鄢劭愷，趙志高，桂中華，劉程鵬，陳 飛，楊建東

［1.水資源工程與調(diào)度全國重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（武漢大學(xué)），湖北省武漢市 430072；2.國網(wǎng)新源控股有限公司抽水蓄能技術(shù)經(jīng)濟(jì)研究院，北京市 100761］

0 引言

抽水蓄能電站具有削峰填谷、調(diào)相以及承擔(dān)備用容量等作用，其通過不同工況的轉(zhuǎn)換對(duì)電網(wǎng)進(jìn)行調(diào)節(jié)，以提高電網(wǎng)的靈活性和可靠性[1]。與常規(guī)水電站相比，抽水蓄能電站的布置形式更為復(fù)雜，如根據(jù)廠房在輸水系統(tǒng)的位置可分為首部式、中部式和尾部式布置，根據(jù)機(jī)組臺(tái)數(shù)劃分水力單元可分為單洞單機(jī)和一洞多機(jī)布置，以及是否設(shè)置調(diào)壓室，設(shè)置上下游雙調(diào)還是上游或者下游單調(diào)。在水力過渡過程中，抽水蓄能電站的布置形式與機(jī)組特性密切相關(guān)，復(fù)雜的布置形式以及頻繁的工況轉(zhuǎn)換，使得抽水蓄能電站的機(jī)組特性發(fā)生急劇變化[2]。因此在設(shè)計(jì)抽水蓄能電站時(shí)考慮布置形式與機(jī)組特性的匹配規(guī)律至關(guān)重要。

針對(duì)抽水蓄能電站輸水系統(tǒng)布置形式對(duì)機(jī)組特性的影響，國內(nèi)外學(xué)者做了大量研究。具體可總結(jié)為兩方面，一方面是輸水系統(tǒng)不同布置形式下，不同工況對(duì)水力機(jī)械過渡過程動(dòng)態(tài)特性的影響。例如，文獻(xiàn)[3]指出相比于同時(shí)甩負(fù)荷工況相繼甩負(fù)荷工況尾水道采用單洞單機(jī)的布置方案后甩機(jī)組有著更小的尾水管進(jìn)口壓力，而且該極值出現(xiàn)在同水力單元先甩機(jī)組流量為零時(shí)刻附近。文獻(xiàn)[4-6]研究了引水道布置對(duì)蝸殼進(jìn)口壓力和尾水管進(jìn)口壓力的影響，指出當(dāng)引水道的高壓主管與高壓支管長度之比較小時(shí)，尾水管進(jìn)口最小壓力值增大，相繼甩負(fù)荷工況可能會(huì)是蝸殼進(jìn)口最大壓力的控制工況；另一方面是輸水系統(tǒng)不同布置形式下，不同邊界對(duì)水力機(jī)械過渡過程動(dòng)態(tài)特性的影響。例如，文獻(xiàn)[7-9]研究了相繼甩負(fù)荷工況下尾水岔管位置對(duì)尾水管進(jìn)口壓力的影響，得出尾水岔管向上游移動(dòng)可以提高尾水管進(jìn)口壓力。文獻(xiàn)[10-11]研究了尾水調(diào)壓室位置對(duì)機(jī)組過渡過程的影響，當(dāng)尾水調(diào)壓室設(shè)置在岔管之前可以改善尾水管的真空度。文獻(xiàn)[12-14]研究了調(diào)壓室位置對(duì)調(diào)節(jié)保證參數(shù)的影響，提出了最佳臨界位置的概念。文獻(xiàn)[15]對(duì)設(shè)置尾水調(diào)壓室和取消尾水調(diào)壓室兩方案進(jìn)行計(jì)算，得出取消尾水調(diào)壓室的尾水進(jìn)口最小壓力更小。文獻(xiàn)[16-17]研究尾水調(diào)壓室升管長度對(duì)水擊壓力的影響，蝸殼末端最大壓力和尾水管進(jìn)口最小壓力隨著升管長度的增加而減小。

