抽水蓄能機(jī)組甩負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)壓力幅值特性

趙毅鋒 張飛 陳善貴 徐亞鵬

摘 要：甩負(fù)荷是抽水蓄能機(jī)組的正常設(shè)計(jì)工況，此時(shí)無葉區(qū)經(jīng)歷過流系統(tǒng)最為嚴(yán)重的壓力脈動(dòng)，對(duì)機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定產(chǎn)生深遠(yuǎn)影響。長(zhǎng)期以來，對(duì)無葉區(qū)壓力及其脈動(dòng)研究主要集中于數(shù)值模擬、模型觀測(cè)，對(duì)真機(jī)試驗(yàn)研究少。以某抽水蓄能電站６ 臺(tái)機(jī)組單機(jī)甩額定負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)壓力信號(hào)為分析對(duì)象，基于Ｓａｖｉｔｚｋｙ－Ｇｏｌａｙ 濾波器對(duì)壓力信號(hào)進(jìn)行處理，分離出了趨勢(shì)壓力與脈動(dòng)壓力，闡釋了趨勢(shì)壓力與脈動(dòng)壓力的主要影響因素，并指明了亟須解決的問題。研究表明：甩負(fù)荷過程中無葉區(qū)趨勢(shì)壓力主要受轉(zhuǎn)速影響，與轉(zhuǎn)速的相關(guān)系數(shù)在０．９９ 左右；脈動(dòng)壓力峰峰值受動(dòng)靜干涉、旋轉(zhuǎn)失速等影響，是額定負(fù)荷穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的７～ ２２ 倍，顯著高于數(shù)值模擬結(jié)果。

關(guān)鍵詞：抽水蓄能機(jī)組；甩負(fù)荷；無葉區(qū)；趨勢(shì)壓力；脈動(dòng)壓力

中圖分類號(hào)：ＴＨ７３４ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：Ａ ｄｏｉ：１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．１０００－１３７９．２０２３．０７．０２５

引用格式：趙毅鋒，張飛，陳善貴，等．抽水蓄能機(jī)組甩負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)壓力幅值特性［Ｊ］．人民黃河，２０２３，４５（７）：１３４－１３９．

隨著我國(guó)“碳達(dá)峰、碳中和”政策的實(shí)施，抽水蓄能發(fā)展步入了快車道。截至２０２１ 年８ 月，我國(guó)建成投運(yùn)抽水蓄能電站總裝機(jī)容量３ ２４９ 萬ｋＷ，在建抽水蓄能電站總裝機(jī)容量５ ３７３ 萬ｋＷ，在運(yùn)、在建電站規(guī)模均居世界第一。根據(jù)《抽水蓄能中長(zhǎng)期發(fā)展規(guī)劃（２０２１—２０３５）》，到２０２５ 年，抽水蓄能投產(chǎn)總規(guī)模６ ２００萬ｋＷ 以上；到２０３０ 年，投產(chǎn)總規(guī)模１．２ 億ｋＷ左右。光伏、風(fēng)電等間歇性可再生能源的大規(guī)模并網(wǎng)，抽水蓄能機(jī)組運(yùn)行強(qiáng)度顯著提升，相關(guān)影響機(jī)組運(yùn)行安全穩(wěn)定的現(xiàn)象引起普遍關(guān)注，其中無葉區(qū)壓力脈動(dòng)導(dǎo)致的機(jī)組及廠房問題表現(xiàn)最為凸出，如張河灣抽水蓄能電站因無葉區(qū)動(dòng)靜干涉而引發(fā)的廠房局部共振現(xiàn)象［１］ 、黑麋峰抽水蓄能電站機(jī)組無葉區(qū)壓力脈動(dòng)大導(dǎo)致的轉(zhuǎn)輪裂紋及廠房振動(dòng)問題［２］ 等。

