Проектирование гидроэлектростанции

гидрогенераторы с номинальным коэффициентом мощности менее 0,85.

Рекомендуется применять:

вакуумно-нагнетательную пропитку полностью собранных полюсов;

предварительное напряжение сердечников статора;

синтетическое покрытие сегментов всех типов подшипников на плоскостях и поверхностях трения;

эффективные системы вентиляции и охлаждения;

встроенные датчики контроля температуры обмоток статора и ротора.

Граничные характеристики:

- Срок эксплуатации не менее 40 лет;

- Срок эксплуатации между капитальными ремонтами не менее 7 лет;

- КПД не менее 97%;

-Диапозон частот, при которых должна сохраняться номинальная мощность: 48,75? 51,25 Гц;

- Диапозон изменения напряжения, в пределах -5 ? +10%;

- Класс нагревостойкости изоляции обмоток статора и ротора по ГОСТ8865-93 не ниже F.

Рассчитаем номинальную мощность генератора по формуле:

,(3.26)

где - коэффициент мощности генератора.

МВА,

По справочным данным [5] принимаем к установке серийный генератор с ближайшей большей номинальной мощностью:

СВ-1130/140-48 УХЛ4.

Параметры гидрогенератора представлены в таблице 3.8.

Таблица 3.8 Номинальные данные генераторов СВ-1130/140-48 УХЛ4

Наименование величины	Обозначение	Единицы измерения	Значение
Номинальная полная мощность	Sном	МВА	141
Номинальная активная мощность	Рном	МВт	120
Коэффициент мощности	cosц	о.е.	0,85
Номинальное напряжение	Uном	кВ	13,8
Номинальный ток	Iном	кА	5,89
Номинальная частота вращения	nном	об/мин	125
Сопротивление обмотки статора	Xd	о.е.	1,84
Переходное сопротивление	X'd	о.е.	0,33
Сверхпереходное сопротивление	X”d	о.е.	0,20
Система возбуждения	независимая тиристорная
Исполнение	зонтичное
Масса ротора	mр	т	750
Масса общая	mоб	т	1295
Диаметр по корпусу статора	Dс	мм	11300

3.4 Определение установленной мощности ГЭС

Окончательно установленная мощность ГЭС с шестью гидрогенераторами СВ-1130/140-48 определяется исходя из номинально имеющейся активной мощности:

, (3.27)

где = 8 - количество устанавливаемых генераторов;

= 120 МВт - активная номинальная мощность генератора.

МВт.

4. Расчет гидротехнических сооружений

4.1 Гидравлический расчет водосливной плотины

В результате гидравлического расчёта определяем:

ширину водосливного фронта, число и размеры водосливных отверстий;

отметку гребня водослива;

форму водосливной поверхности;

сопряжение потока в нижнем бьефе;

размеры гасителей.

Выбор типа, числа и размеров отверстий водосливной плотины необходимо производить исходя из требований пропуска расчетного расхода воды основного расчетного случая. Пропуск расчетного расхода при основном расчетном случае производиться при НПУ и УНБmin через все турбины ГЭС и при полном открытии всех водопропускных сооружений. Определенные размеры отверстий и их число подлежат поверке на поверочный расчетный случай. Пропуск расчетного расхода воды для поверочного случая надлежит выполнять при ФПУ и УНБmах всеми пропускными сооружениями.

4.1.1 Основной расчетный случай

Определим расчетный расход воды через водосливную плотину при основном расчетном случае:

Qрасч = Qmax - QГЭС = 4351 - 2333 = 2018 м3/с, (4.1)

где Qmax - максимальный расчётный расход через сооружения гидроузла при основном расчетном случае(с обеспеченностью - P = 0,1 %).

QГЭС - расход воды через ГЭС.

Удельный расход на водосливе будет равен:

qвод = 1,25 qрисб, (4.2)

где qрисб - удельный расход на рисберме, который равен:

qрисб = хН hНБ, (4.3)

где hНБ - глубина в НБ при максимальном расчётном расходе, определяется по графику Q = f(H), УНБmin = 13,3 м, тогда:

hНБ = УНБmin - ДНО = 13,3 - 0,0 = 13,3 м,

хН - допустимая неразмывающая скорость на рисберме, зависящая от типа основания, на котором расположена рисберма (дно реки). Для скального основания хН = 5,0 м/с /4, стр.239/.

qрисб = 5,0 • 13,3 = 66,5 м2/с,

Тогда

qвод = 1,25 • 66,5 = 83,13 м2/с,

Ширина водосливного фронта равна:

В` = Qрасч/qвод = 2018/83,13 = 24,27 м, (4.4)

Определим количество водосливных отверстий. Зададимся стандартной длиной пролета (отверстия) b = 14 м /5, стр.18/. Тогда число водосливных отверстий:

n = В`/b = 24,27/14 = 1,73,

Округлим до ближайшего большего целого - n = 2. Тогда ширина водосливного фронта, которую будем в дальнейшем использовать равна:

В = b n = 14 • 2 = 28 м,

Плотину разрезаем по длине постоянными температурными и осадочными швами, совмещаемые один с другим. Эти швы располагаем по серединам бычков. При ширине пролета 14 м толщину быков принимаем равной d = 2,5 м /5, стр.18/. Т.к. бык имеет шов, то толщину быка увеличиваем на (0,5-1,0) м. Таким образом, ширину быка принимаем равной d = 3,5 м (ширина полубыка 1,75 м). Головная часть быка имеет обтекаемую форму.

Используя формулу расхода через водослив, определим полный напор на водосливе в первом приближении, т.е. без учёта бокового сжатия и подтопления водослива:

, (4.5)

где m - коэффициент расхода, для профиля оголовка безвакуумной водосливной стенки типа А - m ? 0,49 /5, стр.18/.

м,

Во втором приближении (с учётом бокового сжатия и подтопления) полный напор на водосливе:

, (4.6)

где сж - коэффициент бокового сжатия;

n - коэффициент подтопления, подтопления водослива нет и n = 1.

, (4.7)

где б = 0,45 - коэффициент уменьшения, учитывающий форму быков в плане (полукруглая) /5, стр. 14/.

,

м.,

Определим геометрический напор на водосливе и округлим его до ближайшего стандартного значения:

, (4.8)

где 0 = 1,1 - коэффициент Кориолиса;

- скорость подхода потока к плотине, где - площадь живого сечения при НПУ, равная:

НПУ = (В + (n - 1) • d)•(НПУ - ДНО) = (28 + (2 - 1)•3,5)•(60,0 - 0) = 1890 м2.

м/с;

м.,

Определённый геометрический напор округляем до ближайшего стандартного значения: = 12,0 м по СНиП 2.06.01-86.

Определим отметку гребня водослива:

ГВ = НПУ - Нстан = 60,0 - 12,0 = 48,0 м.,

4.1.2 Поверочный случай

Проверим достаточность водопропускной способности водосливной плотины. Определим поверочный расход через водосливную плотину:

Qповер = Qmax.повер - QГЭС = 4721 - 2333 = 2388 м3/с,

где Qmax.повер - максимальный поверочный расход гидроузла (с обеспеченностью - P = 0,01 %).

Полный напор в первом приближении равен:

м.,

Уточним его по формуле:

, (4.9)

где mповер - коэффициент расхода для поверочного случая, определяемый по формуле:

, (4.10)

ф - коэффициент формы для безвакуумной водосливной стенки Кригера-Офицерова, определяемый по /6, стр.437/. ф зависит от углов бн и бв и отношения a/Cв. Для оголовка типа А: a/Cв ? 1, бн > 600 и бв = 900 (см. рисунок 4.1). Следовательно ф = 1;

Рисунок 4.1 - Водосливная стенка нормального очертания (Кригера-Офицерова)

н - коэффициент полноты напора, определяется по /6, стр.437/. н зависит от угла бв и отношения

H/Hпроф.= . Следовательно н = 1,0.