上述研究總結(jié)了不同工況和不同邊界對(duì)不同輸水系統(tǒng)布置形式下水力機(jī)械過渡過程的影響，但仍存在局限性：

（1）上述研究都是針對(duì)某一工況或某一特征參數(shù)進(jìn)行研究，但是水力過渡過程涉及頻繁工況轉(zhuǎn)換和參數(shù)變化，控制工況包括但不限于上述研究中出現(xiàn)的相繼甩負(fù)荷工況和同時(shí)甩負(fù)荷工況；

（2）對(duì)不同洞機(jī)組合的研究較少，而輸水主洞數(shù)與機(jī)組數(shù)的匹配是影響抽水蓄能電站工程投資和系統(tǒng)安全穩(wěn)定的關(guān)鍵因素。因此，深入研究洞機(jī)組合對(duì)抽水蓄能電站設(shè)計(jì)的影響具有重要意義。

為解決上述局限性，本文對(duì)輸水系統(tǒng)不同布置方式進(jìn)行數(shù)值模擬，針對(duì)同一電站場(chǎng)景，分別開展了首部式和中部式開發(fā)方式、一洞四機(jī)和兩洞四機(jī)的洞機(jī)組合方式以及取消或設(shè)置上游調(diào)壓室三種布置形式的大波動(dòng)水力過渡過程動(dòng)態(tài)特性對(duì)比研究，分析不同控制工況中極值參數(shù)的變化過程，為優(yōu)化抽水蓄能電站輸水系統(tǒng)布置提供了重要依據(jù)，并為今后類似的抽水蓄能電站的設(shè)計(jì)提供了參考。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 管道瞬變流基本方程

管道瞬變流基本方程可采用動(dòng)量方程和連續(xù)性方程描述[3]：

式中：g——重力加速度；

H——測(cè)壓管水頭；

x——以管道軸線上任意一點(diǎn)為起點(diǎn)后沿管道軸線的距離；

t——時(shí)間；

V——管道斷面流速；

f——摩阻系數(shù)；

D——管道斷面內(nèi)徑；

a——水擊波速；

α——管道軸線與水平面的夾角。

以上兩個(gè)方程是一組以距離x和時(shí)間t為自變量，以測(cè)壓管水頭H和管道斷面流速V為因變量的擬線性偏微分方程組，該方程組準(zhǔn)確形式的解很難求出。但是可以通過特征線法將偏微分方程轉(zhuǎn)換為常微分方程組，再對(duì)常微分方程進(jìn)行積分求解得到有限差分方程。特征線方程可寫為：

式中：QCP、CQP、QCM、CQM——上一時(shí)刻的已知值。

1.2 水輪發(fā)電機(jī)組邊界條件

水輪發(fā)電機(jī)組的邊界條件有下列8 個(gè)方程[3]：

C+特征方程：

C-特征方程：

單位流量：

單位轉(zhuǎn)速：

單位力矩：

轉(zhuǎn)速方程：

流量特性曲線：

力矩特性曲線：

式中：QP——機(jī)組的引用流量；

HP、HS——蝸殼末端和尾水管進(jìn)口的測(cè)壓管水頭；

n——轉(zhuǎn)速；

Mt——水輪機(jī)動(dòng)力矩；

Mg——發(fā)電機(jī)阻力矩；

τP——導(dǎo)葉相對(duì)開度；

GD2——水輪發(fā)電機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；

Δt——計(jì)算時(shí)間步長；

QCP、CQP、QCM、CQM、n0、Mt0、Mg0——上一時(shí)刻已知值。

2 工程實(shí)例分析

調(diào)節(jié)保證計(jì)算是水力機(jī)械過渡過程研究的一項(xiàng)重要內(nèi)容，它的優(yōu)劣直接影響整個(gè)輸水發(fā)電系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行。大波動(dòng)水力過渡過程的調(diào)節(jié)保證參數(shù)主要有蝸殼進(jìn)口最大壓力、尾水管進(jìn)口最小壓力和機(jī)組轉(zhuǎn)速最大上升率。本文針對(duì)工程實(shí)例中電站輸水系統(tǒng)不同的布置形式，選取相應(yīng)的調(diào)節(jié)保證參數(shù)控制工況進(jìn)行水力過渡過程的數(shù)值模擬，并進(jìn)行對(duì)比分析。

