿足貫流式水輪機組的調節(jié)保證設計要求。同時，主配壓閥還應具有自復中功能。

另外，貫流式水輪機調速器液壓系統(tǒng)應設有導葉分段關閉和事故保護裝置。潼南水電站的貫流式水輪機在導葉關閉方向設有重錘，在水輪機大軸上裝有機械過速保護裝置，以實現對水輪機組過速或調速器失靈時的多重保護功能。事故配壓閥應滿足以下條件：1）在事故停機電磁閥或機械過速保護裝置動作后，導葉接力器的開、關腔同時通回油，使得導葉在關閉水力矩和重錘的作用下關閉；2）在調速器油壓裝置失壓的情況下，能夠利用事故配壓閥將導葉接力器開腔中的油液排出，使得導葉仍能在關閉水力矩和重錘的作用下關閉；3）在利用調速器關閉導葉時，導葉接力器關腔通壓力油，開腔通回油，使導葉主要在壓力油產生的力矩的作用下關閉，此時重錘為輔助關閉手段。

不同水輪機制造廠的貫流式水輪機在導葉關閉方式上有所不同。國外公司對重錘的要求是無論水輪機組處于何種工況，均可依靠重錘自身重力和關閉水力矩實現導葉按照水輪機組的調節(jié)保證設計要求關閉。在導葉關閉過程中，導葉接力器關腔不通壓力油，開腔通回油。這種關閉方式能夠簡化調速器的液壓系統(tǒng)，降低對導水機構的強度和剛度要求，同時降低對導葉接力器及安裝基座的受力要求。

另外，其他一些水輪機制造廠的貫流式水輪機導葉關閉方式為：當水輪機通過調速器正常關閉導葉時，導葉接力器關腔通壓力油，以提供液壓力關閉力矩，重錘僅起輔助關閉作用；當水輪機導葉非正常關閉時，導葉接力器關腔不通壓力油，此時靠重錘和關閉水力矩仍能關閉導葉。但是，這種導葉關閉方式會增大調速器液壓系統(tǒng)的設計難度，尤其是事故配壓閥，此外導葉主配壓閥也需對導葉接力器關腔進行通壓力油或回油控制，致使整個調速器的機械結構和液壓系統(tǒng)變得復雜，控制環(huán)和接力器的相關力學參數增大。另外，這種導葉關閉方式會使設置重錘的安全冗余過大，導致貫流式水輪機組的制造、加工和安裝成本增加［14］。

2 調速器液壓系統(tǒng)及主要機械元件

潼南水電站的貫流式水輪機調速器機械柜內部結構如圖1所示。導葉、槳葉控制閥組和主配壓閥安裝在閥板上，閥板內部設有連通控制閥組和主配壓閥的控制油路，通過閥板實現了兩者的固定和連接，其作為一個整體放置在調速器機械柜內。調速器機械柜安裝在回油箱面板上，以便對各機械元件進行檢修。

圖1 貫流式水輪機調速器機械柜內部結構Fig.1 Internal structure of mechanical cabinet of tubular turbine governor

調速器液壓系統(tǒng)的主操作油路與控制油路分開設計，進入接力器開、關腔的操作油通過主配壓閥從壓力油箱中引入，控制油從進入主配壓閥前的壓力油路上單獨引出，經過濾器后再進入導葉、槳葉控制閥組。圖2所示為貫流式水輪機調速器處于自動控制狀態(tài)時的液壓系統(tǒng)圖，此時主配壓閥位于平衡狀態(tài)，接力器活塞桿可固定在任意運行位置。

圖2 貫流式水輪機調速器處于自動控制狀態(tài)時的液壓系統(tǒng)圖Fig.2 Hydraulic system diagram of tubular turbine governor under automatic control

以控制導葉接力器的液壓系統(tǒng)為例，簡要介紹調速器液壓系統(tǒng)的油路。調速器液壓系統(tǒng)的主操作油由壓力油箱提供，壓力油經導葉主配壓閥、集成式事故配壓閥和分段關閉裝置后進入導葉接力器，導葉接力器的回油經事故配壓閥和分段關閉裝置、導葉主配壓閥后回到油箱?？刂朴蛷膲毫τ拖渲幸?，經過濾器過濾后分別進入導葉伺服比例閥SV11、SV12（自動控制回路），導葉手動操作電磁閥EV13（手動操作回路）和緊急停機電磁閥EV01（緊急停機控制）。導葉控制閥組各元件的回油全部由閥塊回油口流回油箱。下面對調速器液壓系統(tǒng)中的主配壓閥以及集成式事故配壓閥和分段關閉裝置的結構和功能進行詳細分析。

