工程概況與研究目 基本資 圖紙資料與設計報 圖紙資 設計報 水位基本資 上游庫水 下游廠房尾水 廠址尾水水位~流量關 調壓室基本信 管道糙 機組參數及特 調保參數要 研究內 計算理論與方 有壓管道非恒定流數學模型和特征水輪發電機組邊界條 機組啟 空載擾 機組增、減負 機組突甩負 上游調壓室穩定斷面積計算理 機電選型與岔管設 水輪機選 水輪機的基本信 水輪機主要參數的選 機組特性曲 接力器行程與導葉開度關系曲 發電機選 發電機型號的確 發電機參數的選 水輪發電機組主要參 岔管設 引水發電系統管線特征參數計 管道系統參 引水發電系統管道特征參數計 恒定流水頭損失計 Tw值及Ta值計 調壓室穩定斷面積計 第一篇原方案下大波動過渡過程計算分 引水發電系統原方案下大波動過渡過程計算分 大波動計算工 導葉關閉規律優 導葉關閉規律優化控制工況的選 導葉關閉規律優 原方案下引水發電管道系統初步設計評 第二篇基于大波動過渡過程的電站引水發電系統優化設 調壓室型式尺寸優化設 調壓室大井面積優化設 調壓室阻抗孔口面積優化設 調壓室上室底板高程與面積優化設 調壓室上室底板高程優化設 調壓室上室面積優化設 調壓室型式尺寸優化設計總 壓力管道、岔管與機組轉動慣量GD2優化設 壓力管道優化設 管徑5.6m下的優化計算結 管徑5.4m下的優化計算結 管徑小于5.4m下的優化計算結 壓力管道優化設計小 岔管優化設 機組轉動慣量GD2優化設 引水發電管道系統與機組系統優化方案的確 第三篇優化方案下的水力-機械過渡過程復核計算分 優化方案下的大波動過渡過程復核計算分 大波動過渡過程計算工 導葉啟閉規 大波動過渡過程復核計算結果與分 大波動過渡過程復核計算結 大波動過渡過程復核計算結果分 大波動過渡過程復核計算小 優化方案下的小波動過渡過程復核計算分 小波動過渡過程計算工 調速器參數整 小波動過渡過程復核計算結果與分 小波動過渡過程復核計算結 小波動過渡過程復核計算結果分 小波動過渡過程復核計算小 優化方案下的水力干擾過渡過程復核計算分 水力干擾過渡過程計算工 導葉啟閉規律與調速器參 水力干擾過渡過程復核計算結果與分 水力干擾過渡過程復核計算結 水力干擾過渡過程復核計算結果分 水力干擾過渡過程復核計算小 第四篇結 第五篇附 設計院提供的電站原方案設計 15優化方案設計 16優化方案下水力-機械過渡過程參數變化 卡依爾特水電站工程是額爾齊斯河源流卡依爾特河上規劃擬建的第一個梯級，地區富蘊縣的卡依爾特鄉境內，距地區的可可托海鎮約21km，距下15km120M（3×40MW7km，自進水口至隧洞出口（岔管前）分過河前段、過河段、過河后1段（調壓井前、過河后2段（調壓井后。根據洞身段不同的地質巖采用不同的襯砌型式。洞斷面為圓形，過河橋段、過河后1段、過河后2段上、下壩址均相同。設計流量3×29.2m3/s，額158.5m。電站裝機容量由110MW（三臺機：1×20MW+2×45MW）更改為120MW（三臺機：3×40MW；3.4m發6+360m，調壓室底板高程由1220m更改為1198.956m、頂部高程由1363.5m更改為根據該電站初步設計下的大波動過渡過程的計算結果，對于不滿足調節保證控制要求的相關參數，進行相應子系統體型、布置、參數取值等的優化：①根據調壓室最高、最低涌浪的控制要求進行調壓室型式、位置與尺寸的優化設計；②根據機組調（D2優化；③根據管道沿線壓力分布的控制要求進行管道系統布置（沿線高程、坡度、轉彎等）的優化設計；圖紙資技施設計階段圖②引水發電系統剖面可研設計階段圖紙（供參考下壩址發電引水系統剖面下壩址發電洞進口閘室剖面發電引水系統跨河結構鋼岔管結構圖（比選方案鋼岔管結構圖（推薦方案45MW20MW設計報可研設計階段的設計報告如下（供參考上游庫水校核洪水位 設計洪水位 正常蓄水位 位 下游廠房尾水校核尾水位 設計尾水位 正常尾水位（三臺機滿發水位 兩臺機滿發尾水位 一臺機滿發尾水位 廠址尾水水位~流量2-1。2-1卡依爾特水電站電站廠址尾水水位~123456789積為S=9.079m2D=3.4m)，阻抗孔流量系數0.7，由公式