,

,

м.,

Определим геометрический напор на водосливе:

ФПУ =(В + (n - 1) • d)•(ФПУ - ДНО) =(28 + (2 - 1) • 3,5)•(61 - 0,0) = 1921,5 м2,

м/с,

м.,

Проверим, не превышается ли отметка ФПУ заданную ФПУ = 61 м при таком напоре:

ФПУ = ГВ + = 48,0 + 11,04 = 59,04 м 61 м.,

Заданная отметка ФПУ не превышается. Необходимая пропускная способность (Qповер = 2388 м3/с) водослива обеспечивается при ФПУ = 59,04 м.

4.1.3 Расчёт формы водосливной поверхности

Рассчитаем координаты оголовка водослива типа А используя /5, стр.19/. Для получения действительных координат кривой необходимо отношения (х/Hпроф) и (y/Hпроф) умножить на . Расчеты сведем в таблицу 4.1.

Значения сопрягающего радиуса R выбираем в зависимости от напора на водосливе = 12,0 м и высоты водосливной плотины СН = 52,5 м (см. п. 4.1.4), тогда R = 12,27 м /5, стр.20/.

Таблица 4.1 Приведённые координаты очертания гребня водосливной стенки (стенки Кригера-Офицерова)

№ точки	x	y	№ точки	x	y	№ точки	x	y
1	0,00	1,51	15	16,80	6,77	29	33,60	29,54
2	1,20	0,43	16	18,00	7,93	30	34,80	31,68
3	2,40	0,08	17	19,20	9,17	31	36,00	33,89

4.1.4 Определение типа сопряжения бьефов

Определим необходимость устройства в нижнем бьефе гасителей энергии (водобойной стенки, водобойного колодца или комбинированного водобойного колодца).

На стадии предварительных расчётов установили, что при использовании для гашения энергии только водобойной стенки, её высота получается порядка 5 м. Возведение стенки такой высоты приведет к значительным затратам. Если же использовать водобойный колодец, образованный водобойным уступом, то приходится заглубляться на ? 4 м, что так же экономически нецелесообразно. Поэтому, из экономических соображений, используем комбинированный водобойный колодец. Принимаем величину заглубления водобойного колодца - D = 2,5 м.

При протекании воды через водослив вследствие падения струи скорость потока возрастает и достигает наибольшего значения непосредственно за водосливом в так называемом сжатом сечении C-C (рисунок 4.2). Глубина в сжатом сечении непосредственно влияет на установление формы сопряжения бьефов и поэтому имеет важное значение для дальнейшего расчета. Определим её.

Найдем полную удельную энергию в сечении В-В перед водосливом (для более точного расчёта скоростью подхода потока к плотине пренебрегать не будем):

, (4.11)

где CН - высота плотины со стороны нижнего бьефа,

CН = ГВ - ДНО + D = 48,0 - 0,0 + 2,5 = 50,5 м.,

Н = Нстан. = 12,0 м - геометрический напор на водосливе;

0 = 1,1 - коэффициент Кориолиса;

- скорость подхода потока к плотине (см. выше для основного расчётного случая).

м.,

Значение коэффициента скорости ц для криволинейных водосливов практического профиля зависит от отношения

H/CH /5, стр.22/.H/CH = 12,0/50,5 = 0,238, следовательно, значение коэффициента скорости

Определим критическую глубину потока в нижнем бьефе hк:

, (4.12)

Рисунок 4.2 - К расчету вида сопряжения бьефов

м.,

Относительная удельная энергия сечения в верхнем бьефе:

,

,

Имея график для определения глубины hc в сжатом сечении и глубины hc'' - второй сопряжённой со сжатой, в зависимости от величины и ц /6, стр.456/ определяем: , 2,58.

Определяем глубины:

м.,

м.,

Глубина в НБ непосредственно за плотиной

h'НБ = hНБ + D = 13,3 + 2,5 = 15,8 м

меньше второй сопряженной глубины м, следовательно, прыжок отогнанный (hc'' hНБ). Так как в НБ образовался отогнанный прыжок, то необходимо его затопить путем устройства дополнительного гасителя - водобойной стенки.

4.1.5 Гидравлический расчет водобойной стенки

Теоретическая высота водобойной стенки co соответствует случаю, когда гидравлический прыжок находится в сжатом сечении. Водобойная стенка работает как водосливная стенка практического профиля, при этом получаем либо подтопленный, либо неподтопленный водослив.

Часто заранее не известно, будет ли водослив, образованный водобойной стенкой, работать как подтопленный или как неподтопленный. В таком случае поступим следующим образом: сначала рассчитаем стенку в предположении, что она образует неподтопленный водослив; затем проверим, исходя из известных критериев, действительно ли в данном случае имеет неподтопленный водослив. Если окажется, что стенка образует подтопленный водослив, то снова повторим расчет этой стенки, учитывая подтопление.

Расчет водобойной стенки проведем по методике /6, стр. 471/. Рассчитаем высоту стенки, когда она образует неподтопленный водослив.

Находим скорость подхода потока к водобойной стенке:

, (4.13)

где hc'' - вторая сопряженная глубина.

- удельный расход для стенки:

, (4.14)

м2/c,

м/с,

Найдем полный напор на водобойной стенке :

, (4.15)

где m' = 0,42 - коэффициент расхода для водобойной стенки.

м.,

Зная полный напор на водобойной стенке , определяем геометрический напор:

м.,

Установим теоретическую высоту стенки с0:

м.,

Практическая высота стенки с, отвечающая затопленному прыжку определяется по формуле:

, (4.16)

м.,

Так как высота водобойной стенки оказалась меньше глубины нижнего бьефа, то эта стенка образует подтопленный водослив:

hНБ = 13,3 м > c = 7,57 м.,.

Рассчитаем высоту стенки в этом случае.

Задаемся некоторым значением и вычисляем величины:, , , , .

,

,

высота подтопления:

,

коэффициент подтопления находим по графику /6, стр. 434/ в зависимости от предварительно установленного отношения ;

удельный расход для стенки:

,

В результате расчета необходимо методом подбора установить такую величину с0, при которой удельный расход для стенки будет равен - м2 (формула 4.14). Подбор произведем средствами программы EXCEL. Результаты расчета представлены в таблице 4.2.

Таблица 4.2 Расчет высоты водобойной стенки

,м	,м	,м	,м			,м2/с	,м
6,15	10,24	10,8	6,74	0,62	0,94	64,06	7,50

Определим практическую высоту стенки с, отвечающая затопленному прыжку (формула 4.16):

м.,

Необходимо проверить, не образуется ли за водобойной стенкой отогнанного прыжка. Для этого определим тип сопряжения бьефов водобойной стенки. Расчёт аналогичен расчету по п. 4.1.4, а водобойную стенку следует рассматривать как плотину.

Значение коэффициента скорости для водобойной стенки - /6, стр. 419/.

Находим полную удельную энергию в сечении перед стенкой (относительно дна нижнего бьефа):

м.,

Относительная удельная энергия этого сечения:

,

,

Используя график /6, стр.456/, определим , 1,55.