無葉區(qū)壓力脈動(dòng)是引起抽水蓄能機(jī)組振動(dòng)問題的主要激振源，是水泵水輪機(jī)流道系統(tǒng)中幅值最大的壓力脈動(dòng)［３］ ，其主要表現(xiàn)形式包括旋轉(zhuǎn)失速、動(dòng)靜干涉等。傳統(tǒng)上，研究人員主要關(guān)心穩(wěn)態(tài)情況下的無葉區(qū)壓力脈動(dòng)，且主要采用模型試驗(yàn)和流動(dòng)計(jì)算方法進(jìn)行研究，模型試驗(yàn)方面：Ｈａｓｍａｔｕｃｈｉ 等［４］ 通過模型試驗(yàn)分別觀測(cè)到水泵水輪機(jī)發(fā)電工況下偏離最優(yōu)工況和泵工況下的旋轉(zhuǎn)失速現(xiàn)象，Ｒａｎ 等［５］ 通過模型試驗(yàn)分別觀測(cè)到了水泵水輪機(jī)在水泵工況和水輪機(jī)工況的流動(dòng)不穩(wěn)定現(xiàn)象；流動(dòng)計(jì)算方面：李德友［６］ 采用剪切應(yīng)力輸運(yùn)ＳＳＴ ｋ－ｗ 模型分別實(shí)現(xiàn)了原型和模型水泵水輪機(jī)在水泵工況下無葉區(qū)壓力脈動(dòng)的流動(dòng)分析；Ｚｈａｎｇ 等［７］采用不同的湍流模型針對(duì)Ｓ 區(qū)內(nèi)的流動(dòng)進(jìn)行了分析，獲得了Ｓ 區(qū)形成的機(jī)理。近年來，隨著計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的發(fā)展以及計(jì)算能力的提升，采用一維特征線法結(jié)合三維流動(dòng)計(jì)算法針對(duì)甩負(fù)荷過程進(jìn)行分析的手段逐漸展開，如：Ｚｈａｎｇ 等［８］ 采用該方法對(duì)模型水泵水輪機(jī)甩負(fù)荷進(jìn)行建模分析，獲得了甩負(fù)荷過程中流道內(nèi)壓力脈動(dòng)、轉(zhuǎn)輪受力情況； Ｙｉｎ 等［９］ 對(duì)抽水蓄能電站雙機(jī)同時(shí)甩負(fù)荷工況進(jìn)行了研究，指出雙甩較單甩導(dǎo)致更高的無葉區(qū)壓力脈動(dòng)；張曉曦等［１０］ 指出了甩負(fù)荷過程中尾水管水柱分離的機(jī)理及其嚴(yán)重影響。同時(shí)，針對(duì)模型機(jī)組，研究者們［１１－１２］ 開展了過渡過程無葉區(qū)壓力脈動(dòng)及其流場(chǎng)測(cè)試試驗(yàn)研究；針對(duì)原型機(jī)組，李立等［１３］ 、楊建東等［１４］ 研究了甩負(fù)荷過程中的無葉區(qū)壓力脈動(dòng)特征，結(jié)果表明，多數(shù)研究采用模型試驗(yàn)對(duì)數(shù)值方法進(jìn)行驗(yàn)證，并在此基礎(chǔ)上展開過渡過程工況流動(dòng)機(jī)理研究。考慮到水電機(jī)組一次開停機(jī)過程等效機(jī)組正常運(yùn)行１５ ｈ 的損傷［１５］ ，而甩負(fù)荷過程是較開停機(jī)過程更大風(fēng)險(xiǎn)的過渡過程工況，對(duì)機(jī)組的損傷將更嚴(yán)重；同時(shí)，在甩負(fù)荷過程中，無葉區(qū)壓力是整個(gè)過流系統(tǒng)中壓力上升最大的區(qū)域。因此，對(duì)甩負(fù)荷這類過渡過程工況壓力及其脈動(dòng)進(jìn)行研究，有助于工程技術(shù)人員認(rèn)識(shí)甩負(fù)荷對(duì)機(jī)組造成的損傷，對(duì)于提升機(jī)組預(yù)期壽命有很大幫助。然而受限于原型試驗(yàn)的復(fù)雜性及風(fēng)險(xiǎn)性，針對(duì)原型機(jī)組過渡過程壓力脈動(dòng)，特別是甩負(fù)荷下無葉區(qū)壓力脈動(dòng)原型機(jī)組觀測(cè)較少，通常只在機(jī)組投入商業(yè)運(yùn)行前的調(diào)試階段進(jìn)行這類試驗(yàn)，且相關(guān)研究局限于單次觀測(cè)結(jié)果分析，對(duì)于數(shù)據(jù)的重復(fù)性缺乏足夠分析。

２０１９ 年８ 月—２０２１ 年２ 月，某抽水蓄能電站完成了６ 臺(tái)機(jī)組的啟動(dòng)調(diào)試任務(wù)，調(diào)試過程中每臺(tái)機(jī)組均進(jìn)行了甩負(fù)荷試驗(yàn)。為掌握機(jī)組性能，每臺(tái)機(jī)組均在相同位置就近設(shè)置了無葉區(qū)壓力脈動(dòng)測(cè)點(diǎn)，因而對(duì)其進(jìn)行研究，以掌握甩負(fù)荷過程中的無葉區(qū)壓力脈動(dòng)規(guī)律。此成果有助于頂蓋、轉(zhuǎn)輪等關(guān)鍵部件受力分析及疲勞評(píng)估，指導(dǎo)實(shí)現(xiàn)機(jī)組安全運(yùn)行評(píng)價(jià)，對(duì)領(lǐng)域內(nèi)研究學(xué)者及工程技術(shù)人員有重要的參考價(jià)值。