2g(S

阻抗系數=1.262×10-3。調壓室大井斷面也為圓形，斷面面積隨高程的變化關系見表2-2高程9.079201.0622-3機組允許最大轉速上升 蝸殼允許最大壓 尾水管允許最小壓 整個輸水管道頂部最小壓 =-根據卡依爾特水電站的設計現狀和研究目的，擬定的研究內容如下計算該電站管道特征參數，該計算包括恒定流水頭損失計算、TwTa值計算、調壓室根據該電站初步設計下的大波動過渡過程的計算結果，對于不滿足調節保證控制要求的相關參數，進行相應子系統體型、布置、參數取值等的優化：①根據調壓室最高、最低涌浪的控制要求進行調壓室型式、位置與尺寸的優化設計；②根據機組調（D2優化；③根據管道沿線壓力分布的控制要求進行管道系統布置（沿線高程、坡度、轉彎等）的優化設計。①大波動過渡過程計算分析：計算同研究內容②小波動過渡過程計算分析：對最大水頭、額定水頭與最小水頭等盡量包括機組運行范圍的所對應的控制工況，在負荷階躍變化10%條件下的水電站調節系統穩定計③水力干擾過渡過程計算分析：針對水輪機運行范圍內有代表性的工況點進行部22

aHtga

gA

gH

SVtS

fVV

其中H為以某一水平面為基準的測壓管水頭；V為管道斷面的平均流速；A為管道Ax管道斷面面積隨xAx0，則式(4-1)道中的水流連續性方程；為管道各斷面形心的連線與水平面所成的夾角；S為濕周；f為Darcy-Weisbach摩阻系數；a為水擊波速度。數值計算采用當量管計算方法，因此式(4-1)Ax0方程(41)和方程(42)是一組擬線性雙曲型偏微分方程，可采用特征將其轉化為兩個在特征線上的常微分方程： a a2 XVVsin

fVVC:

g

dxVa

a a2 XVVsin

fVVC:

g

dxVa

上述方程沿特征線C和C

PP

式(4-5)和式(4-6)為二元一次方程組，十分便于求解管道內點的QP和HP。計算中V間步長和空間步長的選取，需滿足庫朗穩定條件V

，否則計算結果不能收機組啟動時間短、啟動終了時平穩，無轉速的過大振蕩。啟動過程合理控制方式的選擇對系統事故備用水輪機組尤為重要，因為延長啟動、并列的時間，將影響整個電力系統的供電可靠性。機組啟動采用“開環＋閉環”的開機規律，該種模式下的開機原理是：機組在停機狀態下，調速器接到開機命令后，在開度控制方式下，將開度給定設置為啟動開度，頻率給定設定為40Hz。開度迅速開大到啟動開度，當頻率上升至40H時，采用頻ID調節自動投入，并且頻率給定值開始按設定規律從40Hz自動增加到50H，機組頻率將比較平穩地進入到50H。啟動過程中，機組未并入電網，水輪發電機負荷阻力矩為零。因此，機組邊界條HP(m)、流量QP(m3/)，轉輪出口側測壓管水頭HS(m)、QS(m3/s)，單位轉n1(r/min)，單位流量Q1(l/s)，單位力M1(N.m)，Mt(N.m)，水輪機轉速n(rad/min)y。對應的基本方程如下： 7)

CC

QCPCQPQCMCQM

HPHSHPHS

1MtM11

H

n

tMt

t

S式中H2gA22gA2QPD1為轉輪直徑。下標0表示上一計算時段的已知值。 S(411)和式(412)是以直線方程的型式分別代表水輪機瞬時工況點的流量特性和力矩特性。九個方程，十個未知數，還需引入一個方程。在開環開機階段機組轉速 d≤80%nr)nr為額定轉速(rad/min)yf(t)；在閉環開機階段(機組轉速>0.8nr)，轉速給定值按一定的變化斜率由0.8nr上升到nr，引入 dbpTd

d3dt

(bpTdTnbtTdTybpTdTy)dt

(TbbTbT)dybd p py d2

Td

dt

x xxnn給b、b、T、T bpTnbpTn/1bt11Ty1/空載擾

4.1PID空載擾動為頻率擾動，頻率階躍擾動下的并聯PIDd3 d2

dt3(bpTdTnbtTdTybpTdTy)dt2(TdbtbpTdbpTy)dtbp

d2(x

d(x

(x

xxnn給x機組增、減負機組增、減負荷時，機組聯入電網，對于機組增減負荷具有三種調節模式：頻率調節、功率調節、開度調節。水輪發電機組并入小電網或孤立電網運行、機組在并入大電網以調頻方式運行時，機組增減負荷一般采用頻率調節。本文頻率調節采用并聯PID調節規律，如圖2所示。頻率調節數學模型與機組啟動數學模型基本相同，式(4-7)~(4-14)、式(4-16)n