2.1 廠房布置方式對(duì)比

抽水蓄能電站根據(jù)廠房在輸水系統(tǒng)中的位置可分為首部式、中部式和尾部式。以往電站是從地形地質(zhì)、工程投資等方面來進(jìn)行方案布置的選擇，而沒有考慮不同布置方案過渡過程動(dòng)態(tài)品質(zhì)的比選，闡明輸水系統(tǒng)對(duì)機(jī)組特性的匹配規(guī)律，對(duì)電站的安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義。

2.1.1 方案布置與計(jì)算結(jié)果

對(duì)某電站首部式、中部式兩種布置方案進(jìn)行過渡過程計(jì)算分析，輸水系統(tǒng)布置示意圖、基本參數(shù)和調(diào)節(jié)保證參數(shù)結(jié)果見圖1，調(diào)節(jié)保證參數(shù)隨時(shí)間變化過程見圖2。

圖1 兩種方案輸水發(fā)電系統(tǒng)布置圖、基本參數(shù)及調(diào)節(jié)保證參數(shù)極值對(duì)比Figure 1 The comparison of the layout diagram，basic parameters and the extreme value of the regulation guarantee parameters of the two schemes of water transmission and power generation system

圖2 兩種方案各調(diào)節(jié)保證參數(shù)隨時(shí)間變化過程Figure 2 The change process of each regulation guarantee parameter of the two schemes with time

2.1.2 蝸殼進(jìn)口壓力動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的蝸殼進(jìn)口最大壓力均發(fā)生在相繼甩負(fù)荷工況。由圖1（d）和圖2（a）可知中部式方案的蝸殼進(jìn)口最大壓力比中部式方案大13.65m。機(jī)組上游側(cè)的水擊壓力的大小主要與機(jī)組上游側(cè)的水流慣性有關(guān)。水流慣性時(shí)間常數(shù)Tw越大，水擊壓力也越大。因?yàn)橹胁渴椒桨笝C(jī)組上游引水道距離更長，而兩個(gè)方案引水道各管段的流速相近，所以中部式方案的Tw值比首部式方案的Tw值更大，從圖1（c）可知中部式方案的Tw值比首部式方案的Tw值大0.30s，所以中部式方案的機(jī)組蝸殼進(jìn)口壓力更大。

2.1.3 尾水管進(jìn)口壓力動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的尾水管進(jìn)口最小壓力均發(fā)生在相繼甩負(fù)荷工況。由圖1（d）和圖2（b）可知，中部式方案的尾水管進(jìn)口最小壓力比首部式方案小5.37m。首部式方案的極值出現(xiàn)在后甩機(jī)組，而中部式方案的極值出現(xiàn)在先甩機(jī)組上。原因是首部式方案中尾水管進(jìn)口出現(xiàn)最小壓力的時(shí)間段內(nèi)，后甩機(jī)組處于特性曲線S 區(qū)的2 區(qū)[19]，此時(shí)隨著先甩機(jī)組流量的增大，后甩機(jī)組產(chǎn)生了正的次水頭，與導(dǎo)葉關(guān)閉引起的水頭疊加，產(chǎn)生了更大的水擊壓力，出現(xiàn)了尾水管進(jìn)口壓力極值。而中部式方案中尾水管進(jìn)口出現(xiàn)最小壓力的時(shí)間段內(nèi)，先甩機(jī)組處于特性曲線S 區(qū)的2 區(qū)，此時(shí)隨著后甩機(jī)組流量的增大，先甩機(jī)組產(chǎn)生了正的次水頭，與導(dǎo)葉關(guān)閉引起的水頭疊加，產(chǎn)生了更大的水擊壓力，出現(xiàn)了尾水管進(jìn)口壓力極值。由于兩種方案都設(shè)置了尾水調(diào)壓室，由圖1（c）可知，兩種方案中機(jī)組至尾水調(diào)壓室的Tw值相同，所以兩種方案的尾水管進(jìn)口最小壓力極值應(yīng)該是接近的，但是結(jié)果顯示中部式方案的尾水管進(jìn)口最小壓力更小。原因是中部式方案的上游岔點(diǎn)距離機(jī)組更近。