１ 試驗(yàn)概況

１．１ 電站簡(jiǎn)介

某抽水蓄能電站安裝６ 臺(tái)單機(jī)容量為３００ ＭＷ 的立軸單級(jí)混流式水泵水輪機(jī)－發(fā)電電動(dòng)機(jī)組，年均發(fā)電量３０．１５ 億ｋＷ·ｈ，年均抽水用電量４０．２ 億ｋＷ·ｈ。該電站在電網(wǎng)中擔(dān)任調(diào)峰、調(diào)頻、調(diào)相、黑啟動(dòng)和事故備用等任務(wù)。電站引水系統(tǒng)采用３ 洞６ 機(jī)斜井式布置，引水調(diào)壓室采用阻抗＋上室結(jié)構(gòu)形式，布置在引水隧洞末端；尾水系統(tǒng)采用２ 機(jī)合１ 洞布置形式，尾水調(diào)壓室采用阻抗＋上室結(jié)構(gòu)形式，設(shè)置在尾水岔管下游２０ ｍ處。水泵水輪機(jī)主要參數(shù)見表１。

１．２ 測(cè)試簡(jiǎn)況

每臺(tái)機(jī)組啟動(dòng)調(diào)試期間均進(jìn)行了甩負(fù)荷試驗(yàn)，通常甩負(fù)荷試驗(yàn)重點(diǎn)關(guān)注蝸殼進(jìn)口壓力、尾水錐管進(jìn)口壓力和機(jī)組轉(zhuǎn)速，同時(shí)每臺(tái)機(jī)組甩負(fù)荷時(shí)亦對(duì)無葉區(qū)壓力進(jìn)行了同步測(cè)量，對(duì)有功功率、發(fā)電機(jī)出口開關(guān)位置、導(dǎo)葉關(guān)閉規(guī)律等也進(jìn)行了同步測(cè)量。測(cè)試點(diǎn)滿足國(guó)標(biāo)的相關(guān)要求［１６］ 。無葉區(qū)壓力測(cè)點(diǎn)位置及相應(yīng)照片見圖１。其中，ＨＣ０１ 為無葉區(qū)壓力測(cè)點(diǎn)，ＨＣ０２ 為頂蓋下轉(zhuǎn)輪外緣側(cè)壓力測(cè)點(diǎn)。考慮采用長(zhǎng)測(cè)壓管路導(dǎo)致的脈動(dòng)壓力放大效應(yīng)［１７］ ，壓力測(cè)點(diǎn)采用就近布置方式。導(dǎo)葉關(guān)閉規(guī)律和機(jī)組轉(zhuǎn)速取自調(diào)速器電氣控制柜模擬量輸出面板， 壓力傳感器采用ＧＥ 公司的ＰＴＸ５０７２ 型傳感器，誤差為±０．２％，頻響范圍為０ ～ ５ｋＨｚ（－３ ｄＢ）；數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為ＨＢＭ 公司的ＱｕａｎｔｕｍＸＭＸ８４０Ａ－Ｐ，模數(shù)轉(zhuǎn)換２４ 位，采樣率為１ ２００ Ｈｚ。

６ 臺(tái)機(jī)組甩額定負(fù)荷試驗(yàn)含甩２５％、５０％、７５％、１００％額定負(fù)荷，其中甩１００％額定負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)壓力最大，相應(yīng)甩負(fù)荷時(shí)參數(shù)見表２，實(shí)測(cè)機(jī)組轉(zhuǎn)速與導(dǎo)葉關(guān)閉規(guī)律見圖２（為便于比對(duì)，導(dǎo)葉開度和機(jī)組轉(zhuǎn)速分別以額定開度、額定轉(zhuǎn)速為基準(zhǔn)折算成相對(duì)值），實(shí)測(cè)無葉區(qū)壓力見圖３。在圖２ 和圖３ 中，為便于對(duì)比分析，將６ 臺(tái)機(jī)組實(shí)際甩負(fù)荷的時(shí)間統(tǒng)一調(diào)整至發(fā)電機(jī)出口開關(guān)斷開時(shí)間，且斷開前保留１０ ｓ 數(shù)據(jù)、斷開后保留９０ ｓ 數(shù)據(jù)，一共１００ ｓ 數(shù)據(jù)。

由表２ 和圖２、圖３ 可見，２Ｕ 和３Ｕ 在水頭相當(dāng)?shù)那闆r下，２Ｕ 導(dǎo)葉開度明顯偏大，無葉區(qū)壓力脈動(dòng)也較其他機(jī)組偏大。主要原因是：２Ｕ 在帶負(fù)荷過程中控制環(huán)與其中一個(gè)活動(dòng)導(dǎo)葉之間的連板脫落，在導(dǎo)葉自關(guān)閉特性下導(dǎo)致機(jī)組帶同樣負(fù)荷時(shí)正常導(dǎo)葉需要更大的開度；同時(shí)，該導(dǎo)葉關(guān)閉導(dǎo)致無葉區(qū)流態(tài)對(duì)稱性受到影響，引起無葉區(qū)壓力脈動(dòng)偏大。因此，２Ｕ 無葉區(qū)壓力脈動(dòng)數(shù)據(jù)雖不代表正常甩負(fù)荷情況下的脈動(dòng)水平，但反映了異常情況下機(jī)組脈動(dòng)情況，作為運(yùn)行異常數(shù)據(jù)具有極其難得的參考價(jià)值。