Определим глубины:

м.,

м.,

Глубина в НБ hНБ = 13,3 м больше второй сопряженной глубины м, следовательно, за водобойной стенкой образуется затопленный прыжок (hc''< hНБ) и устройство дополнительных водогасителей не требуется.

Определим длину водобойного колодца. Учитывая, что в колодце получается затопленный прыжок, для определения длины водобойного колодца воспользуемся формулой:

, (4.17)

где - эмпирический коэффициент. По М.Д. Чертоусову = 0,7?0,8;

- длина свободного незатопленного прыжка.

Для определения длины можно воспользоваться формулой Павловского для прямоугольного сечения потока за водосливом:

, (4.18)

где м и - сопряженные глубины свободного незатопленного гидравлического прыжка:

, (4.19)

м.,

м.,

Длина водобойного колодца:

м.,

4.2 Определение ширины подошвы плотины

Треугольный профиль плотины, имеющий минимальную ширину по основанию b, будет требовать минимума материалов, т.е. будет экономичным. Этот профиль должен удовлетворять двум условиям:

отсутствию растягивающих напряжений в бетоне, т.к. бетон слабо сопротивляется растяжению и в нем недопустимо появления трещин с напорной стороны плотины;

устойчивости тела плотины против сдвига по основанию.

Из условия отсутствия растягивающих напряжений ширина основания определяется /4, стр. 112/:

, (4.20)

где - отношение удельных плотностей бетона и воды,

= 2,4;

- коэффициент снижения фильтрационного давления путём установки противофильтрационного устройства. Снимаем фильтрационное давление в основании с помощью дренажа, следовательно /4, стр. 112/;

h = НПУ - подошвы - высота треугольника, в который вписываем плотину;

, (4.21)

где а = 2 м - величина запаса;

D = 5,5 м - глубина водобойного колодца;

bв - толщина водобойной плиты, определяется на предварительной стадии проектирования по эмпирической формуле В.Д. Домбровского:

, (4.22)

где и hc - соответственно скорость и глубина в сжатом сечении (см. табл.1.2);

Скорость потока в сжатом сечение равна:

, (4.23)

м/с,

м.,

Определим отметку подошвы плотины:

подошвы = 0,0 - (6,91 + 5,5 + 2) = -14,41 м.,

Высота треугольника, в который вписываем плотину, равна:

h = 60,0 - (-14,41) = 74,41 м.,

Исходя из условия обеспечения устойчивости против сдвига:

, (4.24)

где Кс = 1 - коэффициент запаса устойчивости против сдвига;

f - коэффициент сопротивления сдвигу (для скального основания f = 0,7).

Необходимо определить ширину подошвы, отвечающую одновременно обоим условиям (4.20) и (4.24). Для начала определим ширину подошвы, отвечающую условию (4.20). Напорную грань плотины выполняем вертикальной, при этом ширина подошвы будет минимальна, т.е. n = 0.

м.,

Теперь определим ширину подошвы, отвечающую условию (4.24):

м.,

Зададимся значениями n от 0,0 до 0,5 и определим значения b для обоих условий. Результаты сведем в таблицу 6.5.

Таблица 6.5 Определение ширины по основанию водосливной плотины

n	b, м
	отсутствие растягивающих напряжений	устойчивость против сдвига
0,0	62,34	65,28
0,1	64,05	62,01
0,2	66,43	59,06
0,3	69,70	56,38
0,4	74,23	53,93
0,5	80,72	51,68

Таким образом экономическая по прочности величина b = 63,3 м является достаточной и по устойчивости сооружения против сдвига.

Точкой пересечения кривых является координата - n = 0,06 и b = 63,3 м, Принимаем ширину по основанию b не менее 63,3 м. Примем заложение откоса n равным 0, т.к. в оптимальной точке на рисунке заложение минимально.



4.3 Конструкция водосливной плотины и её основных элементов

Водосливную плотину - гравитационного типа с вертикальной напорной гранью - располагаем на скальном основании и врезаем в коренную породу на глубину 8,6 м. Со стороны напорной грани водосливной плотины предусматриваем устройство зуба шириной в плане 14 м, заглубленный в скалу на 10 м.

На гребне водосливной части плотины предусматривается перекрытие по бычкам для автодороги и подкрановых путей.

4.3.1 Разрезка плотины швами на секции

Во избежание недопустимо больших напряжений в различных частях бетонной плотины, появляющихся при осадках основания и при температурных деформациях, плотину разделим на секции постоянными сквозными температурно-осадочными швами. Разрезку плотины сквозными поперечными швами произведем по быкам, чтобы избежать неравномерных осадок смежных быков, что может привести к заклиниванию затвора. Конструктивные швы должны обладать водонепроницаемостью, достаточной шириной, позволяющей отдельным секциям перемещаться независимо, возможностью наблюдения за работой швов и ремонта уплотнения. По конструкции швы применяем плоские, они отличаются простотой выполнения, возможностью беспрепятственного отвода воды, профильтровавшейся в шов, статической определенностью работы.

В качестве уплотнения швов применяем шпонки (контурное уплотнение) в виде стальных полос, пластмассовые (из полимерных материалов) диафрагмы (основное уплотнение).

4.3.2 Водобой

Все протяжение длины прыжка укрепляем бетонной плитой разрезанной швами по потоку с гасителем - водобойной стенкой. За водобойной плитой устроена рисберма из наброски крупных камней и бетонных блоков. Толщина водобойной плиты - 4,05 м. Шаг разрезки равен ширине секции. Длина водобойного колодца от сжатого сечения до водобойной стенки - 69,3 м.

4.3.3 Дренажные устройства

Для снятия фильтрационного давления и отвода фильтрующей воды под водобойной плитой устраиваем вертикальный дренаж и дренажные колодцы, расположенные на расстоянии 1/4 ? Lводобой = 69,3/4 = 17,3 м от начала водобойной плиты в два ряда.

Тело плотины дренировано вертикальными трубами, заложенными с интервалом 4 м и выходящими в галерею.

В основании бетонной плотины предусмотрены вертикальный и площадной дренаж. Вертикальный дренаж осуществлен в виде двух рядов скважин, расположенных под водосливной частью в створе галереи.

Площадной дренаж выполняем в виде продольных и поперечных канав, заполненных камнем, расположенных под подошвой тела плотины и водобоя.

4.3.4 Противофильтрационная завеса

Под верховым зубом плотины устроена противофильтрационная завеса, образуемая из двух рядов цементационных скважин (диаметром 75 мм), ось которой расположена на расстоянии 3,4 м от напорной грани. Расстояние между рядами и скважинами в ряду 3 м. Толщину цементационной завесы принимаем по формуле /7, стр.188/:

, (4.26)

где Jкр = 15 - критический градиент напора в завесе /7, стр.188/;

kн = 1,15 - коэффициент надежности по степени ответственности для III класса [7].

4.3.5 Сопрягающие устройства

Сопряжение водосливной плотины со зданием ГЭС устраиваем с помощью низовой раздельной стенки, выступающей в сторону нижнего бьефа. Задача раздельной стенки - предохранение основания примыкающего к водосливу сооружения от размывающего действия сбрасываемого через водослив потока.

Сопряжение водосливной плотины со зданием ГЭС с помощью устоя, образованного крайним быком плотины, верховой и низовой сопрягающими стенками с ныряющими открылками и дренажными устройствами. Задача сопрягающего устоя - обеспечение плавного подхода потока к водосливу и предохранение берегов от размыва в верхнем и нижнем бьефах.