下面進(jìn)行中部式方案引水岔點(diǎn)位置的敏感性分析，固定上游引水系統(tǒng)長度不變，將引水岔點(diǎn)位置向上游分別移動(dòng)5、10、15、20、25、30m。計(jì)算結(jié)果見圖3，從圖3 中可以看出：①引水岔點(diǎn)位置向上游移動(dòng)距離越長，尾水管進(jìn)口壓力最小值越大。當(dāng)移動(dòng)距離為25m 時(shí)，中部式方案的尾水管進(jìn)口壓力最小值為28.79m，與首部式方案尾水管進(jìn)口壓力最小值僅差0.18m；②當(dāng)移動(dòng)距離為20m 時(shí)，引、尾水支管長度之比為0.883，與首部式方案引、尾水支管長度之比（0.879）僅差0.006。此時(shí)尾水管進(jìn)口壓力最小值為28.28m，與首部式方案尾水管進(jìn)口最小值僅差0.69m。所以在有尾水調(diào)壓室的前提下時(shí)，當(dāng)兩種方案的引、尾水支管長度之比相近時(shí)，兩方案的尾水管進(jìn)口最小壓力相近。

圖3 中部式方案引水岔點(diǎn)位置的敏感性分析Figure 3 Sensitivity analysis of branch point location of water inlet pressure pipeline in the middle-type layout scheme

2.1.4 轉(zhuǎn)速動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的轉(zhuǎn)速最大上升率均發(fā)生在導(dǎo)葉拒動(dòng)工況，且兩種方案的轉(zhuǎn)速最大上升率相近，由圖1（d）和圖2（c）可知兩者僅差1.73%（7.41r/min）。導(dǎo)葉拒動(dòng)時(shí)工況點(diǎn)沿著等開度線從水輪機(jī)區(qū)向水輪機(jī)制動(dòng)區(qū)和反水泵區(qū)移動(dòng)。因?yàn)槭撞渴椒桨傅霓D(zhuǎn)速最大上升率出現(xiàn)在最大水頭導(dǎo)葉拒動(dòng)工況，而中部式方案的轉(zhuǎn)速最大上升率出現(xiàn)在額定水頭導(dǎo)葉拒動(dòng)工況。所以中部式方案的導(dǎo)葉開度更大。從圖3 中可以看到中部式方案工況點(diǎn)在轉(zhuǎn)速上升率最大時(shí)有著更高的單位轉(zhuǎn)速，并且發(fā)生轉(zhuǎn)速最大上升率時(shí)兩種方案機(jī)組的工作水頭相近，所以中部式方案的轉(zhuǎn)速最大上升率稍大。

2.2 不同洞機(jī)組合對(duì)比

目前抽水蓄能電站多采用一洞多機(jī)的布置方式，即多臺(tái)機(jī)組共用一個(gè)引水主洞。由于減少了引水主洞的數(shù)量，一定程度上節(jié)約了電站建設(shè)的成本。但在水力過渡過程中，同一水力單元的各臺(tái)機(jī)組相互影響，給電站的安全穩(wěn)定運(yùn)行帶來新的挑戰(zhàn)。

