水電站氣墊式調壓室結構調整水力計算研究

趙 萍，鞠小明,2

(1.四川大學 水利水電學院，成都 610065；2.四川大學 水力學與山區河流開發保護國家重點實驗室，成都 610065)

0 引 言

氣墊式調壓室是利用氣室內高壓空氣形成“氣墊”來控制室內水位波動并能有效減小水錘壓力的一種性能較好的調壓設施，與常規調壓室相比具有投資省，工期短，利于環保等優勢，氣墊式調壓室的體型設計會直接影響到調壓室的經濟性指標和水力性能[1]。我國已經建成投產了若干個采用氣墊式調壓室的水電站，如四川省境內的自一里水電站、小天都水電站、金康水電站等。在氣墊式調壓室研究方面，工程設計人員和科研人員針對氣墊式調壓室的布置方案、結構設計、水力計算和水力設計參數控制等方面給出了一定的參考和建議[2-4]。氣墊式調壓室在運行時對氣室的密閉性要求較高，需要專門的補氣設備，而且隧洞壓力大，設計要求高，實際運行中氣墊式調壓室普遍存在或多或少的漏氣問題[5]，因此研究氣墊式調壓室有效面積或體積，選擇合適的氣墊式調壓室設計尺寸，確保運行安全和引水發電系統小波動穩定仍然是目前氣墊式調壓室研究和應用的重點。本文結合工程實例建立水力過渡過程數學模型進行引水系統大波動過渡過程計算和小波動穩定性分析，對氣墊式調壓室結構進行調整，研究不同工況下氣墊式調壓室的水力性能，結果表明氣墊式調壓室長度的改變是可行的，能夠保證電站正常的運行。論文可為氣墊式調壓室的設計和安全穩定運行提供借鑒和參考。

1 設有氣墊式調壓室的水電站引水系統水力計算方法

設有氣墊式調壓室的水電站引水發電系統水力計算的基本方法是應用瞬變流的基本理論，求解有壓瞬變流的基本方程，將氣墊式調壓室作為有壓輸水系統的一個邊界進行求解計算。本文僅介紹氣墊式調壓室的邊界方程，其他邊界方程和求解方法參考有關文獻[6-8]。

1.1 氣墊式調壓室水力計算的主要內容

我國已建成的氣墊式調壓室，其常用的結構是長廊形，城門洞形斷面，也有一些正在建設或設計的水電站擬采用圓筒形、臥式圓管形或球形,臥式圓管形和球形氣墊式調壓室室內水面面積和氣體體積均隨水深呈非線性變化，水力計算更加復雜[9]。本算例工程采用長廊形氣墊式調壓室，其橫截面為城門洞形，為方便計算，通常采用的方法是將圓拱頂折算為等體積的平頂進行計算[10]，其室內水面面積保持不變，室內氣體體積與氣室高度成正比，氣墊式調壓室橫截面積和整體體積與城門洞長度成正比。氣墊式調壓室的水力計算內容應包括氣墊式調壓室長度變化后氣室常數的選擇計算[11]、大波動過渡過程計算分析和小波動穩定性計算分析等。

1.2 氣墊式調壓室邊界方程簡介

有壓瞬變流的基本方程可以轉化為兩個特征方程，采用特征線方法求解的氣墊式調壓室邊界方程主要有：

C+:HP1=CP1-B1QP1

(1)

C-:HP2=CM2+B2QP2

(2)

HP1=HP2=HPS

(3)

QP1-QP2=QS

(4)

(5)

氣體狀態方程：

PVn=C0

(6)

P=HPS-kQ2S-Z+Ha

(7)

式中：HP為計算節點的壓力或水頭，m；下標1和2分別表示氣墊式調壓室前面管和后面管的參量；QP為計算節點的流量，m3/s；CP和CM分別是有壓瞬變流計算的中間量，僅與計算節點相鄰節點在計算時刻初的量有關，對計算時刻是已知量；B=a/gA，稱為管路特性；a為水擊波速，m/s；g為重力加速度，m/s2；A為管道截面積，m2；QS為流入氣墊式調壓室的流量；z為氣墊式調壓室內的水位；P為氣墊式調壓室氣室絕對壓力；K為水流進出調壓室時的阻力系數，流出時應取不同的值；Ha為當地大氣壓，m。