Mt

M

Mg

M

GD2)/(1e

Ta

rtg式中Taeg電網負荷自調節系數，下標t、grtg和發電機，下標0表示上一計算時段的已知值，下標rMg隨時間的變化需水輪發電機組并入大電網運行、受水電站(自動發電控制)減負荷一般采用功率調節。功率采用如圖4.2所示的PI調節規律。并入大電網，水輪發nr始終不變，因此，機組邊界條件含有九個未知4.2由圖4.2Tdyy(t)KP

1

P

y

pb

0 tKbp、bt、Td為調速器參數。水輪發電機組并入大電網時，機組功率傳感器有故障，此時由功率調節模式轉換到開度調節模式，來實現機組增減負荷。開度調節僅作為功率調節失效后的替補手段。在開度調節模式下，即給定接力器行程yynr始終不變，因此，機組邊界條件含有八個個未知數。方程(4-7)~(4-14)即可組成后，導葉將迅速關閉至零，從而最終導致機組停機。機組緊急事故停機時，水輪發電機負荷阻力矩為零，接力器行程y按事先給定的規律關閉，調速器不參與調節。因此，此時機組邊界條件含有九個未知數。方程(47)~(415)即可組成機組緊急事故停機數學模型。機組突甩負y按事先給定的規律關閉，調速器不參與調節。因此，此時機

2g(

1)(Hh 3h

Lf分別為壓力引水道的長度(m)與平均斷面面積H0為發電最小靜水頭g為重力加速度為壓力引水道的水頭損失系數（

/v2，包括局部與沿程損失，s2/m，包v為壓力引水道流速hw0為壓力引水道水頭損失hwm為壓力管道水頭損失(m)H1H0hw0hwm可將式(4-20)

2g(

1

H1為發電最小凈水頭(m)水輪機的基本信

卡依爾特水電站水輪發電機組的臺數為3臺，單機容量為40MW。水輪機型號的選擇中起主要作用的是水頭，本電站工作水頭范圍為153.13m~176m158.5mF***-J***水輪機主軸輸出的功率稱為水輪機的額定出力在設計中輪機額定出力錯誤！未找到源。r/η錯誤！未找到源。4.5。水輪機主要參數的選比轉速

1最優單位轉速 11限制單位流量1水輪機模型最高效率M

轉速nrZs等。模型參數主要有：設計單位流量Q11；設計單位轉速n11；模型空化系數M等。轉輪直徑

33式中： 轉輪直徑 n1式中： 額定工況單位轉速n11在這里采用最優單位轉速55~62.55r/min額定比轉速nns nHns=135.7m·kWD=2.1m、n=375r/min后，可求出水輪機的

及各特征水頭對應n' H H Q

0.526m3/9.812.129.812.12158.5158.5 0.5262.12 29.2m3/1maxHmax、Hmin、Hrn'nn'n

59.36r/375375375375375n'375nQ'Q

63.64r/min

5.1水輪機安裝高程(導葉中心線高程)取決于下游設計尾水位及水輪機的吸出高度。本電站的三臺機組相同，故設計尾水位取為其中一臺水輪機額定流量所對應的下游尾水位，查電站廠房尾水位流量關系曲線，一臺水輪機額定流量為29.2m3/，其對應下游169.69ms4mZs165.69m0.5m。機組特性曲由水輪機模型綜合特性曲線轉換得到流量特性曲線和力矩特性曲線如圖5.25.35.25.3接力器行程與導葉開度關系曲，卡依爾特機組未招標按線性的接力器行程與導葉開（相對值關系計算，28100%，同時將最大開度對應的絕，100.00mm100%，接力器行程與導葉開度（相對值）5.4所示。5.4接力器行程與導葉開度（相對值）發電機型號的確44440kVA，取額定電壓UN=13.8kVcos0.9由于是同步發電機，因此額定轉速nr=375r/min，磁極對數P=8。對于該容量以及轉Di及定子鐵芯長度lt發電機參數的選極距4S4S式中：S?——發電機額定容量Kj——8~10Kj代入數據得：=69.69cm。定子內徑Di=355.16cm定子外徑當nN>166.7r/min

D2p 錯誤！未找到源。=錯誤！未找到源。Da=424.86cm430cm定子鐵芯長度lt

Sii式中：C——發電機利用系數，取為5×10-5。錯誤！未找到源。lt=1.98m。發電機飛輪力矩3-2 GD2KD2 式中：GD2——發電機飛輪力矩錯誤！未找到源。——定子內徑，為錯誤！未找到源。——定子鐵芯長度，為K2——5.2。5-1。5-1裝機容量轉輪直徑最大水頭額定水頭最小水頭額定流量額定轉速額定效率最高效率額定功率額定比轉速吸出高度-安裝高程SF40-額定功率額定電壓額定容量額定轉速效率轉動慣量機組間距LcDbDb——DbB——2.0m3.0m13m岔采用較小的分岔角α，一般錯誤！未找到源采用較小的岔襠角β，較小的岔襠角有利于分流γ5.55-25.55-2流量直徑流速根據設計院提供的卡依爾特水電站的輸水系統初步布置圖及進行補充工作6.1所示：6.1卡依爾特水電站管道參數計算簡圖6.1J12、J13、J141#、2#、3#機組，J5表6-1管段岔00000003#02#1#001#002#003#000恒定流水頭損失損失