4.4 Определение отметки гребня земляной плотины

Отметку гребня земляной плотины следует назначать на основе расчета его возвышения над расчетным уровнем воды. Возвышение гребня следует определять для двух случаев - основного расчётного (при НПУ = 60,0 м) и поаерочного расчётного (при ФПУ = 61,0 м).

Возвышение гребня плотины hs в обоих случаях определяется по формуле:

, (4.27)

где hset - ветровой нагон воды в верхнем бьефе;

hrun1% - высота наката ветровых волн 1%-ой обеспеченности;

а - запас возвышения гребня плотины, a ? 0,5 м.

При определении и следует принимать обеспеченности скорости ветра для расчета элементов волн наката и нагона:

- при НПУ:

для сооружений I и II классов - 2%;

для сооружений III и IV классов - 4%.

- при ФПУ:

для сооружений I и II классов - 20%;

для сооружений III класса - 30%;

для сооружений IV класса - 50%.

По СНиП 33-01-2003 определим класс сооружения грунтовой плотины:

м.,

Такая высота соответствует II классу сооружений. Таким образом, при основном сочетании нагрузок обеспеченность скорости ветра принимается равной 2%, а при особом сочетании - 20%.

Расчет будем вести для обоих случаев.

Определим высоты ветрового нагона по формуле:

,(4.28)

где KW - коэффициент, зависящий от скорости ветра /8, стр. 35/;

L = 15 км - длина разгона волны;

хw = 20 м/с - расчетная скорость ветра 2%-ой обеспеченности - KW = 2,1 10-6;

хw = 10 м/с - расчетная скорость ветра 20%-ой обеспеченности - KW = 1,18 10-6.

d - глубина водохранилища перед плотиной при расчетном уровне.

- угол между направлением ветра и продольной осью водоема, принимаем равным нулю, .

Глубина водохранилища для основного и поверочного случаев:

dНПУ = НПУ - ДНО = 60,0 - 29,0 = 31,0 м,

dФПУ = ФПУ - ДНО = 61,0 - 29,0 = 32,0 м.,

Высота наката ветровой волны обеспеченностью 1 % определяется по формуле:

, (4.29)

где и - коэффициенты шероховатости и проницаемости откоса /8, стр. 6/. , .

- коэффициент зависящий от расчетной скорости ветра и заложения верхового откоса /8, стр. 7/.

- коэффициент принимаемый по графику /8, стр. 7/. Зависит от пологости волны и заложения откоса m.

Для определения необходимо определить среднее значение длины волны и высоты волны с обеспеченностью 1%.

Параметры волны (высота h, период ф и длина л) определяются волнообразующими факторами: скоростью ветра, его направлением по отношению к сооружению, продолжительностью непрерывного действия t, глубиной водоема H и длиной разгона волны L.

За расчетную скорость ветра принимают скорость на высоте 10 м над поверхности земли, обеспеченностью 2 % - для сооружений II и III классов.

Для водохранилищ, продолжительность непрерывного действия ветра t = 6 часов.

Волны, образующиеся в глубоководной зоне, где d ? , при расчетной скорости ветра хw, характеризуются средними значениями , и . Для определения средних параметров вычислим безразмерные величины: и . По этим величинам, с помощью /8, стр. 36/ находим значения: и .

При основном расчетном случае:

,

,

Определяем по /8, стр. 36/:

; ,

; ,

Выбираем наименьшее значение из двух одноименных -

, .

При поверочном расчетном случае:

,

,

Определяем по /8, стр. 36/:

, ,

, ,

Выбираем наименьшее значение из двух одноименных -

, .

Определим среднюю высоту волны и средний период волны :

При основном расчетном случае:

м.,

с.,

При поверочном расчетном случае:

м.,

с.,

Найдем среднюю длину волны по формуле:

, (4.30)

При основном расчетном случае:

м.,

При поверочном расчетном случае:

м.,

Проверим, выполняется ли условие для глубоководной зоны - d > :

При основном расчетном случае:

31,0 > => зона глубоководная.

При поверочном расчетном случае:

32,0 > => зона глубоководная.

Обеспеченность расчётной высоты волны для сооружений с вертикальной напорной гранью и для откосов с креплением бетонными плитами составляет 1 %. Высоту волны заданной обеспеченности в системе волн глубоководной зоны определяют как произведение и коэффициента Ki, зависящего от волнообразующих факторов. Ki = 2,42 для обеспеченности - 1% /7, стр. 37/.

При основном расчетном случае:

м.,

При поверочном расчетном случае:

м.,

При основном расчетном случае:

м.,

, ,

, при и хw = 20 м/с.

, ,

м.,

м.,

Отметка грунтовой плотины для случая НПУ будет равна:

ГП1 = НПУ + hS1 = 60,0 + 5,30 = 65,3 м.,

При поверочном расчетном случае:

м.,

, ,

, при и хw = 10 м/с.

, ,

м.,

м.,

Отметка грунтовой плотины для случая ФПУ будет равна:

ГП2 = ФПУ + hS2 = 61,0 + 1,83 = 62,83 м.,

За отметку грунтовой плотины принимаем наибольшее значение:

ГП = 65,3 м.

4.5 Определение нагрузок, действующих на плотину

Расчетная схема, поясняющая определение действующих сил, их плеч, а так же эпюры давлений находятся графической части проекта.

4.5.1 Волновое давление

Сила волнового давления для глубоководной зоны определяется по формуле А.П. Можевитинова:

, (4.31)

где .

При основном расчетном случае:

м.,

кН/м.,

При поверочном расчетном случае:

м.,

кН/м.,

Плечо силы относительно расчётного уровня выражается формулой:

, (4.32)

При основном расчетном случае:

м.,

При поверочном расчетном случае:

м.,

Плечо силы относительно центра подошвы при НПУ равно: R = 25,37 м.

При особом сочетании: R = 29,19 м.

Превышение вершины волны над расчетным уровнем , определим по безразмерной величине

/8/ для значения .

Принимаем

d/d = 0,5.

При НПУ:

.

Тогда , а м.

При ФПУ: .

Тогда , а м.

Зная площадь эпюры S, значение превышения , определим ординату эпюры для точки z = 0:

, (4.33)

,

При НПУ:

м.,

При ФПУ:

м.,

4.5.2 Определение веса плотины и бычка

Вес плотины (фрагмента) на 1 погонный метр длины секции:

, (4.34)

где - плотность бетона;

g - ускорение свободного падения;

b - ширина пролета в свету;

d - толщина быка;

L = b + d - ширина секции;

S - площадь поперечного сечения плотины (фрагмента).

Собственный вес одного погонного метра бычка (фрагмента) определяется по формуле:

, (4.35)

Точки приложения результирующих сил собственного веса плотины и веса бычка определяются путем нахождения плеч соответствующих сил относительно центра тяжести подошвы плотины:

, (4.36)

где M - момент собственного веса плотины или бычка относительно центра тяжести подошвы плотины:

,

где - моменты сил собственного веса простейших фигур относительно центра подошвы плотины.

,

где - вес i-ой части плотины.

Разбиваем профиль плотины на простейшие фигуры (рисунок 4.3) и определяем их площади и плечи сил тяжести относительно центра подошвы средствами AutoCAD, таблица 4.3.

По формуле 4.34 определяем веса элементарных фигур. Находим моменты весов элементарных фигур и сводим результаты в таблицу 4.3.