2.1 主配壓閥的結構與功能

主配壓閥主要由活塞、殼體、襯套、輔接殼體、輔助控制部件和流量反饋裝置等組成，其剖面圖如圖3所示。其中：輔助控制部件包括開、關機時間調節(jié)螺母（用于限制活塞上、下移動的距離，以調整活塞閥盤與襯套控制窗口形成的過流間隙的面積，從而調節(jié)接力器的最快運行速率），活塞防自旋鎖定螺桿和活塞位移傳感器等；流量反饋裝置包括反饋閥活塞、反饋閥襯套和手動定中調節(jié)螺桿等，即圖3所示的點畫線框內部分。在殼體、襯套和輔接殼體上開有操作油、控制油和回油的流道，將各油口分別接主配壓閥各功能腔，以實現主配壓閥的集成化裝配，避免管路滲漏。

圖3 主配壓閥剖面圖（活塞處于中間平衡位置）Fig.3 Sectional view of main distributing valve(piston in the middle balance position)

主配壓閥采用活塞中位密封方式，當活塞處于中間位置時，利用活塞的上、下閥盤來實現對主配壓閥襯套控制窗口的密封?；钊c襯套的配合精度應在既保證活塞可靈活地上、下運動且不發(fā)生卡阻，又避免較大雜質進入配合面的前提下進行選擇。主配壓閥的搭接量（活塞閥盤厚度與襯套控制窗口高度之差的一半）應滿足主配壓閥密封性能與動態(tài)響應的雙重要求。通過對比國內外臥式與立式主配壓閥的應用效果發(fā)現，立式主配壓閥在使用上更具穩(wěn)定性［15-16］。

主配壓閥的液壓結構類似于一個三位四通伺服閥，其活塞在與輔助殼體和襯套的內壁配合下分出上、下兩個腔室。上腔為恒壓油腔，通來自壓力油箱的壓力油；下腔為控制油腔，通來自控制閥組的手動或自動控制油。下腔的有效作用面積約為上腔的2倍，即當主配壓閥的活塞處于中間平衡位置時，控制油腔的壓強約為恒壓油腔的一半。主配壓閥活塞的驅動力由上、下腔的壓力差提供，同時液壓驅動力可將進入活塞與襯套配合面的細小雜質擠碎，避免活塞因異物存在而頻繁發(fā)生卡阻，即在液壓驅動力的作用下，可認為活塞卡死的概率很?。?7］。要實現上述結構設計，需滿足以下2個前提條件：一是活塞與襯套采用高精度間隙配合且表面粗糙度小，以保證僅微小雜質可進入配合面；二是相配合零件的表面硬度大，以保證其具有高抗磨性，表面不易劃傷。主配壓閥活塞的恒壓油腔與控制油腔位于活塞的中部且位置較近，且活塞的兩端具有導向作用，減小了活塞運動過程中的側偏及由此引起的磨損［18］。

主配壓閥中流量反饋裝置的作用是：當主配壓閥處于手動操作狀態(tài)時，能夠基于流量負反饋原理實現主配壓閥的自動復中；當主配壓閥處于自動操作狀態(tài)時，能夠跟蹤主配壓閥活塞的位移，實現接力器手/自動操作的無擾動切換。流量反饋裝置集成在主配壓閥的活塞上，位于活塞上端中心開孔處，有效利用了活塞的內部空間，在整體上減小了主配壓閥的高度。反饋閥襯套與主配壓閥活塞靠壓緊螺母固連，反饋閥活塞采用差壓式懸浮結構，依靠手動定中調節(jié)螺桿的調節(jié)可實現反饋閥活塞對反饋閥襯套控制窗口的封閉，從而使主配壓閥處于手動操作狀態(tài)時活塞能穩(wěn)定在中間平衡位置處。

流量反饋裝置類似于一個三位三通位置伺服閥。下面以手動開啟導葉接力器為例，分析流量反饋裝置的工作原理。圖4左側為手動開啟導葉接力器時調速器的液壓系統(tǒng)圖（不含自動控制部分），右側為主配壓閥液壓系統(tǒng)（左側點畫線框內）的局部放大圖。