Q2 Q2為局部水頭損失系數，A、Q分別為管道斷面面積和流2量，沿程損失hy2

n2 R4/3A2

，n、L、R其它參數相同，總水頭損失hhjhy。管道糙率取平均糙率(引水隧洞取0.014，Tw值及Ta

LiVi/gH

TGD2n375MGD2n2365PL是管線上各管道長度(m)，V 道中的最大流速(m/s)g是重力加速度9.81m/s2H0是電站額定水頭158.5mGD2機組飛輪力矩867.90t·m2n0為機組額定轉速375r/minM0P為機表6-2水頭損失Tw值Ta值1#2#3#上游調壓室到機組的Tw2/Ta最大為0.314，滿足規范中此比值不大于0.42004

F

2g(

1

Lfg是重力加速度，即9.81m/s2，引水道全部水頭損失系數（包括局部和沿程損失，2/m

H1此面積為最不利糙率下托馬斷面積（103.653m2）1.940倍。表6-3f已初步確定。為確保電站安全運行，有必要對電站引水發電系統大波動水力-機械過渡常規工況1347.82m1174.64m，31347.25m1169.37m，3正常運行，3#運行，3#機正常運行，3#3#停機，3#停機，3#機正常運行，3#正常運行，3#組合工況運行，3#上游位1335.00，對應下游三臺機尾水位1170.84m，1#、2#、1#導葉關閉規律優化控制工況的D1是蝸殼最大動水壓力、上游側最大壓力分布的控制工況，又由于D12D1、D12作導葉關閉規律優7-1導葉直線關閉規律計算結果有效關閉況7-18s49.17%38.85m12s233.28m55.92%非常小，幾乎可以忽略不計，其中最低涌浪基本維持在1325.11m，滿足最低涌浪高于1315.6m1367.60m1362.3m要求。折線關閉規律的優化在直線關閉規律的基礎上展開，且只考慮兩段折線的關閉規72~75。7-29s基礎上折線關閉規律調保參數控制工況計算結果表折點坐標葉相對開力時間7-310s基礎上折線關閉規律調保參數控制工況計算結果表折點坐標(時間/s,導葉相對開度力7-411s基礎上折線關閉規律調保參數控制工況計算結果表折點坐標時間/s導葉相對開度力7-512s基礎上折線關閉規律調保參數控制工況計算結果表折點坐標時間/s,導葉相對開度力37-2~7-519.74m1325.98m1315.6m1367.60m1362.3m要求。①現有的調壓室是阻抗式，且調壓室實際斷面積遠（201.062m2(D=16m)）大于托②為了能夠使調壓室最高涌浪滿足要求，最根本、有效的做法是改變調壓室的型Tw2偏大，最終導致甩負荷時的蝸殼壓力上升較大。②為了能夠使蝸殼最大壓力滿足要求，可以適當的增大壓力管道的直徑、使岔管機組轉動慣量GD2偏小GD2的前提下，大波動過渡過程中的機組最大轉速上升GD2Ta偏小，最終GD2GD27.3節的討論可知：要使調壓室最高涌浪水位滿足相應控制值的要求，可將調6.3室的托馬穩定面積為103.653m2，當大井直徑為11.5m時，對應的大井斷面積為103.869m21.002調壓室原方案（阻抗式）S=9.079m2(D=3.4m)，此面積占調壓室底部管道面積S=24.630m2D=5.6m)36.862%，偏大。現對阻①1344.3m1063.869m2（施103.869m2。 8.1選用的導葉關閉規律8-1不同阻抗孔面積及阻抗系數計算表8-2不同阻抗孔面積下大波動控制工況D1機組參數計算結果時間小壓力時間時間7778-3不同阻抗孔面積下大波動控制工況D1調壓室參數計算結果直徑位浪浪時間時間DDDDD繪制蝸殼最大壓力和調壓室最高涌浪水位隨阻抗孔面積的變化關系曲線，如圖蝸殼蝸殼最大壓力

