博瓦水電站尾閘室替代尾水調壓室計算研究

張作棟，鞠小明,2，劉期勇

(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； 3.四川省清源工程咨詢有限公司，成都 610072)

0 引 言

博瓦水電站位于四川省涼山彝族自治州木里縣境內，為金沙江左岸一級支流水洛河“一庫十一級”中的第八個梯級電站。電站由首部樞紐、引水系統和發電廠房等系統組成，首部樞紐為低閘壩，采用“正向泄洪排沙，側向引水”的樞紐布置，正常蓄水位2 001.00 m。引水建筑物包括引水隧洞、上游調壓井、壓力管道、尾水支洞、尾閘室和尾水洞。引水隧洞全長14 188.660 m，上游調壓井采用帶上室的阻抗式，由井筒、上室、及交通洞組成，調壓井井筒為圓形斷面，內徑19.0～19.6 m，井高82.66 m。壓力管道由上平段、斜井段和下平段組成。發電廠房位于水洛河下博瓦溝溝口上游約900 m處山體內，為地下廠房，廠內安裝3臺單機容量為56 MW的混流式水輪發電機組。該電站于2015年4月開工建設，目前在建，原設計尾水調壓室第一層上部頂拱已開挖及臨時支護完成，施工開挖揭示，頂拱部位發現大范圍的溶蝕溶腔，充填黃色風化砂并夾雜大理石團塊，無膠結，滲滴水，成洞條件差，圍巖自穩性差，Ⅳ類、Ⅴ類圍巖占比66.77%，原設計尾水調壓室底部交通洞仍有溶蝕現象，地質條件已不能滿足調壓室按原設計方案繼續施工。若直接取消尾水調壓室，一是不利于3臺機組檢修，二是不利于降低水輪機尾水管真空度。為保證施工和運行安全，擬采用加大尾水洞徑，并將原設計尾水調壓室改為尾閘室的設計方案，尾水系統布置如圖1所示，論文從水力計算方面研究了尾閘室替代原尾水調壓室的可行性。

圖1 博瓦水電站尾閘室替代尾水調壓室尾水系統布置圖Fig.1 System layout of Bowa hydropower station replaced tailwater surge chamber as draft tube gate chamber

1 尾水調壓室改為尾閘室的水力影響分析

博瓦水電站機組尾水流道總長接近200 m(包括尾水連接洞)，原設計有尾水調壓室。設置尾水調壓室的目的是減小下游尾水系統的水錘壓力，改善水輪發電機組的運行條件，保證水輪機尾水管的真空度滿足水電站機電設計要求[1]。原設計尾水調壓室反射水錘波的功能是通過尾水調壓室底部的阻抗孔口(實際是3孔尾水閘門槽孔口，閘門槽孔口兼做尾水調壓室阻抗孔口)來實現的，現設計方案改尾水調壓室為尾閘室，尾閘室閘門檢修平臺高程1 869.00 m，高于尾閘室最高涌浪水位2.91 m。尾水連接管上的3孔尾水閘門槽孔口仍然保留原面積5.58 m2，只是將尾水調壓室改成了尾閘室，這樣使得開挖面積減小，頂拱施工因此變得更加安全，根據設計圖紙尺寸計算，尾閘室閘門槽孔口面積占尾水連接管面積約21.27%，基本達到了調壓室設計規范要求的作為阻抗孔口反射水錘波的最小面積要求，現修改設計方案尾閘室的橫截面積遠小于原尾水調壓室的斷面積，或者說3孔尾閘室就是橫截面積縮小后的3個尾水調壓室。因此僅就尾水系統反射水錘波的功能而言，尾閘室依然可以起到降低尾水系統水錘壓力的作用，并且更改方案的電站尾水洞斷面面積由原來的48.08 m2增加到78.70 m2，尾水洞內流速降低，更有利于降低尾水系統中的水錘壓力和尾水管的真空度。從上述分析可以看出，判斷原尾水調壓室改成尾閘室設計方案成立與否，就是判斷更改方案的調節保證計算能否滿足設計規范要求，特別是水輪機尾水管的真空度是否能滿足設計規范要求。