當手動操作電磁閥處于圖4右側所示工位時，壓力油經導葉手/自動切換電磁閥、導葉手動操作電磁閥、液控單向閥（導葉手動用）、導葉手/自動切換換向閥和緊急停機換向閥后進入主配壓閥活塞下端的控制油腔，活塞在壓差的作用下向上移動，導葉接力器向開方向運動。在活塞向上移動的同時，與活塞固連的反饋閥襯套也向上移動相同距離，反饋閥處于上端工位，此時通過手動操作電磁閥的壓力油一部分進入主配壓閥活塞的控制油腔，另一部分通過流量反饋裝置回油，以減少進入控制油腔的壓力油量。主配壓閥向上移動的距離越大，通過流量反饋裝置的回油流量越大，即負反饋作用越強。當手動操作電磁閥線圈失磁并在其兩端對中彈簧的作用下迅速回中時，主配壓閥活塞并未回到中間平衡位置，此時活塞控制油腔內不再有壓力油進入，但仍通過反饋閥襯套控制窗口回油。在主配壓閥活塞恒壓油腔壓力油的作用下，活塞與反饋閥襯套一起迅速向下移動，直到活塞回到中間平衡位置后，反饋閥襯套和主配壓閥襯套的控制窗口同時封閉，至此負反饋作用結束，主配壓閥活塞處于中間平衡位置，導葉接力器停止向開方向運動。因流量反饋裝置的存在，在導葉接力器手動開啟結束后，可以利用流量負反饋作用來使偏離中間平衡位置的主配壓閥活塞迅速回中。當導葉主配壓閥處于自動操作狀態(tài)時，流量反饋裝置雖不發(fā)揮作用，但其會根據主配壓閥活塞的的位置形成負反饋液壓流量信號，以實時反饋與活塞移動方向相反的流量信號，且負反饋液壓流量信號的大小與活塞偏離中間平衡位置的距離成正比，這可實現在主配壓閥處于自動操作狀態(tài)時仍然能夠跟蹤手動操作狀態(tài)，以及在手/自動操作切換時導葉接力器的移動距離符合國家標準的目的。手動關閉導葉接力器與開啟時的控制相反，本文不再重復。

圖4 手動開啟導葉接力器時調速器的液壓系統(tǒng)圖Fig.4 Hydraulic system diagram of governor during manual operation of guide vane servomotor

2.2 集成式事故配壓閥和分段關閉裝置的結構與功能

調速器控制導葉接力器時集成式事故配壓閥和分段關閉裝置的液壓系統(tǒng)圖如圖5所示，圖中所有元件集成安裝在1個閥塊內。其中：節(jié)流閥JL31用于調節(jié)分段關閉時導葉接力器的第2段慢關速度，節(jié)流閥JL32用于整定事故配壓閥動作后導葉接力器的關閉速度。事故配壓閥HV32是一個兩位六通液控換向閥，其活塞兩端設有液壓力作用面積不等的換向用控制油腔：左端通恒壓油，作用面積??；右端通控制油，作用面積約為左端控制油腔的2倍，右端控制油的通斷由事故電磁閥EV31和機械過速保護裝置的換向閥串聯控制。當事故電磁閥或機械過速保護裝置動作后，右端控制油腔通回油，在左端控制油腔內恒壓油的作用下，事故配壓閥活塞實現換向，此時，導葉接力器開、關腔的油液經事故配壓閥匯流后，通過同一根回油管回到油箱。當整個調速器液壓系統(tǒng)失壓時，靠左端彈簧力推動事故配壓閥活塞換向，仍可實現導葉接力器開、關腔同時回油，導葉在關閉水力矩和重錘的共同作用下關閉。當事故配壓閥未動作時，導葉接力器受主配壓閥控制，其關腔通壓力油，導葉主要在液壓力關閉力矩的作用下關閉。

通過上述分析可知，在貫流式水輪機組停機時，事故配壓閥對導葉接力器關腔有通壓力油或回油兩種不同功能，可分別實現主配壓閥關閉導葉和事故配壓閥動作后靠關閉水力矩和重錘共同作用關閉導葉的功能，同時也滿足了在整個調速器液壓系統(tǒng)失壓時導葉仍能關閉的要求。分段關閉電磁閥EV32接收貫流式水輪機組監(jiān)控系統(tǒng)的控制信號，將液壓控制信號作用于分段液控換向閥HV31的兩端，實現導葉的分段關閉。

圖5 集成式事故配壓閥和分段關閉裝置的液壓系統(tǒng)圖Fig.5 Hydraulic system diagram of integrated accident distributing valve and sectional closing device