Таблица 4.3 Площади, плечи сил тяжести, веса и моменты элементарных фигур

	1	2	3	4	5	6	7	8	9	?
Si, м2	1,3	2,3	5,2	22,0	85,1	36,4	25,5	142,8	11,8
Ri, м	-8,66	-8,41	-7,99	-7,18	-5,58	-3,83	-2,18	0	-8,9
Gi, кН/м	23,7	41,9	94,8	401,0	1551,2	663,5	464,8	2602,9	215,1	6058,9
Mi, кН	-205,2	-352,6	-757,3	-2879,2	-8655,5	-2541,1	-1013,3	0	-1914,3	-18318,6

За положительное направление момента принимаем момент, вращающий по часовой стрелке.

Точка приложения результирующей силы собственного веса плотины:

м.,

Разбиваем профиль бычка на простейшие фигуры (рисунок 4.3) и определяем их площади и плечи сил тяжести относительно центра подошвы средствами AutoCAD, таблица 4.4.

По формуле 4.35 определяем веса элементарных фигур. Находим моменты весов элементарных фигур и сводим результаты в таблицу 4.4.

Таблица 4.4 Площади, плечи сил тяжести, веса и моменты элементарных фигур

	1	2	3	4	?
Si, м2	234,46	109,18	357,93	11,80
Ri, м	-7,48	-2,36	0	-8,9
Gi, кН/м	1246,5	580,5	1902,9	62,8	3792,6
Mi, кН	-9323,7	-1369,9	0,0	-558,5	-11252,1

Точка приложения результирующей силы собственного веса бычка:

м.,

Рисунок 4.3 - К определению веса плотины и бычка

4.5.3 Вес технологического оборудования

Для плотины принимаем плоские скользящие затворы. Вес подвижных частей плоского скользящего затвора определяется по формуле Березинского:

, (4.37)

где F - площадь отверстия в свету, определяется как F = b hз,

где hз - высота затвора.

hз = ФПУ - ГВ + 1 = 61 - 48 + 1 = 12 м.,

F = 12 2 = 48 м2.,

кН.,

Вес затвора на 1 погонный метр длины секции, учитывая вес неподвижных частей:

кН/м.,

Плечо веса затвора определим по чертежу: R = - 9,96 м.

Вес подъемного механизма определяется по формуле:

, (4.38)

где Т = к( + 0,6Рз)

- тяговое усилие подъемного механизма для скользящего затвора;

где к - коэффициент запаса, к = 1,25 ? 1,5;

Рз - полное давление воды на затвор:

,

V - скорость подъема затвора, равна 1,5 м/с.

кН,

Т = 1,35 • (179,4 + 0,6 1657,9) = 1585,1 кН,

кН,

Вес подъемного механизма на 1 погонный метр:

кН/м.,

Плечо равно: R = - 9,96 м.

4.5.4 Давление наносов

Определяем по формуле:

, (4.39)

где н - удельный вес наносов (песок):

кН/м3,

где = 15,79 кН/м3 - удельный вес сухого песка;

- удельный вес воды;

n0 = 0,39 - пористость песка;

hн - высота слоя наносов, hн = заиления - ДНО = 3,7 -0,0 = 3,7 м;

= 380 - угол внутреннего трения для мокрого песка.

кН/м2 = 0,880 м.,

Равнодействующая сила на один погонный метр определится как площадь эпюры давления наносов, которая равна половине произведения давления наносов на высоту слоя наносов:

кН/м,

Плечо силы равно: R = 9,78 м.

4.5.5 Горизонтальная составляющая силы гидростатического давления на плотину со стороны верхнего бьефа

Эпюра гидростатического давления со стороны ВБ представляет собой прямоугольный треугольник со сторонами:

h = УВБ - зуба и gh.

Сила гидростатического давления равна площади этой эпюры:

Плечо силы гидростатического давления относительно середины подошвы плотины равно 1/3 высоты треугольника:

,

Основное сочетание нагрузок - УВБ = НПУ.

кН/м,

м.,

Особое сочетание нагрузок - УВБ =ФПУ.

кН/м,

м.

4.5.6 Горизонтальная составляющая силы гидростатического давления на плотину со стороны нижнего бьефа

Аналогично ВБ, эпюра гидростатического давления со стороны НБ представляет собой прямоугольный треугольник со сторонами: h=УНБ - -подошвы и gh. Сила гидростатического давления равна площади этой эпюры:

,

Плечо силы гидростатического давления относительно середины подошвы плотины равно 1/3 высоты треугольника:

,

1) Основное сочетание нагрузок -

УВБ = НПУ, УНБ = УНБmin

при расходе в нижнем бьефе Q = 4351 м3/с.

кН/м.,

м.,

2) Особое сочетание нагрузок -

УВБ = ФПУ, УНБ = УНБmax

при расходе в нижнем бьефе Q = 4721 м3/с.

кН/м.,

м.

4.5.7 Вертикальная составляющая силы гидростатического давления на плотину со стороны нижнего бьефа

Вес воды, действующей на плотину, определим как:

,

где SН - площадь фигуры пригруза.

Точка приложения результирующей силы веса воды определяется путем нахождения плеча этой силы относительно центра тяжести подошвы плотины:

,

где - момент веса воды относительно центра подошвы плотины:

,

где - моменты весов простейших фигур относительно центра подошвы плотины,

,

где - вес i-ой части пригруза.

Разбиваем профиль пригруза на простейшие фигуры (рисунок 4.3) и определяем их площади и плечи сил тяжести относительно центра подошвы средствами AutoCAD, таблица 4.5.

Определяем веса элементарных фигур. Находим моменты весов элементарных фигур и сводим результаты в таблицу 4.5.

1) Основное сочетание нагрузок -

УВБ = НПУ, УНБ = УНБmin = 98,06 м

при расходе в нижнем бьефе Q = 4351 м3/с.

Точка приложения результирующей силы веса воды:

м.,

Таблица 4.5 Площади, плечи сил тяжести, веса и моменты элементарных фигур

	1	2	3 (основное)	3 (особое)	? (основное)	? (особое)
Ri, м	9,2	6,99	5,49	5,35
Si, м2	5,26	37,58	47,21	59,08	90,06	101,92
WНБ, кН/м	51,6	368,7	463,2	579,6	883,5	999,9
MПР, кН	474,9	2577,2	2542,8	3100,6	5594,9	6152,7

2) Особое сочетание нагрузок -

УВБ = ФПУ, УНБ = УНБmax = 98,98 м

при расходе в нижнем бьефе Q = 4721 м3/с.

Точка приложения результирующей силы веса воды:

м.

4.5.8 Противодавление

Фильтрация воды в скальном основании происходит по порам, трещинам и фильтрационное противодавление действует не по всей площади подошвы, а по площади этих трещин и пор. Значение коэффициента площади передачи давления б2 связано с конкретной скальной породой и размерами трещин. По данным М. М. Гришина, б2 = 0,7 ? 0,95, по экспериментальным данным, значения б2 могут быть намного меньше. В проекте, в силу малой трещиноватости основания, принимаем минимальное рекомендованное значение б2 = 0,7.

Противодавление определяется как сумма взвешивающего и фильтрационного давлений, которые рассчитываются по площадям соответствующих эпюр (см. графическую часть проекта). Площади фигур определяем средствами AutoCAD.

Взвешивающее давление следует рассмотреть отдельно для плотины и отдельно для бычка.

- = 3,4 м - местоположение оси цемзавесы относительно напорной грани;

- = 10,9 м - местоположение оси дренажа относительно напорной грани.