阻抗孔直徑

蝸殼最蝸殼最大壓調壓室最高涌調壓室最高涌浪水位8.28-1~8-38.23.4m1.8m256.83m258.99m，機組轉47.43%50.46%。阻抗孔面積改變時，尾水管進口最小壓力則幾1.33m0.24m8.61m65.43m此值來源見下節，既協調各參數間的又使各參數都不致過大，并使阻抗孔口的面2.0m3.142m212.755%，對應的調壓室阻0.010539。2.0m高程與面積的優化設計。+上室式的調壓室為埋藏式，受限于調壓室處的地質條件，調壓室最高涌1349（綜合設計院要求等因素確定1315.6m8.28.1D1、調壓室最低涌浪水位D7。調壓室上室底板高程優化設（960m2(120m×8)+13.869m2）134.08m，略1344.3m1063.869m284858.3。8-4不同上室底板高程下調壓室涌浪控制工況D1、D7機組參數計算結果時間小壓力時間時間7770007770000000000000008-5不同上室底板高程下調壓室涌浪控制工況D1、D7機組參數計算結果時間時間DDDDDD8.3D18-48-58.31343.0m時，最高涌浪水位將不在隨著底板高程的涌浪高于1315.6m）的要求并留有一定的裕度，選取調壓室的上室底板高程為1343.0m1348.87m1349m0.13m調壓室上室面積優化設通過8.3.1節的計算已經確定了調壓室上室底板高程為1343.0m，且此節的優化是1063.869m2（960m2(120m×8m)+103.869m2）8.3.1節相同，具體過程與結果如下：8-6不同上室面積下調壓室涌浪控制工況D1、D7機組參數計算結果上室面積時間小壓力時間時間0000000008-7不同上室面積下調壓室涌浪控制工況D1、D7機組參數計算結果時間時間DDD8-68-7D1、D7（施工洞平面面積960m2(120m×8m)+大井面積103.869m211.5m103.869m22.0m3.142m2，占調壓室底12.755%0.010539。調壓室的上室底板高程為1343.0m，上室面積為1063.869m2（施工洞面積960m2(120m×8m)+103.869m2通過調壓室型式尺寸的優化使得調壓室的最高、最低涌浪滿足了相應控制值的要求且這兩個參數的問題不能通過調壓室的優化設計得到解決而解決此問題的（主要是管徑（包括位置和管徑滿足各自調保控制值的要求。110m5.6m646.44m4.6m的鋼襯砌管段，對于上游調壓室至岔管起點間的壓力管道的優化的對象是直徑4.6m的鋼襯為了與長度110m、直徑5.6m的鋼筋混凝土襯砌管段連接匹配，長度646.44m、直4.6m5.6m。由于在原方案的管徑4.6m下的蝸殼最大壓力和機組轉速最大上升率嚴重，所4.6m大許多，所以管5.6m開始，逐漸減小（0.2m，優化計算的過程與結果如下。管徑5.6m下的優化計算結646.44m5.6m，并進行導葉關閉規律的優化，優化9-19-2。9-15.6m下導葉關閉規律優化機組參數計算結果(12s基礎上開度時間小壓力時間時間9-25.6m下導葉關閉規律優化調壓室參數計算結果(12s基礎上時間時間0DD0D0D5.6m9-19-212s基礎上的導葉折線關閉規律，當折點坐標取為(3.6s,52%)或(3.5s,52%)下選擇折點為(3.6s,52%)9.1所示。 9.1管徑為5.6m的情況下優化的導葉關閉規律管徑5.4m下的優化計算結646.44m5.4m，并進行導葉關閉規律的優化，優化9-39-4。9-35.4m下導葉關閉規律優化機組參數計算結果(12s基礎上時間小壓力時間時間9-45.4m下導葉關閉規律優化調壓室參數計算結果(12s基礎上時間時間0DD0D0D5.4m9-39-4幾乎不能通過導葉關閉規律的優化是蝸殼最大壓力和機組轉速最大上升率同時滿5.4m不滿足要求。管徑小于5.4m下的優化計算結機組轉速最大上升率間的更加突出。管徑取5.4m時已經無法通過導葉關閉規律的優化使蝸殼最大壓力和機組轉速最大上升率同時滿足要求小于5.4m時更加，4.6m~5.4m之間都是不可取的。壓力管道優化設計小646.44m5.6m，9.1所示所示的關閉規律。5.6m時可使蝸殼最大壓力和機組轉速最大上升率同時滿足要5.49-5所示。9-5流量直徑流速3.0mGD2867.90t.m2。111.5m103.869m22.0m3.142m2，占調壓室底12.755%0.010539。調壓室的上室底板高程為1343.0m，上室面積為1063.869m2（施工洞面積960m2(120m×8m)+103.869m225.6m，長度不變。3(1)4.6m5.6m3.7m4.5m2.6m3.0m2.6m3.0m4GD2機組轉動慣量GD2不做改變，仍取原方案下的867.90t.m2-，為了保證水電站調節保證設計滿足要求對卡依爾特水電站優化方案下的引，7.19.1 11.1選用的導葉關閉規律導葉的有效開啟時間Ts=30s，開啟規律見圖11.211.2選用的導葉開啟規律說明：1）機組額定導葉相對開度為88.53%，絕對開度為0.8853*28=24.788度，對應的相對接力器行程為88.53%。