3 主配壓閥的選型與設計

貫流式水輪機調速器液壓系統(tǒng)是典型的閉環(huán)控制系統(tǒng)，在PID（proportion integral differential，比例積分微分）控制策略和控制參數完全一樣的情況下，其實際控制效果仍可能有巨大不同，這主要是因為液壓執(zhí)行和操作機構的結構或通徑不同，這些機構對調速器調節(jié)性能的影響遠超過PID參數的影響［19］。因此，液壓機構間的匹配性是調速器調節(jié)性能的重要保障［20-21］。

3.1 調速器的布置型式

潼南水電站的貫流式水輪機調速器及油壓裝置采用分體式布置，其組合型式為“電氣柜+壓力油箱+回油箱（含調速器機械柜）”?；赜拖鋺覓觳贾迷诎l(fā)電運行層樓板上，調速器機械柜安裝在回油箱上，調速器液壓系統(tǒng)進出油管設在回油箱底部。表1為潼南水電站貫流式水輪機導葉接力器的相關參數。

3.2 主配壓閥的選型計算

主配壓閥的選型要求為：主配壓閥的最大流量應滿足接力器開、關時間的要求；主配壓閥的壓力損失在合理范圍內且主配壓閥活塞的最大工作行程（即活塞閥盤與襯套控制窗口所形成的過流間隙的面積等于有效過流面積A時所對應的活塞位移）應合理，一般占受限于機械結構的活塞總行程的80%［22］。設計主配壓閥活塞最大工作行程時主要考慮以下2個方面：1）主配壓閥活塞工作行程應盡可能大，使得活塞在移動單位距離時產生的操作流量減小，提高對導葉接力器活塞桿的位移控制精度，從而滿足調速器在小波動調節(jié)時的控制要求；2）便于對主配壓閥開、關機時間進行機械式整定。一般情況下，初步設計階段得到的導葉接力器最快關閉時間偏保守，現場試驗后最終整定的導葉接力器最快關閉略長些，同時考慮到主配壓閥活塞的行程要留有一定的余量，故將主配壓閥活塞的最大工作行程設定為活塞總行程的80%左右較為合適［23-24］。

表1 導葉接力器相關參數Table 1 Related parameters of guide vane servomotor

基于孔口流量公式，根據主配壓閥壓降和流量的關系，并綜合考慮壓力損失以及調速器的最優(yōu)輸出功率，提出一種主配壓閥選型設計方法?；诒?所示的導葉接力器相關參數，以導葉主配壓閥為例，對其進行選型設計。導葉主配壓閥的選型設計需滿足導葉接力器最快關閉時間對應的流量要求。研究表明，為使調速器的容量與導葉接力器操作功相匹配，保證調速器在最優(yōu)輸出功率區(qū)間內運行，應使其液壓系統(tǒng)的總壓力損失占額定壓力的15%～25%［25-26］。

導葉主配壓閥的選型計算過程如下。

1）導葉接力器的最大流量Q為：

2）操作油管路通徑Dmin（操作油管路內油液最快流速不超過5 m/s）為：

查詢鋼管尺寸標準發(fā)現，滿足式（2）要求的最小鋼管的通徑為DN80（尺寸為?89 mm×4.5 mm），該鋼管的內徑D=80 mm，大于67.53 mm［27］。

3）操作油管路內油液實際最大流速v為：

4）操作油管路的沿程壓力損失Δpf為：

5）操作油管路的局部壓力損失Δpr為：

式中：ξ為局部阻力系數，因主要考慮主操作油管路上彎頭、閥門等處的局部壓力損失，取ξ=20。

6）操作油管路的總壓力損失Δpz為：

7）襯套控制窗口的有效過流面積A（開、關腔一致）為：

式中：Cd為流量系數，取Cd=0.62；Δp1為閥盤壓降，由于1個導葉主配壓閥有2個閥盤，故Δp1為導葉主配壓閥壓降Δp的一半，Δp=pmin-pr-Δpz=6.0000-4.8000-0.2159=0.9841MPa，故 Δp1=0.5Δp=0.4921MPa。本文取pmin=6.000 0 MPa主要是考慮到油泵啟動壓力（即正常工作油壓下限）為6.000 0 MPa，若油壓裝置部分（包含壓力油箱和油泵）正常工作，則調速器液壓系統(tǒng)正常工作壓力不會低于6.000 0 MPa。根據導葉主配壓閥的直徑、流量和襯套控制窗口有效過流面積的對應關系可知，導葉主配壓閥通徑為DN80時，可滿足導葉接力器最快關閉時間的要求［25，28］。