При основном сочетании нагрузок:

- = 0,4 - коэффициент уменьшения напора на цемзавесе /7, стр. 59/;

- - коэффициент уменьшения напора на дренаже /7, стр. 59/;

- Sф = 85,31 м2 - площадь эпюры фильтрационного давления;

- Sвз.бык. = 379,59 м2 - площадь эпюры взвешивающего давления для бычка;

Фильтрационное давление:

кН/м.,

Плечо силы фильтрационного давления:

м.,

Взвешивающее давление на плотину:

кН/м,

где - площадь фигуры пригруза воды со стороны НБ, см. таблицу 4.5,

м.

Взвешивающее давление на бычок:

кН/м.,

м.

При особом сочетании нагрузок:

- = 0,5 /7, стр. 59/;

- /7, стр. 59/;

- Sф = 98,55 м2 - площадь эпюры фильтрационного давления;

- Sвз.бык. = 400,34 м2 - площадь эпюры взвешивающего давления для бычка;

кН/м,

м.

кН/м,

м.

кН/м.,

м.

Таблица 4.6 Нагрузки, действующие на плотину

Нагрузки	f	Направление	Основное сочетание	Особое сочетание
			Сила, кН/м	Плечо, м	Момент, кН	Сила, кН/м	Плечо, м	Момент, кН
Гидростатическое давление ВБ	1,0	>	5260,9	8,42	44296,8	5653,5	8,82	49863,9
Гидростатическое давление НБ	1,0	<	1304,8	-5,44	-7098,1	1456,2	-5,74	-8358,6
Пригруз воды с НБ	1,0	v	883,5	6,33	5592,6	999,9	6,15	6149,4
Вес плотины	1,05	v	6664,8	-3,02	-20127,7	6664,8	-3,02	-20932,8
Вес бычка	1,05	v	4171,9	-2,97	-12390,4	4171,9	-2,97	-12886,0
Вес затвора	1,2	v	65,0	-9,96	-647,8	65,0	-9,96	-647,8
Вес подъемного механизма	1,2	v	70,0	-9,96	-696,8	70,0	-9,96	-696,8
Давление наносов	1,2	>	19,2	9,78	187,8	19,2	9,78	187,8
Волновое давление	1,0	>	191,3	25,37	4853,3	42,2	29,19	1231,8
Фильтрационное давление	1,0	^	585,8	6,82	3995,2	676,7	6,15	4161,7
Взвешивающее давление на плотину	1,0	^	1539,2	2,33	3586,4	1586,6	2,46	3902,9
Взвешивающее давление на бычок	1,0	^	588,6	0,28	164,8	620,8	0,26	161,4
УW		8229,6	8141,6
УW		4166,6	4258,7
УM	23323,6	23878,7

* f - коэффициент надежности по нагрузке /9/.

4.6 Расчёт прочности плотины

Расчет прочности производим по методу предельных состояний первой группы (предельное состояние первой группы - состояние, при достижении которого сооружение становится не пригодным к эксплуатации, в результате разрушения материала).

Расчет прочности состоит в определении нормальных, касательных и главных напряжений со стороны напорной и низовой граней по контактному сечению.

Исходя из практических соображений, в расчетах плотины на прочность сжимающие напряжения, как господствующие, приняты со знаком «+», а растягивающие - со знаком «-».

4.6.1 Основное сочетание нагрузок

Нормальные напряжения для контактного сечения (основание-бетон) уу рассчитывается по формуле неравномерного сжатия:

, (4.40)

где V - сумма вертикальных сил, действующих на плотину (таблица 4.6);

М - сумма моментов всех сил, действующих на плотину (таблица 4.6);

b - ширина подошвы плотины.

Для напорной грани выражение (4.40):

, (4.41)

кПа,

На низовой грани:

, (4.42)

кПа,

Нормальные напряжения по вертикальным площадкам по контактному сечению со стороны напорной грани:

, (4.43)

где г0 = 9,81 кН/м3 - удельный вес воды;

у - заглубление сечения от НПУ;

у = НПУ - подошвы = 60,0 - 14,41 = 45,6 м,

m1 = tgб1, где б1 - угол между напорной гранью и вертикалью.

Так как у водосливной плотины напорная грань вертикальна, то tgб1 = 0.

кПа,

Нормальные напряжения по вертикальным площадкам со стороны низовой грани определяются как:

, (4.44)

где m2 = tgб2, б2 - угол между низовой гранью и вертикалью, равный:

,

кПа,

Касательные напряжения со стороны напорной грани равны:

, (4.45)

Так как m1 = 0, то = 0.

Касательные напряжения со стороны низовой грани равны:

, (4.46)

кПа,

Главное напряжение, действующее нормально к напорной грани:

(4.47)

кПа,

Главное напряжение, действующие нормально к площадке перпендикулярной напорной грани:

, (4.48)

кПа,

Главное напряжения, действующие нормально к низовой грани:

, (4.49)

кПа,

Второе главное напряжение у низовой грани .

4.6.2 Особое сочетание нагрузок

Значения V и М принимаем по таблице 4.6 для особого сочетания нагрузок.

Нормальные напряжения по горизонтальным площадкам (сечение основание - бетон).

Напорная грань:

кПа,

Низовая грань:

кПа,

Нормальные напряжения по вертикальным площадкам.

Напорная грань:

у = ФПУ - подошва = 61 - 14,41 = 46,59 м.,

кПа,

Низовая грань:

кПа,

Касательные напряжения.

Напорная грань:

Так как m1 = 0, то = 0.

Низовая грань:

кПа,

Главные напряжения в контактном сечении.

Напорная грань:

кПа,

кПа,

Низовая грань:

кПа,

Таблица 4.7 Напряжения, возникающие в плотине

Напорная грань	Низовая грань
	Основное сочетание нагрузок	Особое сочетание нагрузок		Основное сочетание нагрузок	Особое сочетание нагрузок
Напряжение	кПа	кПа	Напряжение	кПа	кПа
	89,7	79,3		640,2	642,8
	447,3	457,2		355,6	357,1
	0	0		477,1	479,1
	447,3	457,2		995,8	999,9
	89,7	79,3		0	0

4.6.3 Оценка прочности плотины

После определения напряжений для основного и особого сочетания нагрузок, необходимо проверить сооружение на прочность. Проверка плотины на прочность заключается в выполнении следующих условий.

Отсутствие растягивающих напряжений,

.

Для горизонтальных сечений плотины у верховой грани:

, (4.50)

Оценка общей прочности из условия недопущения наступления предельных состояний:

, (4.51)

где кн = 1,25 - коэффициент надежности по ответственности, для сооружений I класса;

nс - коэффициент сочетания нагрузок,

nс = 1,0 - для расчетов по первому предельному состоянию и основному сочетанию нагрузок;

nс = 0,9 - для расчетов по первому предельному состоянию и особому сочетанию нагрузок;

уmax - максимальное главное напряжение;

Rпр = 2,8 МПа - расчетное сопротивление бетона сжатию для марки бетона В5, которое определяем по СНиП 2.06.08-87 “Бетонные и железобетонные конструкции гидротехнических сооружений”;

m - коэффициент условий работы;

m = 0,9 - при основном сочетание нагрузок;

m = 1,0 - при особом сочетание нагрузок.

Таблица 4.8 Оценка прочности плотины

Основное сочетание нагрузок	Особое сочетание нагрузок
89,7 ? 0	79,3 ? 0
, кПа
89,7 ? 0,25 ? 9,81 ? 30,25 = 74,2	79,3 ? 0,25 ? 9,81 ? 31,45 = 77,1
, кПа
1,25?1?995,8 = 1244,8 ? 2800?0,9= 2520	1,25?0,9?999,9 = 1124,9?2800?1=2800

4.7 Расчет устойчивости плотины

Нарушение устойчивости плотины и её смещение могут произойти вследствие: сдвига сооружения при нарушении контакта его с основанием или по трещинам или ослабленным зонам основания; разрушения скального массива основания под действием развивающихся в нем напряжений.