2.2.1 方案布置與計(jì)算結(jié)果

對(duì)某電站一洞四機(jī)和兩洞四機(jī)方案進(jìn)行計(jì)算分析，輸水系統(tǒng)布置示意圖、基本參數(shù)和調(diào)節(jié)保證參數(shù)結(jié)果見圖4，調(diào)節(jié)保證參數(shù)隨時(shí)間變化過程見圖5。

圖4 兩種方案輸水發(fā)電系統(tǒng)布置圖、基本參數(shù)及調(diào)節(jié)保證參數(shù)極值對(duì)比Figure 4 The comparison of the layout diagram，basic parameters and the extreme value of the regulation guarantee parameters of the two schemes of water transmission and power generation system

圖5 兩種方案各調(diào)節(jié)保證參數(shù)隨時(shí)間變化過程Figure 5 The change process of each regulation guarantee parameter of the two schemes with time

2.2.2 蝸殼進(jìn)口壓力動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的蝸殼進(jìn)口最大壓力均發(fā)生在相繼甩負(fù)荷工況。由圖4（d）和圖5（a）可知，一洞四機(jī)方案的蝸殼進(jìn)口最大壓力比兩洞四機(jī)方案的大14.93m。由圖4（c）可知，一洞四機(jī)方案上游調(diào)壓室至機(jī)組的Tw值比兩洞四機(jī)方案的Tw值大0.06s。一洞四機(jī)方案由于先甩機(jī)組較多，使得后甩機(jī)組的初始流量更大，導(dǎo)葉關(guān)閉時(shí)間相同，則一洞四機(jī)方案流量變化率更大。從圖5（c）可以看出，在蝸殼進(jìn)口壓力最大時(shí)刻，一洞四機(jī)方案的流量變化率比兩洞四機(jī)的大10.17m3/s，所以中部式方案的機(jī)組蝸殼進(jìn)口壓力更大。

2.2.3 尾水管進(jìn)口壓力動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的尾水管進(jìn)口最小壓力均發(fā)生在相繼甩負(fù)荷工況。由圖4（d）和圖5（d）可知，一洞四機(jī)方案的尾水管進(jìn)口最小壓力比兩洞四機(jī)方案的小5.51m。雖然下游設(shè)置了尾水調(diào)壓室改善了尾水管進(jìn)口壓力，但是由于一洞四機(jī)方案的尾水道有多個(gè)岔點(diǎn)，導(dǎo)致尾水支管的長度較長，從圖4（c）中可知，一洞四機(jī)方案機(jī)組至尾水調(diào)壓室的Tw值比兩洞四機(jī)方案的Tw值大0.10s。所以尾水進(jìn)口壓力較小。

下面進(jìn)行一洞四機(jī)方案尾水岔點(diǎn)位置的敏感性分析，固定下游尾水系統(tǒng)長度不變，將尾水岔點(diǎn)位置向上游分別移動(dòng)10、20、30、40、50、60、70m。計(jì)算結(jié)果如圖6所示，從圖6 中可以看出：①隨著尾水岔點(diǎn)向上游移動(dòng)，尾水管進(jìn)口最小壓力呈波動(dòng)上升的趨勢(shì)，當(dāng)尾水岔點(diǎn)向上游移動(dòng)60m 時(shí)，尾水管進(jìn)口最小壓力值為18.45m，與兩洞四機(jī)方案的尾水管進(jìn)口最小壓力值僅差0.45m；②當(dāng)移動(dòng)距離為60m 時(shí)，尾水支、主管長度之比為0.101，與兩洞四機(jī)方案尾水主、支管長度之比（0.102）僅差0.001。尾水管進(jìn)口最小值也僅差0.45m。所以在有尾水調(diào)壓室的前提下時(shí)，當(dāng)兩種方案的尾水主、支管長度之比相近時(shí)，兩方案的尾水管進(jìn)口最小壓力相近。

圖6 一洞四機(jī)方案尾水岔點(diǎn)位置的敏感性分析Figure 6 Sensitivity analysis of branch points of tailwater pressure pipeline in the four units per penstock layout scheme