8）導葉主配壓閥及操作油管路的最大壓降占比η為：

由此可知，導葉主配壓閥及操作油管路的總壓力損失為額定壓力的19%，在調速器最優(yōu)輸出功率范圍內。故根據導葉接力器最快關閉時間和調速器最優(yōu)輸出功率，選擇導葉主配壓閥的通徑為DN80。

3.3 主配壓閥襯套控制窗口的形狀分析

主配壓閥襯套控制窗口的開孔尺寸和形狀的選擇對調速器的調節(jié)性能至關重要。對主配壓閥襯套控制窗口的設計要求是：在調速器進行小波動調節(jié)時，能實現對接力器活塞桿位移的精確控制；在調速器進行大波動調節(jié)時，滿足接力器最快關閉時間的要求。同時，襯套控制窗口的開孔尺寸和形狀應使主配壓閥漏油量小和滿足油泵啟動間隔時間的要求。

綜合比較主配壓閥襯套控制窗口與活塞閥盤形成梯形、矩形、多邊形和半圓形過流間隙時調速器的調節(jié)性能，最終確定襯套控制窗口與活塞閥盤形成梯形過流間隙時調速器的調節(jié)性能最優(yōu)。在調速器進行小波動調節(jié)時，即活塞位移較小的情況下，由主配壓閥襯套控制窗口與活塞閥盤形成的梯形過流間隙有效面積的變化率相對較小，可對接力器開度進行精確調節(jié)；當調速器進行大波動調節(jié)時，即活塞位移較大的情況下，主配壓閥活塞閥盤移動到襯套控制窗口直邊段內，使得過流間隙的有效面積快速增大，滿足大波動調節(jié)時接力器的流量要求。另外，梯形過流間隙的有效面積變化率不同于矩形、多邊形和半圓形過流間隙，當活塞移動時，前者有效面積的變化率在窗口銜接處不會發(fā)生突變，可保證接力器穩(wěn)定運行。

考慮到調速器進行小波動調節(jié)時的精度要求，襯套控制窗口與活塞閥盤形成的梯形過流間隙的有效面積的變化率不宜過大，否則會導致操作油過流量變化過大，影響調速器的調節(jié)性能。同時，兼顧到調速器進行大波動調節(jié)時接力器的流量要求，襯套控制窗口與活塞閥盤形成的梯形過流間隙的上底邊與下底邊的最小長度比一般取0.5左右［26，29］。襯套控制窗口尺寸的選擇可根據各水電站接力器的操作功進行調整。圖6為適用于潼南水電站貫流式水輪機調速器的主配壓閥襯套示意圖，其中開腔與關腔的控制窗口的尺寸相同。

圖6 主配壓閥襯套示意圖Fig.6 Schematic diagram of main distributing valve bushing

4 調速器現場性能試驗及其結果分析

根據相關國家標準和潼南水電站對調速器的技術規(guī)范要求，開展調速器現場性能試驗。

4.1 調速器靜特性測試試驗

調速器靜特性測試試驗的目的是檢驗調速器的轉速死區(qū)和非線性度。按規(guī)定設置相應試驗條件：貫流式水輪機蝸殼不充水，永態(tài)轉差系數bp=6%，切除人工轉速死區(qū)，調速器處于自動工況負載狀態(tài)，轉速調節(jié)模式；空載PID參數為Kp=2.5、Kd=0.3 s、Ki=3.5s-1；電氣開度限制YL=100%；導葉接力器給定開度Yg=50%，給定功率Pg=0%，給定頻率fg=50.00 Hz；機組頻率fj=50.00 Hz；外接高精度工頻信號發(fā)生器以模擬機組頻率。調速器靜特性測試結果如圖7所示。

圖7 調速器靜特性測試結果Fig.7 Static characteristics test result of governor

由圖7所示的調速器靜特性測試曲線可知，實際測得的調速器轉速死區(qū)ix=0.004%，非線性度誤差ε=0.003%，滿足國家標準規(guī)定的調速器靜特性曲線近似為直線，非線性度誤差小于0.1%，以及轉速死區(qū)不超過0.02%的控制要求［30］。

4.2 調速器手/自動切換試驗

調速器手/自動切換試驗是檢驗主配壓閥自動復中功能的重要試驗，主要是測量調速器在不同運行工況下進行手動與自動操作模式切換時導葉接力器的位移變化量。測量方法為：在調速器處于停機、空載運行和發(fā)電工況下，操作調速器機械柜上的導葉手/自動切換旋鈕，記錄導葉接力器活塞桿的位移變化量。相關國家標準規(guī)定：調速器在不同運行工況下，導葉接力器進行手/自動操作模式切換時，其活塞桿位移變化量小于全行程的±0.5%。經試驗測得，潼南水電站的貫流式水輪機調速器在不同工況下進行手/自動操作模式切換時，導葉接力器活塞桿的位移變化量分別為：停機工況下為全行程的0.11%，空載運行工況下為全行程的0.15%，發(fā)電工況下為全行程的0.12%，均滿足要求。