2 計算實例

2.1 工程概況

某水電站采用低閘引水式開發，引水隧洞采用“一坡到底”的布置方式，壓力管道為地下埋藏式，采用兩個“卜”形岔管分別向廠房內三臺混流式水輪發電機組聯合供水的布置方式，三條尾水支洞交匯于一條無壓尾水洞。水輪機額定水頭270.00 m，引用流量69.4 m3/s，額定轉速500 r/min，單機容量為55 MW。氣墊式調壓室采用長廊型，布置在引水隧洞左側，城門洞形斷面，寬9.8 m，高15.9 m，長140 m。施工過程中受到地質條件制約，需要將氣墊式調壓室位置向引水隧洞下游平移16.0 m，調壓室長度由可行性研究階段的140 m調整為110 m，凈尺寸(長×寬×高)調整為110 m×9.8 m×15.9 m，斷面面積1 078 m2，對調整后的氣墊式調壓室進行水力計算研究。

2.2 氣室常數的選擇

氣墊式調壓室的運行主要采用“等PV值”的控制方式[12]。對于本文水電站，調壓室截面積不變，等“PV值”也就是等“PL值”，這里L是氣墊式調壓室的氣室高度，P為氣墊式調壓室內的絕對壓力。

此水電站氣墊式調壓室底板高程2 167.70 m，內拱頂高程2 183.60 m，折算后的氣墊式調壓室總高度為14.85 m，頂高程2 182.55 m。以水庫正常蓄水位2 440.00 m電站不發電(全部停機)工況作為氣室常數“PL=C0”的設計取值工況，根據氣室內壓力平衡關系，若不發電工況氣墊式調壓室內水深為3.5 m，即氣室高度為L=11.35 m，計算得P=277.74 m，此時C0=PL=3 152.349 m2，或C0=PV=3 398 232.222 m4。由于氣室常數C0值對設有氣墊式調壓室的水電站引水發電系統過渡過程影響較大，需要對不同的氣室常數C0值進行選擇計算，并最終確定采用值。

根據對氣墊式調壓室的水力計算研究，多方指數越大，表現為氣體的可壓縮性越差，故以控制調壓室最高最低水位為目的，擬取多方指數1.0計算，這樣做偏于保守和安全。而對機組調節保證計算，是以控制連接隧洞和蝸殼壓力為目的，擬取多方指數1.4計算，這樣做也偏于保守和安全。計算圖如圖1-圖4。

圖1 氣室常數隨室內水深的變化Fig.1 Variation of air chamber constant with water depth

圖2 不同多方指數下調壓室水位隨氣室常數的變化 Fig.2 Variation of surge level with air chamberconstant under different polytropic index

圖3 不同多方指數下最大氣室壓力隨氣室常數的變化Fig.3 Variation of the maximum pressure of air chamber with air chamber constant under different polytropic index

圖4 不同多方指數下最大蝸殼壓力隨氣室常數的變化Fig.4 Variation of the maximum turbine volute pressure with air chamber constant under different polytropic index

分析可知隨著C0值增大，氣體體積增大，氣室的最大壓力和蝸殼的最大壓力會減小，也就是增大C0值對降低蝸殼最大壓力有利，氣墊式調壓室要能夠起到“調壓”的作用，必須達到一定的C0值要求。結合該水電站小波動穩定性要求，建議該電站的C0取值在2 864.259～3 152.349 m2比較合適，對應的氣墊式調壓室靜態初始水深為4.5～3.5 m，氣室高度為10.35～11.35 m，當氣室內氣體漏損到C0值小于2 864.259 m2時應及時補氣。

2.3 大波動過程計算

選取幾個大波動典型計算工況如下：

工況1：上游水庫正常蓄水位2 440.00 m，下游水位2 157.00 m，計算3臺→0丟棄負荷，引水隧洞取較小的糙率值，氣體狀態方程多方指數取1.0。

工況2：上游水庫正常蓄水位2 440.00 m，下游水位2 157.00 m，計算2臺→3臺增負荷，引水隧洞取較大的糙率值，氣體狀態方程多方指數取1.0。

工況3：上游水庫正常蓄水位2 440.00 m，下游水位2 157.00 m，計算3臺→0丟棄負荷，引水隧洞取平均糙率值，氣體狀態方程多方指數取1.4。

工況4：上游水庫正常蓄水位2 440.00 m，下游最低發電尾水位2 151.81 m，計算3臺→0丟棄負荷，引水隧洞取平均糙率值，氣體狀態方程多方指數取1.0。