２ 時(shí)域特征分析

甩負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)壓力脈動(dòng)由水擊壓力疊加脈動(dòng)壓力構(gòu)成。水擊壓力的波動(dòng)幅值取決于導(dǎo)葉關(guān)閉規(guī)律，波動(dòng)周期取決于引水管路特性，屬于低頻成分；脈動(dòng)壓力幅值受非黏滯性勢(shì)流干涉和黏滯性尾跡干涉［１８］ ，屬于高頻成分。因此，通過合適的濾波器能夠?qū)⑺畵魤毫兔}動(dòng)壓力分離。很多方法可以用于提取信號(hào)中的低頻成分，如低通濾波器、局域均值分解、經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解、Ｓａｖｉｔｚｋｙ－Ｇｏｌａｙ 濾波器等。局域均值分解與經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解方法存在模態(tài)混疊問題；低通濾波器種類多且編程實(shí)現(xiàn)略復(fù)雜；Ｓａｖｉｔｚｋｙ－Ｇｏｌａｙ 濾波器為線性濾波器，算法較低通濾波器易于實(shí)現(xiàn)，且該方法已在水力機(jī)械壓力信號(hào)處理方面得到應(yīng)用［１４，１９］ ，因此本研究采用Ｓａｖｉｔｚｋｙ－Ｇｏｌａｙ 濾波器對(duì)壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行低通濾波?？紤]到無葉區(qū)壓力信號(hào)中低頻成分主要是水擊壓力，水擊壓力波動(dòng)周期通常在數(shù)秒至數(shù)十秒，低通濾波器的截止頻率設(shè)置為０．１ 倍轉(zhuǎn)頻即可實(shí)現(xiàn)低頻成分的提取［２０］ ；同時(shí)，將低頻成分從原始信號(hào)中扣除作為脈動(dòng)壓力的高頻成分。壓力信號(hào)處理流程見圖４。

采用Ｓａｖｉｔｚｋｙ－Ｇｏｌａｙ 濾波器對(duì)６ 臺(tái)機(jī)組無葉區(qū)壓力進(jìn)行處理，處理結(jié)果見圖５。由圖５（ａ）可見，６ 臺(tái)機(jī)組甩負(fù)荷后無葉區(qū)壓力低頻趨勢(shì)基本一致，表現(xiàn)出了良好一致性。圖５（ａ）中趨勢(shì)壓力波峰數(shù)量與圖２（ａ）中轉(zhuǎn)速波峰數(shù)量一致，主要原因是：受限于Ｓ 區(qū)特性及初始導(dǎo)葉開度（取決于試驗(yàn)時(shí)水頭），當(dāng)水頭較低時(shí)導(dǎo)葉開度較大，導(dǎo)葉關(guān)閉時(shí)間較長(zhǎng)，造成轉(zhuǎn)輪在Ｓ 區(qū)來回穿插，導(dǎo)致較高水頭時(shí)波峰數(shù)量多１ 次；２Ｕ 由于一個(gè)導(dǎo)葉失控關(guān)閉導(dǎo)致開度偏大，因此較正常運(yùn)行開度偏大，亦造成關(guān)閉時(shí)間變長(zhǎng)。

圖５（ｂ）中機(jī)組甩負(fù)荷過程脈動(dòng)壓力屬于典型的非穩(wěn)態(tài)信號(hào)，不能直接計(jì)算時(shí)域特征值。參考文獻(xiàn)［２０］針對(duì)甩負(fù)荷時(shí)尾水錐管脈動(dòng)壓力處理方式，采用４ 個(gè)旋轉(zhuǎn)周期窗口對(duì)應(yīng)數(shù)據(jù)，步長(zhǎng)?。?個(gè)旋轉(zhuǎn)周期，對(duì)應(yīng)數(shù)據(jù)對(duì)脈動(dòng)壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行滑移計(jì)算，以獲得整個(gè)過程中脈動(dòng)壓力峰峰值的變化規(guī)律。考慮到無葉區(qū)趨勢(shì)壓力、脈動(dòng)壓力與機(jī)組轉(zhuǎn)速相關(guān)，圖６ 分別給出了無葉區(qū)脈動(dòng)壓力峰峰值、趨勢(shì)壓力與轉(zhuǎn)速關(guān)系對(duì)比曲線，表３ 給出了趨勢(shì)壓力、脈動(dòng)壓力與轉(zhuǎn)速的相關(guān)系數(shù)，表４給出了脈動(dòng)壓力峰峰值與相對(duì)值。