原設計尾水調壓室改成尾閘室后，對電站輸水系統的影響主要體現在電站下游輸水系統，對于上游引水隧洞和上游調壓室系統的水力影響較小，可以通過電站引水發電系統小波動計算來復核。只要修改方案的調節保證計算的結果符合設計規范要求，特別是 3臺機組的水輪機尾水管真空度滿足設計規范要求，并且電站引水發電系統小波動是穩定的，則該修改方案就是可行的。

2 水力計算研究方法及水輪機特性曲線數據處理

2.1 水力計算方法簡介

尾水調壓室改為尾閘室的水力計算研究方法就是水電站輸水系統水力過渡過程計算方法[2]，該方法的基本理論是用特征線方法求解基于彈性水錘理論的非恒定流(也稱瞬變流)方程：

運動方程：

(1)

連續方程：

(2)

式中：H為壓頭；V為流速；x為從管段左端起算的距離；g為重力加速度；f為沿程損失系數；D為管徑；a為水錘波速；t為時間。將其沿正特征線和負特征線分別積分得：

C+：HP=CP-BQP

(3)

C-：HP=CM+BQP

(4)

CP=HA+BQA-R|QA|QA

(5)

CM=HB-BQB+R|QB|QB

(6)

(7)

(8)

式中：HA、QA分別為t-Δt時刻管段第i-1節點處的壓頭和流量；HB、QB分別為t-Δt時刻管段第i+1節點處的壓頭和流量；Δx為相鄰兩節點的距離；R為阻力系數；CP、CM分別與t-Δt時刻的壓頭和流量有關，對t時刻是已知量。上述特征方程(3)和(4)結合各種邊界條件方程，包括進水口水庫、調壓室、水輪機、調速器、岔管、尾閘室、下游河道等邊界，就可以進行水電站復雜引水道的水力瞬變計算，有關這些基本方程的求解方法和邊界條件方程可參考有關文獻[3,4]。

2.2 水輪機特性曲線數據處理

博瓦水電站輸水系統包括上游引水隧洞、上游調壓室、壓力鋼管主管和支管、水輪發電機組、尾閘室、尾水洞，其水力瞬變計算簡圖如圖2所示。

對于尾閘室替代尾水調壓室的研究，由于水輪機尾水管真空度是水力計算研究的重點內容，因此水輪機特性曲線的處理和水輪機邊界的準確模擬至關重要。博瓦水電站水輪機模型綜合特性曲線如圖3所示[5]。根據圖3的水輪機綜合特性曲線，得到離散后的水輪機特性數據如表1和表2所示，其力矩特性和流量特性曲線如圖4和圖5所示。

表1 水輪機導葉開度數據表Tab.1 Openness data of hydroturbine guide vane

表2 水輪機效率數據表Tab.2 Efficiency data of hydroturbine

圖3 博瓦水電站水輪機模型綜合特性曲線Fig.3 Hydroturbine Model performance hillchart in Bowa hydropower station

圖4 博瓦水電站水輪機單位力矩特性Fig.4 Hydroturbine unit torque data character in Bowa hydropower station

圖5 博瓦水電站水輪機單位流量特性曲線Fig.5 Hydroturbine unit-flow character in Bowa hydropower station

3 尾閘室替代尾調后的水力計算

3.1 尾水管進口壓力計算

按照博瓦水電站計算簡圖和前述計算方法，對額定水頭工況和最大水頭工況分別進行電站調節保證計算分析。根據不同關機時間計算比較，確定水輪機100%開度甩負荷關機時間Ts為8 s。該電站上游水庫水位1 999.00 m時，電站3臺水輪機額定負荷57.74 MW運行，水輪機工作水頭接近額定水頭，該工況的尾水管進口壓力和尾閘室水位計算成果如表3所示；水庫水位2 001.00 m是電站最大水頭工況，計算該水頭下3臺機組和1臺機組分別甩負荷，計算成果分別如表4和表5所示。

從表3～表5中的尾水管進口壓力分析，尾閘室替代原尾水調壓室后，水輪機尾水管進口最大真空度3.301 m，表中尾水管進口壓力計算已經考慮了尾水管形狀的變化，該電站尾水管真空度設計要求是不超過5.94 m(考慮海拔高程的影響)，從尾水管進口真空度評判，尾閘室替代原尾水調壓室方案是可行的，并且調節保證計算的其他參數如蝸殼壓力和機組轉速升高率等數據均滿足《水電站機電設計規范》[6]要求，機組丟棄負荷后的蝸殼壓力、機組轉速、尾水管進口壓力以及尾閘室的水位變化如圖6～圖9所示。

表3 水庫水位1 999.00 m，電站3臺機組甩負荷調節保證計算成果表Tab.3 Calculation results after 3 Uuits load rejection at reservoir level 1 999.00 m

表4 水庫水位2 001.00 m，電站3臺機組甩負荷調節保證計算成果表Tab.4 Calculation results after 3 Uuits load rejection at reservoir level 2 001.00 m

表5 水庫水位2 001.00 m，電站1臺機組甩負荷調節保證計算成果表Tab.5 Calculation results after 1 Uuit load rejection at reservoir level 2 001.00 m

圖6 丟棄負荷后水輪機蝸殼壓力升高過程Fig.6 Spiral case pressure fluctuation after load rejection

圖7 丟棄負荷后機組轉速升高過程Fig.7 Rotate-speed rising process of hydro-electric unit after load rejection

圖8 丟棄負荷后尾水管壓力變化過程Fig.8 Pressure variation process in draft tube after after load rejection

圖9 丟棄負荷后尾閘室水位波動過程Fig.9 Water level fluctuation process of draft tube gate chamber after load rejection

從圖6～圖9可以看出，機組丟棄負荷后蝸殼壓力迅速升高，其后與上游調壓室水位同步波動，尾水管進口壓力首先降低，其后與尾閘室水位同步波動。圖10是設置尾閘室和不設置尾閘室機組丟棄負荷后的水輪機尾水管壓力變化對比圖，可以看出設置尾閘室后水輪機尾水管真空度有所降低。

圖10 設置尾閘室和不設置尾閘室尾水管壓力變化比較Fig.10 The comparison of pressure variation in draft tube between build draft tube gate chamber or not

3.2 小波動穩定性計算

博瓦水電站將尾水調壓室改為尾閘室后，尾閘室相比于尾水調壓室，其截面積較小，若尾水洞面積不增加，依據引水系統小波動理論和調壓室托馬斷面計算公式[1,7]，理論上整個輸水系統的小波動穩定性會略有降低。根據《水電站調壓室設計規范》NB/T 35021-2014中設置下游調壓室的條件復核[7]，修改方案尾水洞斷面面積由原來的48.08 m2增加到78.70 m2，不需要設置尾水調壓室，并且上游調壓室的截面積已經足夠大于調壓室托馬臨界穩定斷面積，輸水系統Tw/Ta約為0.16，遠小于0.4。數學模型計算表明，負荷小波動上游調壓室和尾閘室水位波動衰減收斂，水輪發電機組轉速波動穩定收斂，并且具有較好的動態品質，不同暫態轉差系數時的轉速波動過程如圖11所示，說明尾水調壓室改為尾閘室后的引水發電系統小波動仍然是穩定的。

4 結 語

通過瞬變流水力計算研究，論證了博瓦水電站尾閘室替代原設計尾水調壓室方案是可行的，避免了不良地質條件下大尺寸尾水調壓室開挖帶來的施工風險。通過加大尾水洞斷面積采用尾閘室替代尾水調壓室既滿足了電站機組檢修的要求，又滿足電站調節保證計算對水輪機尾水管真空度的要求。設計中需要注意的是尾閘室的閘門槽孔口面積要達到足夠反射水錘波的面積要求，尾閘室的閘門檢修平臺高程應高于尾閘室最高涌浪水位高程，并應復核整個電站引水發電系統的小波動穩定性。

圖11 不同調速器參數小波動機組轉速變化過程Fig. 11 Rotate-speed fluctuation process with small disturbance with different speed-governor parameter

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