對于優化后的引水發電系統設計方案，采用圖11.1、圖11.2所示的導葉啟閉規律進11-1~表大波動過渡過程復核計算結11-1機組開度凈水頭流量出力D.123D123D.123-D123-D123-D123D123-D1////231////23-1////2////31////2////3-123123-.123-12311-21231231020301020301020301231020301//////231//////20301//////2//////31//////2//////3012312312312311-3工始水位數值時間數值時間數值時間數值時間由以上大波動計算結果（11-1~11-3）得以下極值統計表11-11-4大波動過渡過程機組及調壓室極值統計表小壓力上升率浪浪壓差>-//大波動過渡過程復核計算結果經過優化，卡依爾特水電站機組采用直線12s基礎上的折點為（3.6s,52%）的折D1，最大動水234.67m，組合控制工況為Z2235.67m，均滿足蝸殼動水壓力小于為Z1，壓力值為0.92m，大于-6.7m控制要求。轉速最大上升率常規控制工況D12，最大上升率為49.68%，組合控制工況為Z1，最大上升率為48.45%，均滿足小于50%的要D1Z21348.83m1349m；調壓室最低涌浪常規控制工況為D91324.78m，組合控制工況為Z11321.8m，高于最低涌1315.6m。常規工況下，上游調壓室底板向下和向上最大壓差的控制工況分別為D6、11.3D13#11.4Z23#11.5D92#11.6Z12#11.7D123#11.8Z13#11.9D111.10Z211.12Z1最大最大壓力包絡最小壓力包絡管道中心線高壓力壓力 到進水口距11.133#12s基礎上的折點為（3.6s,52%）的折線關閉規律，可使大波動過渡過程D1249.68%50%的11348.89m1349mZ11321.8m1315.6mZ3和Z11.95m和57.6m。7.69m2m，為了保證水電站機組的穩定安全運行和供電品質對卡依爾特水電站優化方，10%額定負荷；10%額定負荷；6：上游正常蓄水位1345.00m，下游三臺機尾水位1170.83m，三臺機80%額定出力運行時增10%額定負荷；7：下游三臺機尾水位1170.83m，額定水頭158.5m，三臺機組80%額定出力運行時同時增10%額定負荷。經過計算和分析，綜合考慮調節系統的穩定性及調速器的速動性，擬選取調速器參數如下：表12- 小波動調速器參數取值040其中，電網負荷自調節系數eg取0.0，12-1中的調速器參數進行卡依爾特水電站小波動過渡過程的復核計算，各12-2~12-4。小波動過渡過程復核計算結表12-2表12-3Nmax))數142434142434123123X142434X142434X123表12-40X0小波動過渡過程復核計算結12-1中的調速器參數，從小波動過渡過程的復核計算結果(12-2~12-減負荷工況機組的±0.2%21.6s（X421.6s進入±0.2%的允許轉速頻帶最大轉速偏差為17.52r/min，發生在X4工況的3#機組機組轉速進入±0.2%1.5次；増負荷工況機組的±0.2%29.6s（X729.6s內進入±0.2%的允許轉速頻帶，最大轉速偏差為15.6r/min，發生在X7工況的2#機組機組轉速進入±0.2%1.5次。小波動工況下調壓室的最高涌浪水位為1344.18m（X5工況，最低涌浪水位為1325.48m（X7工況6.43m（X4工況。調壓室水位波動可有效的衰減負荷調節時間控制工況X4機組轉±0.2%轉機組轉±0.2%轉速帶0時間機組轉速12.1X40間調壓室涌浪機組轉±0.2%轉機組轉±0.2%轉速帶0時間00調壓室涌浪為推薦的調速器參數取值。荷工況機組的±0.2%的調節時間最大為21.6s、最大轉速偏差為17.52r/min，増負荷工況6.43m。機組轉速波動與調壓室水位波動均可快速有效的衰減。在水力干擾過渡過程的計算中考慮了兩種情況：(1)水輪發電機組并入小電網或孤品質；(2)AGC(自動發電控制)系統控制時，在小波動過渡過程計算的基礎上，為了研究卡依爾特電站在水力干擾過渡過程情況下的機組運行穩定性和出力的波動幅度，進行水力干擾過渡過程計算。對于參與調頻和不參與調頻兩種條件下的機組出力變化和機組的調節品質進行了如下6種工況的水力干擾過渡過程計算。GR11347.82m1174.64m，1#、2#機組滿GR21170.83m158.5m，1#、2#機組滿出力正常運GR3：上游位1335.00m，下游尾水位1170.33m，1#機組停機，2#機組滿出力GR4：上游校核洪水位1347.82m，對應下游校核洪水位1174.64m，1#、2#機組滿GR5：下游四臺機尾水位1170.83m，額定水頭158.5m，1#、2#機組滿出力正常運GR6：上游位1335.00m，下游尾水位1170.33m，1#機組停機，2#機組滿出力水力干擾過渡過程復核計算中的導葉啟閉規律與大波動過渡過程中的導葉啟閉規1.212.2水力干擾過渡過程復核計算運行機組參與頻率調取用優化的機組導葉啟閉規律與調速器參數進行卡依爾特水電站的水力干擾過渡13-113-2。表13-1±0.2%節時間1表12-20運行機組參與功率調13-313-4。表13-3相對擺幅表13-40水力干擾過渡過程復核計算結果分正常運行機組參與頻率為0.89%、13.42%、13.20%、5.30%、5.78%、4.14%，其中GR2、GR3工況最大出力超10%，其他工況沒有超過額定出力。GR2、GR313.1~13.613.1GR22#13.2GR22#13.3GR213.4GR32#13.5GR32#13.6GR3110%額定出力的工況，超出力的持正常運行機組參與功率GR1GR2GR3GR4GR5GR647.6MW、50.03MW30.12%、35.28%、16.02%、16.31%、20.55%，610%13.7~13.13所示。