由圖６（ａ）可知６ 臺(tái)機(jī)組脈動(dòng)壓力峰峰值變化趨勢(shì)基本一致，且與機(jī)組轉(zhuǎn)速正相關(guān)（表３ 可見脈動(dòng)壓力峰峰值與機(jī)組轉(zhuǎn)速相關(guān)系數(shù)為０．６７～０．７６），存在兩次顯著的脈動(dòng)壓力峰峰值極大值，分別對(duì)應(yīng)前兩次機(jī)組轉(zhuǎn)速極大值點(diǎn)，在機(jī)組轉(zhuǎn)速達(dá)到最大值的第一個(gè)升速過程中，脈動(dòng)壓力達(dá)到最大值。為說明脈動(dòng)壓力峰峰值之間的一致性，計(jì)算６ 臺(tái)機(jī)組之間的脈動(dòng)壓力峰峰值相關(guān)系數(shù)，計(jì)算結(jié)果見表５，從表中可見：最大值為０．９８４ ３（３Ｕ 與６Ｕ），最小值為０．８６６ ２（２Ｕ 與６Ｕ），相關(guān)系數(shù)水平處于高水平，進(jìn)一步驗(yàn)證了脈動(dòng)壓力變化趨勢(shì)的一致性。絕對(duì)值方面，機(jī)組之間存在明顯差異，２Ｕ 脈動(dòng)壓力峰峰值在甩負(fù)荷后的不同時(shí)刻均處于６ 臺(tái)機(jī)組中較高水平，表明單個(gè)導(dǎo)葉拒動(dòng)明顯增大了無葉區(qū)脈動(dòng)壓力水平。由表４ 可見，６ 臺(tái)機(jī)組脈動(dòng)壓力最大峰峰值均處于非常高的水平，較正常帶額定負(fù)荷運(yùn)行時(shí)脈動(dòng)壓力峰峰值顯著增大，其中１Ｕ、２Ｕ、６Ｕ脈動(dòng)壓力峰峰值的絕對(duì)值均超過６ ０００ ｋＰａ 并超過了毛水頭，說明在甩額定負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)存在極為強(qiáng)烈的脈動(dòng)壓力。

無葉區(qū)大幅脈動(dòng)壓力將對(duì)轉(zhuǎn)輪產(chǎn)生不利影響，是造成轉(zhuǎn)輪失效的主要原因，相關(guān)案例已有報(bào)道［２，２１］ 。在甩負(fù)荷過程中，由于脈動(dòng)壓力加大，因此對(duì)轉(zhuǎn)輪造成的破壞效果將顯著增強(qiáng)。針對(duì)模型水泵水輪機(jī)甩負(fù)荷時(shí)的脈動(dòng)壓力，文獻(xiàn)［１９］指出無葉區(qū)脈動(dòng)壓力在甩負(fù)荷后達(dá)到甩前穩(wěn)態(tài)工況的２ 倍；文獻(xiàn)［２２］指出，甩負(fù)荷過程中無葉區(qū)脈動(dòng)壓力幅值增加主要原因是轉(zhuǎn)輪進(jìn)口回流的出現(xiàn)和發(fā)展增大了無葉區(qū)內(nèi)流體的湍動(dòng)能，加強(qiáng)了無葉區(qū)內(nèi)的動(dòng)靜干涉現(xiàn)象，最大脈動(dòng)壓力幅值可達(dá)到初始值的５ 倍。從實(shí)際測(cè)試結(jié)果來看，模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬顯著低估了甩負(fù)荷過程中的脈動(dòng)壓力。由于模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬與實(shí)測(cè)結(jié)果有差異，大部分抽水蓄能電站采用一管多機(jī)形式布置，多機(jī)同時(shí)甩負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)脈動(dòng)壓力較單機(jī)時(shí)將顯著增大［２３］ ，因此如果采用模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)轉(zhuǎn)輪進(jìn)行設(shè)計(jì)，將嚴(yán)重高估轉(zhuǎn)輪的預(yù)期壽命，造成轉(zhuǎn)輪過早疲勞損傷并失效。