Сдвиг плотины по скальному основанию может произойти в случае нарушения сдвиговой прочности контакта её с основанием, которая описывается теорией прочности Кулона - Мора. Условие прочности записываем в виде:

, (4.52)

где Q - равнодействующая сдвигающих сил, таблица 4.6;

- сумма сил, действующих вертикально;

б - угол наклона плоскости сдвига к горизонту;

tgц - тангенс угла внутреннего трения основания;

с - удельное сцепление;

F - площадь подошвы.

Расчетные значения параметров сдвиговой прочности скального основания tgц и с рекомендуются нормами (СНиП 2.02.02 - 85), основанными на обобщении данных полевых опытов /7, стр.201/. Предполагаем что потеря устойчивости плотины при сдвиге происходит по трещине в скале основания, см. рисунок 4.4. Тогда tgц = 0,65, с = 0,10 /7, стр.201/, б = 80.

Рисунок 4.4 - К расчёту устойчивости плотины на сдвиг

4.7.1 Основное сочетание нагрузок

кН/м,

кН/м,

Условие 4.52 выполняется и поэтому потеря устойчивости плотины не происходит.

4.7.2 Особое сочетание нагрузок

кН/м,

кН/м,

Условие 4.52 выполняется и поэтому потеря устойчивости плотины при особом сочетании нагрузок так же не происходит.

4.8 Компоновка гидроузла

В рассматриваемый гидроузел входит, помимо водосливной плотины, гидроэлектростанция. Следует определить габариты отдельных сооружений, входящих в состав гидроузла: водосливной плотины и ГЭС.

Ширина водосливной плотины с учетом бычков:



где d - ширина бычка;

n - количество бычков.

м.,

Длина здания ГЭС (глава 3):

Длина одного блока агрегата равна:

,

м.,

Найдем длину здания ГЭС:

+1,5,

, где n - число агрегатов ГЭС, равное 5.

м.,

4.9 Пропуск строительных расходов

Пропуск строительных расходов производим через бетонный порог недостроенной водосливной плотины, рисунок 4.5. При этом бычки плотины сразу возводятся на полную высоту, а водосливная часть плотины возводится до отметки временного порога. Возведение тела водослива между быками до проектного профиля осуществляется поочередным ступенчатым бетонированием.

Рисунок 4.5 - Пропуск строительных расходов

4.10 Заключение

В результате гидравлического расчета водосливной плотины, расчета нагрузок при основном и особом их сочетании, расчета на прочность и устойчивость получены удовлетворительные результаты.

Водосливная плотина была спроектирована с 2 водосливными отверстиями. Плотина отвечает необходимым условиям по надежности для III класса сооружений.

Отметка гребня водослива ГВ = 48,00 м, отметка гребня бычка ГБ=117,24 м, ширина подошвы плотины по основанию, удовлетворяющая требованиям прочности материала (отсутствие растягивающих напряжений) и устойчивости на сдвиг, b = 63,30 м.

В качестве гасителя энергии потока в нижнем бьефе был выбран комбинированный водобойный колодец, c высотой стенки 7,50 м.

Благодаря проведённым расчетам водосливной плотины можно надежно зарегулировать сток реки и использовать его для нужд народного хозяйства и обеспечить стабильную работу гидроэлектростанции.

5 Электрическая часть

5.1 Выбор основного оборудования главной схемы ГЭС

5.1.1 Выбор синхронных генераторов электростанции

СВ-1130/140-48УХЛ4

Номинальная частота вращения, об/мин:125,0

Номинальная мощностьполная SG, МВА141,0

активная РG, МВт120,0

Номинальное напряжение UG, кВ13,8

Номинальный коэффициент мощности соsцG, о.е.0,85

Номинальный ток IG, кА5,899

Индуктивные сопротивления, о.е0,205

0,200

0,011

5.1.2 Выбор блочных трансформаторов (стр.253 [3])

При выборе укрупненного или единичного блока руководствуемся следующим: применение укрупненного блока возможно только в том случае, если общая мощность такого блока

не превышает допустимой величины снижения генерируемой мощности в энергосистеме (аварийного резерва, который равен 300 МВА - 6% от рабочей мощности). Следовательно, для данной ГЭС применение укрупненных блоков в структурной схеме является возможным. Главный повышающий трансформатор выбирается ближайшим из условий SТ SG , UТ Uл т.к ближайшим по каталожным данным является трансформатор ТЦ-160000/220 МВА , выберем его как наиболее подходяший

ТЦ-160 000/220;

Номинальная мощность SТ, МВА160,0

Номинальное напряжение UНН, кВ13,8

Номинальное напряжение UВН, кВ242,0

Потери холостого хода РХ, кВт130,0

Потери короткого замыкания РК, кВт660,0

Напряжение короткого замыкания UК, %11,0

5.1.3 Выбор трансформаторов собственных нужд

Доля мощности, потребляемой на собственные нужды станции составляет 1% от SGном. Количество трансформаторов собственных нужд выбираем равным трем. Один из трансформаторов должен находиться в резерве, и мощность одного ТСН должна полностью покрывать мощность СН . (стр. 248[4]) :

Sс.н. = 0,01 • SG = 0,01 • 141000 =1410,0 кВА,

Условия выбора трансформатора собственных нужд запишем в виде:

UТ Uсн, (4.1)

ТМН-1600/35;

Номинальная мощность SG, кВА1600

Номинальное напряжение UВН, кВ13,8

Номинальное напряжение UНН, кВ6,3

Потери холостого хода РХ, кВт2,9

Потери короткого замыкания РК, кВт16,5

Напряжение короткого замыкания UК, %6,5

5.1.4 Выбор сечения проводов воздушных ЛЭП

Номинальное напряжение ВЛ задано по условию :

UВЛ =220 кВ; nw = 6; L=200 км.

Выбор сечения ЛЭП, отходящих от РУ 220 кВ

Пропускная способность одной линии напряжением 220 кВ при длине 200 км составляет от 100 МВт до 200 МВт ([5] стр.199), следовательно для передачи мощности 960 МВт необходимо шесть линий.

, (4.2)

МВт,

кА,

Рабочий ток равен:

, (4.3)

где = 1,05 - коэффициент увеличения тока с каждым годом эксплуатации, nw = 6 - количество отходящих ЛЭП 220 кВ по максимальной пропускной способности.

А.

По таблице 7.35 [3] выбираем сталеалюминевый провод АС 240/32

для которого: I длительно допустимый = 605А;

xуд = 0,435 Ом/км ( удельное омическое сопротивление линии ).

5.2 Выбор схем РУ и проектирование главной схемы ГЭС

Выбор схемы РУ-220 кВ

Число присоединений РУ-220 кВ: 14 (6 ВЛЭП 220 кВ, 8 блоков генератор/трансформатор).

Возможные варианты схемы при данном числе присоединений и данного класса напряжения РУ (таб.4.1[4]):

- две системы шин с обходной и секционированием одной системы шин выключателем (схема 10, рисунок 4.1);

- две несекционированные системы шин с обходной системой шин (схема 9, рисунок 4.1).

Так как будем устанавливать элегазовое оборудование (КРУЭ), как отвечающее современным критериям надежности, минимума эксплутационных затрат, основываясь на многолетний опыт успешной и безотказной работы (15-20 лет безремонтный период) - обоснование выбора схемы будет только экономическим, выбор основан на установке наименьшего количества выключателей и сопутствующих устройств (разъединителей, заземляющих устройств, приводов, изоляторов). Этим условиям в полной мере отвечает следующая схема: две несекционированные системы шин с обходной системой шин.