13.9GR32#13.9GR32#13.7GR12#13.8GR22#13.12GR62#13.12GR62#13.10GR42#13.13GR3頻率調節與功率調節結果的對13-5所示。表13-5大振幅相對擺幅從表13-5可知：頻率調節的機組出力擺幅小于功率調節，頻率調節下的調壓室水23工況下正常運行機組的最大出力47.07、46.9813.42%、13.2%10%13.40m2。正常運行機組參與功率調節時：①GR1、GR2、GR3、GR4、GR5、GR6工況50.03MW14.70%、30.12%、35.28%、16.02%、16.31%、20.55%，610%功率調節下的最大出力超出110%額定出力的工況，超出力的持續時間較長，所以建議卡依爾特水電站目前處于技施設計階段，設計院初步設計了此階段的引水發電系統首先完善電站技施設計階段已有的設計主要包括引水發電管道系統的斷的合理性了其設計存在的問題并給了具體的優化設計方法提出了電站引發電系統的優化方案。最后開展了優化方案的水力-機械過渡過程的復核計算。得到以下主要結論：—原方案下的管道系統特征參數計算結6.539m4.353m；進水口到上游調壓室間的Tw1為11.920s、上游調壓室到機組間的Tw2為2.624（3#機組管線上游調壓室到2004，說二原方案下引水發電系統初步設計評價與結①現有的調壓室是阻抗式，且調壓室實際斷面積遠（201.062m2(D=16m)）大于托②為了能夠使調壓室最高涌浪滿足要求，最根本、有效的做法是改變調壓室的型Tw2偏大，最終導致甩負荷時的蝸殼壓力上升較大。②為了能夠使蝸殼最大壓力滿足要求，可以適當的增大壓力管道的直徑、使岔管機組轉動慣量GD2偏小GD2設計的情況下，大波動過渡過程中的機組最大轉速上GD2Ta偏小，最終導致甩負GD2。三基于大波動過渡過程的電站引水發電系統優化設計結論111.5m103.869m22.0m3.142m2，占調壓室底12.755%0.010539。調壓室的上室底板高程為1343.0m，上室面積為1063.869m2（施工洞面積960m2(120m×8m)+103.869m2關于調壓室底板高程，優化設計和復核計算中取用的是1167.656m，此高程比調壓室底部引水隧洞的頂部高程（1164.656m）高3m，但遠遠低于調壓室的最低涌浪1321.8m（Z1（3m左右接管（150m2m，這樣的長連求的前提下盡可能減少工程投資，通過計算給出以下4中設計方案，供設計院參壓力上升率壓力上升率1~49.1所示的關閉規律，除了調壓室底板高程、1、214方案2的蝸殼壓力和轉速上升嚴重，無法通過導葉關閉規律的優化使之滿125.6m，長度不變。34.6m5.6m3.7m4.5m3.0m2.6m3.0m4GD2機組轉動慣量GD2不做改變，仍取原方案下的867.90t.m2四優化方案（方案1）下的水力-機械過渡過程復核計算分析1機組蝸殼最大動水壓力的控制工況為Z2235.67m力小于236.77m90.51m1249.68%50%要求。D11348.89m，低于最高涌浪控制值1349m；調壓室最低涌浪控制工況為Z1，為1321.8m，高于最低涌浪控制值1315.6m調壓室底板向下和向上最大壓差的控制工況分別Z3和Z111.95m57.6m。7.69m2m2優化整定的調速器參數為：bt=0.5、Td=4s、Tn=0.5s、Ty=0.02s、bp=0、eg=0，其作為推薦的調速器參數取值減負荷工況機組的±0.2%的調節時間最大為21.6s、最大轉速偏差為17.52r/min，増負荷6.43m。機組轉速波動與調壓室水位波動均可快速有效的衰減。323工況下正常運行機組的最大出力47.07、46.9813.42%、13.2%10%13.40m2。正常運行機組參與功率調節時：①GR1、GR2、GR3、GR4、GR5、GR6工況50.03MW14.70%、30.12%、35.28%、16.02%、16.31%、20.55%，610%功率調節下的最大出力超出110%額定出力的工況，超出力的持續時間較長，所以建議設計院提供的卡依爾特水電站技施設計階段的原方案設計圖包括引水發電系統平14.114.214.314.114.214.315優化方案設計岔管管徑，優化方案（1）及比選方案（2~4）的設計圖如下圖所示。15.1優化方案下（1）的調壓室至機組段設計圖(CAD圖15.22的調壓室至機組段設計圖(詳細可參見CAD圖15.33的調壓室至機組段設計圖(詳細可參見CAD圖15.44的調壓室至機組段設計圖(詳細可參見CAD圖16優化方案下水力-繪制卡依爾特水電站技施階段優化方案的引水發電系統大波動、小波動及水力干擾所有工況的調保參數圖，其中：程、轉速變化過程、尾水管壓力變化過程、調壓室水位變化過程、沿線測壓管水頭包絡線；②小波動調保參數圖包括：開度變化過程、流量變化過程、蝸殼末端壓力變化過過程、轉速變化過程、尾水管壓力變化過程、調壓室水位變化過程、正常運行機組出力變化過程。圖號說明：圖號中的第一個數字表示過渡過程的類型（1表示大波動、2表示小波圖1-1~圖1-15分別為D1~Z3工況調保參數圖，其中圖1-1~圖1-12對應常規工況圖3-1~圖3-6為頻率調節下GR1~GR6工況調保參數圖，圖3-7~圖3-121-1-75 圖1-1-1開度變化過 圖1-1-2流量變化過