圖６（ｂ）可見：無葉區(qū)趨勢(shì)壓力與機(jī)組轉(zhuǎn)速變化趨勢(shì)基本一致，趨勢(shì)壓力變化與機(jī)組轉(zhuǎn)速正相關(guān)，兩者之間的相關(guān)系數(shù)均在０．９９ 左右，說明無葉區(qū)趨勢(shì)壓力變化主要取決于機(jī)組轉(zhuǎn)速，而由導(dǎo)葉快速關(guān)閉產(chǎn)生的水擊壓力影響可忽略，這一觀測(cè)結(jié)果與文獻(xiàn)［１９］對(duì)模型機(jī)組無葉區(qū)趨勢(shì)壓力的觀測(cè)結(jié)果一致。根據(jù)轉(zhuǎn)輪入口處的速度三角形，轉(zhuǎn)輪入口處流速由圓周速度和相對(duì)速度確定，考慮到無葉區(qū)趨勢(shì)壓力與機(jī)組轉(zhuǎn)速的強(qiáng)相關(guān)性，可以判斷趨勢(shì)壓力取決于圓周速度而與相對(duì)速度無關(guān)。發(fā)生這一現(xiàn)象的本質(zhì)原因可以分為兩個(gè)時(shí)間段進(jìn)行解釋：在導(dǎo)葉未全關(guān)的時(shí)候，水泵水輪機(jī)轉(zhuǎn)輪流道狹長(zhǎng)，具有明顯的Ｓ 區(qū)；在全特性曲線上，正常滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)機(jī)組運(yùn)行工況點(diǎn)位置較靠近Ｓ 區(qū)，機(jī)組一旦甩負(fù)荷后將迅速進(jìn)入Ｓ 區(qū)，并往返循環(huán)多次［２０］ ；而在Ｓ 區(qū)內(nèi)，存在流動(dòng)不穩(wěn)定導(dǎo)致的旋轉(zhuǎn)失速現(xiàn)象［４］ ，轉(zhuǎn)輪流道堵塞，同時(shí)在無葉區(qū)內(nèi)靠近活動(dòng)導(dǎo)葉出口處存在明顯的旋渦與回流從而形成水環(huán)［２４］ ，進(jìn)一步堵塞流道，引起壓力上升。在導(dǎo)葉全關(guān)后，無葉區(qū)內(nèi)流道完全堵塞，造成壓力上升。

３ 結(jié)論

本研究以某抽水蓄能電站６ 臺(tái)機(jī)組單機(jī)甩額定負(fù)荷時(shí)無葉區(qū)脈動(dòng)壓力信號(hào)為分析對(duì)象，基于Ｓａｖｉｔｚｋｙ－Ｇｏｌａｙ 濾波器分離了趨勢(shì)壓力與脈動(dòng)壓力，對(duì)影響壓力上升及脈動(dòng)變化水平的因素進(jìn)行了分析。通過研究獲得了以下結(jié)論：

１）甩負(fù)荷過程中無葉區(qū)趨勢(shì)壓力與機(jī)組轉(zhuǎn)速相關(guān)系數(shù)在０．９９ 左右，表明壓力升高主要受機(jī)組轉(zhuǎn)速影響，壓力上升主要由流道堵塞效應(yīng)導(dǎo)致；脈動(dòng)壓力峰峰值與機(jī)組轉(zhuǎn)速相關(guān)系數(shù)為０．６７ ～０．７６，表明脈動(dòng)壓力峰峰值與機(jī)組轉(zhuǎn)速正相關(guān)。

２）甩負(fù)荷過程中無葉區(qū)存在強(qiáng)烈的由動(dòng)靜干涉、旋轉(zhuǎn)失速等導(dǎo)致的脈動(dòng)壓力，且脈動(dòng)壓力峰峰值超過了毛水頭，為正常額定負(fù)荷運(yùn)行的７～２２ 倍，顯著高于數(shù)值模擬結(jié)果。

參考文獻(xiàn)：

［１］ ＺＨＡＮＧ Ｆ，ＬＯＷＹＳ Ｐ Ｙ，ＨＯＵＤＥＬＩＮＥ Ｊ Ｂ，ｅｔ ａｌ．Ｐｕｍｐ?Ｔｕｒ?ｂｉｎｅ Ｒｏｔｏｒ?Ｓｔａｔｏｒ Ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ Ｉｎｄｕｃｅｄ Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ： ＰｒｏｂｌｅｍＲｅｓｏｌｕｔｉｏｎ ａｎｄ Ｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅ［Ｃ］ ／／３０ｔｈ ＩＡＨＲ Ｓｙｍｐｏｓｉｕｍ ｏｎＨｙｄｒａｕｌｉｃ Ｍａｃｈｉｎｅｒｙ ａｎｄ Ｓｙｓｔｅｍｓ． ＩＯＰ Ｃｏｎｆ． Ｓｅｒｉｅｓ： Ｅａｒｔｈａｎｄ Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ，２０２１，７７４（１）：０１２１２４．

［２］ 龐希斌，彭碩群，祝加勇，等．水泵水輪機(jī)轉(zhuǎn)輪裂紋成因分析及處理［Ｊ］．水電站機(jī)電技術(shù)，２０１９，４２（２）：５１－５４．

［３］ ＺＵＯ Ｚ，ＬＩＵ Ｓ． Ｆｌｏｗ?Ｉｎｄｕｃｅｄ Ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｉｅｓ ｉｎ Ｐｕｍｐ?Ｔｕｒｂｉｎｅｓｉｎ Ｃｈｉｎａ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１７， ３（４）：５０４－５１１．

［４］ ＨＡＳＭＡＴＵＣＨＩ Ｖ， ＦＡＲＨＡＴ Ｍ， ＲＯＴＨ Ｓ， ｅｔ ａｌ． ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＥｖｉｄｅｎｃｅ ｏｆ Ｒｏｔａｔｉｎｇ Ｓｔａｌｌ ｉｎ ａ Ｐｕｍｐ?Ｔｕｒｂｉｎｅ ａｔ Ｏｆｆ?ＤｅｓｉｇｎＣｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｉｎ ＧＥＮＥＲＡＴＩＮＧ ｍｏｄｅ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｌｕｉｄ Ｅｎ?ｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１１，１３３：０５１１０４．