2.2.4 轉(zhuǎn)速動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的轉(zhuǎn)速最大上升率均發(fā)生在相繼甩負(fù)荷工況。由圖4（d）和圖5（e）可知一洞四機(jī)方案的轉(zhuǎn)速最大上升率比兩洞四機(jī)方案的大2.76%（10.35r/min）。因?yàn)橐欢此臋C(jī)方案先甩機(jī)組較多，使得后甩機(jī)組的初始流量更大，增加了后甩機(jī)組的流量變化率，相應(yīng)的水擊壓力也更大。從圖5（h）可以看出，在轉(zhuǎn)速最大上升率的時(shí)刻，一洞四機(jī)方案的流量變化率比兩洞四機(jī)方案大4.42m3/s，所以該時(shí)刻中部式方案機(jī)組的工作水頭更大。而由圖5（f）可知兩個(gè)方案該時(shí)刻的單位轉(zhuǎn)速相近，差0.1r/min，所以一洞四機(jī)方案有著更大的轉(zhuǎn)速上升率。

2.3 調(diào)壓室設(shè)置對(duì)比

抽水蓄能電站的距高比較小，為了滿足調(diào)節(jié)保證控制及機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定性和調(diào)節(jié)品質(zhì)的要求，需要設(shè)置調(diào)壓室[20]。調(diào)壓室能夠反射水擊波，減少壓力管道中的水擊壓強(qiáng)，改善調(diào)節(jié)保證參數(shù)，提高機(jī)組的運(yùn)行穩(wěn)定性。但是調(diào)壓室的尺寸較大、造價(jià)高、工程投資大，同時(shí)設(shè)置調(diào)壓室還會(huì)延長工期。因此，在滿足調(diào)節(jié)保證控制的基礎(chǔ)上，可取消調(diào)壓室以減少工程投資和縮短工期。

2.3.1 方案布置與計(jì)算結(jié)果

對(duì)某電站取消上游調(diào)壓室和設(shè)置上游調(diào)壓室兩種方案進(jìn)行計(jì)算分析，輸水系統(tǒng)布置示意圖、基本參數(shù)和調(diào)節(jié)保證參數(shù)結(jié)果見圖7，調(diào)節(jié)保證參數(shù)隨時(shí)間變化過程見圖8。

圖7 兩種方案輸水發(fā)電系統(tǒng)布置圖、基本參數(shù)及調(diào)節(jié)保證參數(shù)極值對(duì)比Figure 7 The comparison of the layout diagram，basic parameters and the extreme value of the regulation guarantee parameters of the two schemes of water transmission and power generation system

圖8 兩種方案各調(diào)節(jié)保證參數(shù)隨時(shí)間變化過程Figure 8 The change process of each regulation guarantee parameter of the two schemes with time

2.3.2 蝸殼進(jìn)口壓力動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的蝸殼進(jìn)口最大壓力均發(fā)生在相繼甩負(fù)荷工況。由圖7（d）和圖8（a）可知，取消上游調(diào)壓室的方案的蝸殼進(jìn)口最大壓力比設(shè)置上游調(diào)壓室方案的大27.01m。從圖7（c）可知取消上游調(diào)壓室方案機(jī)組上游側(cè)壓力管道的Tw值比設(shè)置上游調(diào)壓室方案的大0.55s，水擊壓力也就更大，所以蝸殼進(jìn)口最大壓力更大。