00圖1-1-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-1-4轉速變化過86420

0壓力圖1-1-5尾水管壓力變化過 圖1-1-6調壓室水位變化過壓力1-2大波動D21-1D15 圖1-2-1開度變化過 圖1-2-2流量變化過

00圖1-2-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-2-4轉速變化過543210

0壓力圖1-2-5尾水管壓力變化過 圖1-2-6調壓室水位變化過壓力1-2-71-7沿線測壓管水頭包絡線1-PAGE8大波動DPAGE8 圖1-3-1開度變化過 圖1-3-2流量變化過

00圖1-3-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-3-4轉速變化過543210

0壓力圖1-3-5尾水管壓力變化過 圖1-3-6調壓室水位變化過壓力 圖1-4-1開度變化過 圖1-4-2流量變化過

00圖1-4-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-4-4轉速變化過86420

13430壓力圖1-4-5尾水管壓力變化過 圖1-4-6調壓室水位變化過壓力 圖1-5-1開度變化過 圖1-5-2流量變化過

00圖1-5-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-5-4轉速變化過543210

0壓力圖1-5-5尾水管壓力變化過 圖1-5-6調壓室水位變化過壓力 圖1-6-1開度變化過 圖1-6-2流量變化過

00圖1-6-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-6-4轉速變化過543210

0壓力圖1-6-5尾水管壓力變化過 圖1-6-6調壓室水位變化過壓力 圖1-7-1開度變化過 圖1-7-2流量變化過

00圖1-7-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-7-4轉速變化過543210

0壓力圖1-7-5尾水管壓力變化過 圖1-7-6調壓室水位變化過壓力 圖1-8-1開度變化過 圖1-8-2流量變化過

00圖1-8-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-8-4轉速變化過543210

0壓力圖1-8-5尾水管壓力變化過 圖1-8-6調壓室水位變化過壓力 圖1-9-1開度變化過 圖1-9-2流量變化過

00圖1-9-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-9-4轉速變化過543210

0壓力圖1-9-5尾水管壓力變化過 圖1-9-6調壓室水位變化過壓力圖1-9-7沿線測壓管水頭包絡線 波動D9工況計算結果1-7沿線測壓管水頭包絡線1-PAGE12大波動DPAGE12工況計算結果圖 圖1-10-1開度變化過 圖1-10-2流量變化過

00圖1-10-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-10-4轉速變化過543210

0壓力圖1-10-5尾水管壓力變化過 圖1-10-6調壓室水位變化過壓力 圖1-11-1開度變化過 圖1-11-2流量變化過

00圖1-11-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-11-4轉速變化過543210

0壓力圖1-11-5尾水管壓力變化過 圖1-11-6調壓室水位變化過壓力 圖1-12-1開度變化過 圖1-12-2流量變化過0

00圖1-12-3蝸殼末端壓力變化過 圖1-12-4轉速變化過543210