［５］ ＲＡＮ Ｈ，ＬＵＯ Ｘ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ Ｓｔｕｄｙ ｏｆ Ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ Ｃｈａｒａｃｔｅｒ?ｉｓｔｉｃｓ ｉｎ Ｐｕｍｐ Ｔｕｒｂｉｎｅｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｈｙｄｒａｕｌｉｃ Ｒｅｓｅａｒｃｈ，２０１８，５６（６），８７１－８７６．

［６］ 李德友．水泵水輪機(jī)駝峰區(qū)流動(dòng)機(jī)理及瞬態(tài)特性研究［Ｄ］．哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，２０１７：１０１－１０９．

［７］ ＺＨＡＮＧ Ｗ，ＣＨＥＮ Ｚ，ＺＨＵ Ｂ， ｅｔ ａｌ．Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｆｌｕｃｔｕａｔｉｏｎ ａｎｄＦｌｏｗ Ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｉｎ Ｓ?Ｓｈａｐｅｄ Ｒｅｇｉｏｎ ｏｆ ａ Ｒｅｖｅｒｓｉｂｌｅ Ｐｕｍｐ?Ｔｕｒｂｉｎｅ［Ｊ］． Ｒｅｎｅｗａｂｌｅ Ｅｎｅｒｇｙ，２０２０，１５４：８２６－８４０．

［８］ ＺＨＡＮＧ Ｘ， ＣＨＥＮＧ Ｙ， ＸＩＡ Ｌ，ｅｔ ａｌ．Ｌｏｏｐｉｎｇ Ｄｙｎａｍｉｃ Ｃｈａｒａｃ?ｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ａ Ｐｕｍｐ?Ｔｕｒｂｉｎｅ ｉｎ ｔｈｅ Ｓ?Ｓｈａｐｅｄ Ｒｅｇｉｏｎ ＤｕｒｉｎｇＲｕｎａｗａｙ ［ Ｊ ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ２０１６，１３８：０９１１０２．

［９］ ＹＩＮ Ｃ， ＺＥＮＧ Ｗ， ＹＡＮＧ Ｊ．Ｔｒａｎｓｉｅｎｔ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆ ｔｈｅ Ｓｉｍｕｌｔａｎｅｏｕｓ Ｌｏａｄ Ｒｅｊｅｃｔｉｏｎ Ｐｒｏｃｅｓｓ ｉｎ Ｐｕｍｐｅｄ ＳｔｏｒａｇｅＰｏｗｅｒ Ｓｔａｔｉｏｎｓ Ｕｓｉｎｇ ａ １－Ｄ－ ３－Ｄ Ｃｏｕｐｌｉｎｇ Ｍｅｔｈｏｄ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓ，２０２１，３３（５）：９７９－９９１．

［１０］ 張曉曦，陳秋華．水泵水輪機(jī)甩負(fù)荷過渡過程尾水管水柱分離數(shù)值模擬［Ｊ］．水動(dòng)力學(xué)研究與進(jìn)展，２０１９，３４（６）：７４９－７５４．

［１１］ ＴＲＩＶＥＤＩ Ｃ，ＡＧＮＡＬＴ Ｅ，ＤＡＨＬＨＡＵＧ Ｏ Ｇ．ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＩｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｆ ａ Ｆｒａｎｃｉｓ Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｄｕｒｉｎｇ Ｅｘｉｇｅｎｔ Ｒａｍｐｉｎｇａｎｄ Ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ ｉｎｔｏ Ｔｏｔａｌ Ｌｏａｄ Ｒｅｊｅｃｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｈｙ?ｄｒａｕｌｉｃ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１８，１４４（６）：０４０１８０２７．

［１２］ ＬＩＵ Ｄ，ＸＵ Ｗ，ＺＨＡＯ Ｙ，ｅｔ ａｌ． Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｔｈｅＦｌｏｗ Ｆｉｅｌｄ ｏｆ ａ Ｈｉｇｈ Ｈｅａｄ Ｍｏｄｅｌ Ｐｕｍｐ Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｂａｓｅｄ ｏｎＰＩＶ Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓ，２０２１，３３（５）：１０４５－１０５５．

［１３］ 李立，陳源，伍志軍，等．基于小波分解的抽水蓄能機(jī)組甩負(fù)荷反演預(yù)測(cè)［Ｊ］． 人民黃河，２０２１，４３（９）：１４４ －１４９，１５５．

［１４］ 楊建東，胡金弘，曾威，等．原型混流式水泵水輪機(jī)過渡過程中的壓力脈動(dòng)［Ｊ］．水利學(xué)報(bào)，２０１６，４７（７）：８５８－８６４．