以工況1和工況2來分別計算氣墊式調壓室最高涌浪水位和最低涌浪水位，計算的工況1最高涌浪水位2 172.661 m，最低涌浪水位2 169.920 m，工況2最高涌浪水位2 170.990 m(初始水位)，最低涌浪水位2 170.231 m。

比較知：工況1的最低涌浪水位比工況2的最低涌浪水位更低，氣墊式調壓室底板高程2 167.70，最低涌浪水位距離底板2.22 m，超過2.0 m的規范要求，水位波動過程分別如圖5、圖6所示。

圖5 工況1氣墊式調壓室水位波動過程Fig.5 Water level fluctuation process of air cushion chamber under working condition 1

圖6 工況2氣墊式調壓室水位波動過程Fig.6 Water level fluctuation process of air cushionchamber under working condition 2

由大波動計算水輪機蝸殼壓力變化過程可以看到，機組丟棄負荷后由于氣墊式調壓室的作用，在水輪機導葉關閉的初始階段，蝸殼壓力升高并不大，之后隨著調壓室水位升高，氣室壓力升高，當調壓室水位和氣室壓力升高至最大值時，蝸殼壓力也達到最大值，如圖7所示。從圖7可以看出，氣墊式調壓室出現最高涌浪水位的時刻相對較晚，此時水輪機導葉已經關閉完成，而最高涌浪水位和最大氣室壓力與水輪機導葉關機時間關系不大，也就是說，該水電站的蝸殼最大壓力是由氣墊式調壓室的氣室最大壓力和調壓室最高涌浪水位決定的，導葉關機時間僅影響剛開始階段的蝸殼壓力值，綜合考慮后選擇有效關閉時間較小的7 s一段直線關閉規律。計算的水輪機蝸殼最大壓力355.124 m，如圖8；機組最高轉速662.721 m，相對額定轉速升高32.544 m；尾水管最小壓力值為4.598 m，如圖9；電站調節保證計算滿足設計規范《水力發電廠機電設計技術規范》[13]要求。

圖7 工況3水輪機蝸殼壓力波動過程Fig.7 Working condition3 pressure fluctuationprocess of spiral caseafter load rejection

圖8 工況3丟棄負荷后機組轉速升高過程Fig.8 Working condition3 Unit speed rise process

圖9 工況4丟棄負荷尾水管壓力變化Fig.9 Working condition4 pressure changes in the draft tube

2.4 電站引水系統小波動穩定性計算

以工況3的上下游水位計算研究電站水輪機調節系統和氣墊式調壓室的小波動穩定性，研究表明，氣墊式調壓室截面積1 078 m2，靜態水深取3.5 m，氣室高度11.35 m，實際氣體體積12 235.3 m3，穩定氣體體積安全系數達到1.47，滿足氣墊式調壓室小波動穩定氣體體積要求。機組額定負荷波動5%，調速器參數bt=45%，bp=0，Td=6 s，Tn=0.75 s，轉速最大偏差僅為1.57%；無超調量，波動次數0.5，調節時間19.16 s，負荷小波動干擾后轉速波動收斂，調節時間短，超調量小，調節系統具有較好的動態品質指標，同時氣墊式調壓室水位波動也穩定收斂，轉速穩定調節過程和調壓井水位穩定波動曲線如圖10和圖11所示。

圖10 機組轉速調整過程Fig.10 The unit speed regulation process cushion

3 結 語

運用瞬變流計算方法對水電站氣墊式調壓室結構優化調整計算是有效可行的，四川某水電站氣墊式調壓室長度縮短后的水力計算表明，調整后氣室最大氣壓、室內最小水深、蝸殼最大升壓、機組轉速上升率、尾水管最小壓力以及小波動穩定性等各項指標均能滿足設計規范要求[14]，調整后的氣墊式調壓室長度減小了30 m，具有較明顯經濟效益。

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圖11 氣墊式調壓室水位波動穩定收斂Fig.11 Steady attenuation of water levelfluctuation in air surge chamber

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