2.3.3 尾水管進(jìn)口壓力動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的尾水管進(jìn)口最小壓力均發(fā)生在相繼甩負(fù)荷工況。由圖7（d）和圖8（b）可知，取消上游調(diào)壓室方案的尾水管進(jìn)口最小壓力比設(shè)置上游調(diào)壓室方案的小4.59m。有無上游調(diào)壓室只改變了機(jī)組上游側(cè)的壓力管道Tw值，與下游壓力管道Tw值無關(guān)，基本不影響尾水管進(jìn)口壓力。而兩種方案都設(shè)置了尾水調(diào)壓室，且兩種方案機(jī)組值尾水調(diào)壓室的Tw值相同，理論上尾水進(jìn)口最小壓力應(yīng)相近，但是結(jié)果不然。而由文獻(xiàn)[5]可知，輸水系統(tǒng)引水高壓主、支管長度之比越小，在相繼甩負(fù)荷工況下尾水管最小壓力越大。設(shè)置上游調(diào)壓室方案縮短了壓力管道的長度，因此有更高的尾水管進(jìn)口最小壓力。同時(shí)2.1.3節(jié)中中部式方案引水岔點(diǎn)位置的敏感性分析結(jié)果也驗(yàn)證了此結(jié)論的正確性。

2.3.4 轉(zhuǎn)速動(dòng)態(tài)特性對(duì)比分析

兩種方案的轉(zhuǎn)速最大上升率均發(fā)生在導(dǎo)葉拒動(dòng)工況，由圖7（d）和圖8（c）可知，取消上游調(diào)壓室方案的轉(zhuǎn)速最大上升率比設(shè)置上游調(diào)壓室方案的大3.02%（12.94r/min）。設(shè)置上游調(diào)壓室方案的轉(zhuǎn)速最大上升率出現(xiàn)在最大水頭導(dǎo)葉拒動(dòng)工況，而取消上游調(diào)壓室方案的轉(zhuǎn)速最大上升率出現(xiàn)在額定水頭導(dǎo)葉拒動(dòng)工況。該工況下取消上游調(diào)壓室方案的水擊壓力更大，機(jī)組的工作水頭也更大。從圖8（d）可以看出，出現(xiàn)轉(zhuǎn)速最大上升率時(shí)刻取消上游調(diào)壓室方案的單位轉(zhuǎn)速更大，所以引起了更大的轉(zhuǎn)速上升率。

3 結(jié)論

本文開展了首部式和中部式開發(fā)方式、一洞四機(jī)和兩洞四機(jī)的洞機(jī)組合方式以及取消或設(shè)置上游調(diào)壓室三種布置形式的大波動(dòng)水力機(jī)械過渡過程動(dòng)態(tài)特性對(duì)比研究?？梢缘玫揭韵陆Y(jié)論：

（1）采用中部式、一洞四機(jī)和取消上游調(diào)壓室的布置形式，其壓力引水道更長，Tw值更大，蝸殼進(jìn)口壓力更大。

（2）設(shè)置尾水調(diào)壓室后，當(dāng)首部式和中部式布置方案的引、尾水支管長度之比相近時(shí)，兩方案的尾水管進(jìn)口最小壓力相近；采用一洞四機(jī)布置方案時(shí)，其尾水道有多個(gè)岔點(diǎn)，尾水支管較長，Tw值大，尾水管進(jìn)口壓力更小；采用取消上游調(diào)壓室布置方案擴(kuò)大了引水高壓主、支管長度之比，尾水管進(jìn)口壓力更小。

（3）首部式和中部式兩種布置方案的轉(zhuǎn)速最大上升率相近，僅差1.73%（7.41r/min）；而采用一洞四機(jī)和取消上游調(diào)壓室布置方案，由于發(fā)生水力過渡過程時(shí)機(jī)組流量變化率大，轉(zhuǎn)速最大上升率更大。

本文從過渡過程角度出發(fā)，進(jìn)行三種不同布置形式的大波動(dòng)水力過渡過程動(dòng)態(tài)特性對(duì)比研究，可為類似抽水蓄能電站設(shè)計(jì)提供參考。但是本文的電站場(chǎng)景均設(shè)置了尾水調(diào)壓室，未分析尾水調(diào)壓室布置形式對(duì)大波動(dòng)水力過渡過程的影響，在未來將開展相應(yīng)研究。