［１５］ ＮＩＬＳＳＯＮ Ｏ，ＳＪＥＬＶＧＲＥＮ Ｄ． Ｈｙｄｒｏ Ｕｎｉｔ Ｓｔａｒｔ?Ｕｐ Ｃｏｓｔｓａｎｄ Ｔｈｅｉｒ Ｉｍｐａｃｔ ｏｎ ｔｈｅ Ｓｈｏｒｔ Ｔｅｒｍ Ｓｃｈｅｄｕｌｉｎｇ Ｓｔｒａｔｅｇｉｅｓ ｏｆＳｗｅｄｉｓｈ Ｐｏｗｅｒ Ｐｒｏｃｅｄｕｒｅｓ ［ Ｊ］． ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ ｏｎＰｏｗｅｒ Ｓｙｓｔｅｍｓ，１９９７，１２（１）：３８－４４．

［１６］ 中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局，中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì)．水力機(jī)械（水輪機(jī)、蓄能泵和水泵水輪機(jī)） 振動(dòng)和脈動(dòng)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試規(guī)程：ＧＢ／ Ｔ １７１８９—２０１７［Ｓ］．北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，２０１８：１３－１５．

［１７］ 張飛，郭磊，宮讓勤，等．基于線性摩擦模型的水力機(jī)械測(cè)壓管路特性［Ｊ］．工程熱物理學(xué)報(bào)，２０１８，３９（８）：１７２５－１７３０．

［１８］ ＤＲＩＮＧ Ｒ Ｐ，ＪＯＳＬＹＮ Ｈ Ｄ，ＨＡＲＤＩＮ Ｌ Ｗ，ｅｔ ａｌ．ＴｕｒｂｉｎｅＲｏｔｏｒ?Ｓｔａｔｏｒ Ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｆｏｒ ＧａｓＴｕｒｂｉｎｅｓ ａｎｄ Ｐｏｗｅｒ，１９８２，１０４（４）：７２９－７４２．

［１９］ ＣＨＩＲＡＧ Ｔ，ＭＩＣＨＥＬ Ｃ， ＢＨＵＰＥＮＤＲＡ Ｇ，ｅｔ ａｌ．ＴｒａｎｓｉｅｎｔＰｒｅｓｓｕｒｅ Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ ｏｎ ａ Ｈｉｇｈ Ｈｅａｄ Ｍｏｄｅｌ Ｆｒａｎｃｉｓ Ｔｕｒ?ｂｉｎｅ Ｄｕｒｉｎｇ Ｅｍｅｒｇｅｎｃｙ Ｓｈｕｔｄｏｗｎ，Ｔｏｔａｌ Ｌｏａｄ Ｒｅｊｅｃｔｉｏｎ，ａｎｄ Ｒｕｎａｗａｙ ［Ｊ］． ＡＳＭＥ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１４，１３６（１２）：１２１１０７．

［２０］ 張飛，王憲平．抽水蓄能機(jī)組甩負(fù)荷試驗(yàn)時(shí)尾水錐管壓力［Ｊ］．農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，２０２０，３６（２０）：９３－１０１．［２１］ ＥＤＵＡＲＤ Ｅ，ＣＡＲＭＥ Ｖ， ＨＵＡＮＧ Ｘ ，ｅｔ ａｌ．Ｆａｉｌｕｒｅ Ｉｎｖｅｓｔｉ?ｇａｔｉｏｎ ｏｆ ａ Ｌａｒｇｅ Ｐｕｍｐ?Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｒｕｎｎｅｒ［Ｊ］． ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＦａｉｌｕｒｅ Ａｎａｌｙｓｉｓ，２０１２，２３：２７－３４．

［２２］ 周勤，夏林生，張春澤，等．水泵水輪機(jī)甩負(fù)荷過渡過程中的壓力脈動(dòng)和轉(zhuǎn)輪受力［Ｊ］．水利學(xué)報(bào)，２０１８，４９（１１）：１４２９－１４３８．

［２３］ ＨＵ Ｊ ， ＹＡＮＧ Ｊ ，ＺＥＮＧ Ｗ，ｅｔ ａｌ．Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ Ｓｐｅｅｄ Ｆａｃｔｏｒｏｎ ｔｈｅ Ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ｏｆ ｔｈｅ Ｂｌａｄｅ Ｐａｓｓｉｎｇ Ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｉｎ ｔｈｅＶａｎｅｌｅｓｓ Ｓｐａｃｅ ｏｆ ａ Ｐｕｍｐ Ｔｕｒｂｉｎｅ ｉｎ Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｍｏｄｅ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０２１，１４３：１１１２０３．

［２４］ 朱偉，肖業(yè)祥，姚洋陽(yáng)，等．混流式水泵水輪機(jī)小開度Ｓ特性區(qū)內(nèi)流特性分析［Ｊ］．水力發(fā)電學(xué)報(bào)，２０１５，３４（１０）：１３８－１４４．

【責(zé)任編輯 簡(jiǎn) 群】