4.3 水輪機組甩負荷試驗

當貫流式水輪機組突然甩去負荷時，導葉需按照機組的調節(jié)保證設計要求關閉，這一過程會引起水輪機組工作參數的劇烈變化。水輪機組甩負荷試驗是檢驗調速器調節(jié)性能的重要試驗［31］。試驗目的是測試水輪機組的蝸殼水壓上升值、最高轉速是否滿足機組調節(jié)保證設計要求，對甩負荷過渡過程中調速器的調節(jié)性能進行考核。設置試驗條件為：調速器處于自動工況負載狀態(tài)，開度調節(jié)模式；PID參數為Kp=3.0，Kd=2.5 s，Ki=0.3s-1。分別在貫流式水輪機組負荷為25%，50%，75%和100%時進行甩負荷試驗，結果如表2所示。

表2 貫流式水輪機組甩負荷試驗結果Table 2 Results of load rejection test of tubular turbine unit

根據潼南水電站的水輪機組調節(jié)保證設計要求和相關國家標準，為防止蝸殼壓力鋼管受力過大，蝸殼水壓上升率應不大于30%。實測發(fā)現，貫流式水輪機組甩100%負荷時，蝸殼水壓上升率為20.71%。為防止水輪機組轉速上升過快而觸發(fā)電氣保護和機械過速保護裝置動作，導致事故停機，要求轉速上升率不大于40%。實測發(fā)現，貫流式水輪機組甩100%負荷時，轉速上升率為35.08%。為滿足調節(jié)的快速性和穩(wěn)定性，要求調節(jié)時間te與峰值時間tm的比值不大于8，超過3%額定轉速的波峰次數不超過2次。實測發(fā)現，貫流式水輪機組的調節(jié)時間te與峰值時間tm的最大比值為6.88，出現在機組甩50%負荷時；在所有甩負荷試驗中，超過3%額定轉速的波峰次數均為1次。為防止水輪機組停機，要求甩負荷后機組的最低轉速不低于額定轉速的90%（即對應的頻率不低于45 Hz），在調速器的控制策略上采用在水輪機組頻率下降為50 Hz前將導葉開到空載開度。實測發(fā)現，貫流式水輪機組甩100%負荷時，最低轉速對應的頻率為46.12 Hz，機組轉速在進入空載轉速區(qū)域（空載轉速的±1%）后，其頻率未見超調，達到了調速器的最優(yōu)控制狀態(tài)。上述試驗結果均滿足相關國家標準的要求［30，32］。

5 結論

本文介紹了潼南水電站貫流式水輪機調速器的機械結構和液壓系統(tǒng)，重點分析了具有自復中功能的主配壓閥以及滿足國內貫流式水輪機組關閉要求的事故配壓閥的結構和功能。同時，根據調速器液壓系統(tǒng)流量與壓降的關系并考慮調速器的最優(yōu)輸出功率，提出了一種主配壓閥選型設計方法，并對其襯套控制窗口形狀進行分析。最后，對設計的調速器進行了現場性能試驗，以驗證其設計的合理性。得出的結論如下。

1）由現場試驗結果可知，基于流量負反饋原理設計的主配壓閥自復中功能是可行的；事故配壓閥可滿足潼南水電站貫流式水輪機組的關閉要求。

2）基于主配壓閥的流量與壓降關系和調速器最佳輸出功率提出的主配壓閥選型設計方法實現了調速器主配壓閥和接力器操作功之間的匹配，進一步提高了調速器的調節(jié)性能?？紤]到調速器的調節(jié)性能和主配壓閥漏油量的要求，確定襯套控制窗口與活塞閥盤形成的過流間隙的形狀為梯形。

使用重錘作為導葉接力器的主要關閉驅動力是未來的發(fā)展趨勢，可避免材料浪費、簡化調速器液壓系統(tǒng)結構和優(yōu)化水輪機組設計。今后將借鑒國外水輪機制造商對貫流式水輪機組關閉規(guī)律的設計理念，結合我國水電站的實際要求，研制出適用于大型貫流式水輪機調速器。