Выбранная схема КРУЭ-220 кВ представлена на рисунке 5.1.



5.3 Расчет токов короткого замыкания для выбора электрических аппаратов

Составим расчетную схему ГЭС и наметим на ней точки КЗ таким образом, чтобы аппараты и проводники находились в наиболее тяжелых условиях работы (К-1, К-2) рисунок 5.2.

Для генераторного выключателя B1 расчетной является точка К-1 (на выводах генератора). Выключатель В ОРУ-220 кВ, выбирают по суммарному току КЗ в точке К-2, как и все остальные выключатели РУ.

По расчетной схеме составляем схему замещения, заменяя электромагнитные связи электрическими. Источники вводят в схему замещения как ЭДС и сопротивления, остальные элементы - как сопротивления.

Рисунок 5.2 - Расчетная схема ГЭС

5.3.1 Составление схемы замещения

Расчет токов КЗ при выборе аппаратов будем вести в относительных единицах. Все сопротивления приведем к базисным условиям.

Примем за базисную мощность 1000 МВА:

Sб = 1000 МВА,

Рассчитаем базисные напряжение и ток для каждой точки КЗ.

Базисный ток равен

(4.4)

тогда,

К-1UбI = 13,8 кВ;IбI = 41,84 кА;

К-2(3)UбII = 230 кВ;IбII = 2,51 кА.

Фазная сверхпереходная ЭДС определяется по формуле

(4.5)

где - фазное напряжение, ток и угол сдвига между ними в предшествующем режиме (для синхронных генераторов и перевозбужденных синхронных компенсаторов берется знак «+»);

- сверхпереходное индуктивное сопротивление генератора по продольной оси.

ЭДС генератора:

E1 = E2 = …= E7 = E8 = 1,00 + 1,00 • 0,205 • sin (arcos(0,85)) = 1,10. (о.е)

Сопротивление генератора в базисных относительных единицах:

 (4.6)

где - относительное сверхпереходное сопротивление по продольной оси, определяемое, по [3], о.е.;

- номинальная мощность генератора, МВА.

x1 = x2 = x3 = x4 = 0,205 • 1000/141 = 1,454.(о.е),

Мощные нагрузки, включенные вблизи места КЗ, учитываются в виде обобщенного источника с параметрами

= 0,85; = 0,35.

Нагрузка с.н.:

x9 = x10 = x11 = 0,35 • 1000/1,6 = 218,75. (о.е),

Сверхпереходная ЭДС нагрузки с.н. по данным таблицы 5.1 [4]:

E9 = E10 = E11 = = 0,85. (о.е),

Линии связи 220 кВ с энергосистемой, выполненные проводом

АС-240/32:

(4.7)

где худ - индуктивное сопротивление линии на 1 км длины, 0,435 Ом/км;

l - длина линии, 200 км,

nw - число параллельных линий, равно 6.

о.е.,

сверхпереходные ЭДС энергосистемы:

E12 = = 1,00. (о.е),

Индуктивное сопротивление трансформатора определяется по формуле:

(4.8)

тогда значения сверхпереходных индуктивных сопротивлений для блочных трансформаторов T1 - T8 220 кВ составят:

(о.е),

для трансформаторов собственных нужд 1600 кВА на 13,8 кВ ВН:

(о.е),

Значения полученных сопротивлений указаны на схеме замещения (рисунок 5.3).



Рисунок 5.3 - Исходная схема замещения для сверхпереходного режима

5.3.2 Расчет токов КЗ в точке К-1

5.3.2.1 Преобразование схемы замещения и определение результирующих относительных сопротивлений

Выполним преобразование схемы замещения. Этапы преобразования показаны на рисунке 5.4.

Объединяем генераторы G2-G8, в одну ветвь с эквивалентной ЭДС

E24 = E2 || E3 || E4 || E5 || E6 || E7 || E8 = E2 = 1,10. (о.е),

и сопротивлением

x24 = (x2 + x14) ||…|| (x8 + x20) = (x2 + x14)/8 = (1,454 + 0,688)/8 = 0,268. (о.е),

Ветвь нагрузки с.н. генератора G1:

х27 = x21 + x9 = 40,63 + 218,75 = 259,38. (о.е),

Объединим ветвь системы и полученную генераторную ветвь с полученным сопротивлением х24 и ЭДС Е24:

(о.е),

(о.е),

Рисунок 5.4 - Этапы преобразования схемы замещения при к.з. в точкеК-1

Сверхпереходные ЭДС и сопротивления эквивалентной системы:

(о.е),

и общее сопротивление:

(о.е),

5.3.2.2 Определение начального значения периодической составляющей тока КЗ

Со стороны эквивалентной системы:

,

Со стороны генератора G1:

,

Суммарное значение периодической составляющей тока КЗ в точке К-1:

,

Влияние местной нагрузки на начальное значение периодической составляющей тока КЗ:

,

При этом отметим, что погрешность расчета периодической составляющей тока КЗ без учета местной нагрузки по отношению к полученному значению составляет:

,

Так как , то нагрузку в месте КЗ не учитываем.

5.3.2.3 Расчет апериодической составляющей и ударного тока КЗ

Используя данные таблицы 5.2 [1], находим значения постоянной времени Та для генераторов ГЭС, системы GS на 220 кВ, при этом для удобства расчетов нумерацию сопротивлений схемы замещения с учетом только активных сопротивлений элементов (при х = 0) ведем аналогично обозначениям соответствующих элементов схемы замещения при учете только индуктивных сопротивлений (рисунки 8 и 9):

Та,G = 0,45 с;Та,GS = 0,03 с.

Тогда, учитывая выражение:

, (4.9)

где - эквивалентная постоянная времени,

- результирующее эквивалентное сопротивление схемы замещения, в которой все элементы расчетной схемы (генераторы, трансформаторы, линии электропередач) учтены только их индуктивными сопротивлениями;

- результирующее эквивалентное сопротивление схемы замещения, в которой все элементы расчетной схемы учтены только их активными сопротивлениями;

- угловая скорость.

определяем:

(о.е),

(о.е),

Активные сопротивления блочных трансформаторов 220 кВ определяем, (используя данные [4], таблицы 6,51):

(о.е),

Полученные параметры схемы замещения при х = 0 представим на рисунке 5.5.



Рисунок 5.5 - Расчетная схема замещения при учете только активных сопротивлений элементов (при х = 0)

По расчетной схеме замещения (рисунок 4.5) путем последовательного эквивалентирования определяем суммарное активное сопротивление характерных ветвей схемы относительно точки КЗ К-1:

- ветвь блоков Т2Т8:

(о.е),

сопротивление эквивалентной системы (кроме ветви G1) относительно точки К-1:

Постоянную времени затухания для эквивалентной системы определим по формуле (4.10):

, (4.10)

,

Постоянная времени для генератора G1:

Та,G = 0,45 с.,

Ударные коэффициенты для характерных ветвей определим по формуле:

, (4.11)

,

,

Тогда ударные токи по ветвям составят:

, (4.12)

,

,

Суммарный ток в месте КЗ (К-1):

,

Выполним расчет апериодической составляющей тока КЗ в момент времени (расчетный момент расхождения контактов выключателя). Примем генераторный выключатель типа HECS-100-25-100/18000 (ABB), для которого собственное время отключения составляет: