超長引水隧洞上下游雙調壓室電站水力過渡過程計算研究

李永興, 肖志懷，陳啟卷

(武漢大學 動力與機械學院，武漢 430072)

從統計數據看，對于水電站、泵站和抽水蓄能電站，其事故往往發生在水力機組過渡過程中，由于這一過程中水壓力、轉速及尾水管真空等的變化異常，引起安全問題，如壓力鋼管破裂、調壓室損壞和機組部件損壞等。關于水力過渡過程方面的研究，國內外學者一直未停止這方面的探討[1-4],而對于長引水系統電站，引水隧洞相對較長，水力慣性大，容易引起水道系統內水壓力及機組轉速的劇烈變化，危及電站的運行安全，影響機組的壽命；尤其是一管多機系統，多臺機組共用引水管道，機組間相互干擾大，對系統的運行穩定性影響也較大，因此，需進行電站運行中各種工況的過渡過程計算，驗證系統穩定性，為水道系統結構布置，機組參數的選擇，導葉關閉規律及調節系統參數的優化提供依據。

水電站過渡過程計算主要研究機組在突甩負荷及負荷變化時系統瞬態過程的特性，通過計算大波動工況和小波動工況中機組轉速的變化和引水壓力管道中的壓力變化及其極值，選定導水機構合理的調節時間和關閉規律，確定調速器的調節參數，優化機組轉動慣量，使水工建筑物設計方案和機組參數更為經濟合理，為電站設計及安全運行方式的制定提供理論依據[5-8]，本文依托巴基斯坦Neelum-Jhelum水電站，采用數字模擬方法，對其引水系統過渡過程進行分析計算。為長距離引水隧洞以及上下游雙調壓室水電站多機組甩負荷過渡過程研究積累經驗，并為新建長距離引水隧洞水電站輸水系統布置設計提供參考。

1 大波動過渡過程計算理論與計算方法

1.1 有壓管道非恒定流數學模型和特征線法

有壓管道非恒定流基本方程為：

連續方程：

(1)

動量方程：

(2)

式中：H為以某一水平面為基準的測壓管水頭；V管道斷面的平均流速；A為管道斷面面積；θ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為水擊波傳播速度。

方程(1)和方程(2)是一組擬線性雙曲型偏微分方程, 可采用特征線法將其轉化為兩個在特征線上的常微分方程。

1.2 水輪發電機組的邊界條件

在甩負荷過渡過程計算中，水輪發電機組的邊界條件包括9個方程：

QP=QS

(3)

(4)

QP=QCP-CQP·HP

(5)

QS=QCM+CQM·HS

(6)

(7)

Q′1=A1+A2·n′1

(8)

M′1=B1+B2·n′1

(9)

M=M′1D31(HP-HS+ΔH)

(10)

n=n0+0.187 5(M+M0)Δt/GD2

(11)

其中：

(12)

式中：D1為轉輪直徑；n為轉速；M為水輪機力矩；Q′1，n′1，M′1分別是單位流量，單位轉速，單位轉矩；下標P、S分別表示轉輪進出口側計算邊界點。下標0表示上一計算時段的已知值。

1.3 阻抗式調壓室的邊界條件

在一機一洞的條件下，阻抗式調壓室的邊界條件為：

(1)調壓室底部進水側特征線方程C+1和出水側特征線方程C-2。

(13)

(2)調壓室流量連續方程。

QP1=QPT+QP2

(14)

式中：QPT為流進調壓室的流量。

(3)調壓室底部銜接的能量方程。

(17)

式中：HPT、E、Ad分別為調壓室底部的測壓管水頭、能量水頭和過流面積；ζ1、ζ2、ζ3、ζ4為管道的局部損失系數。

(4)調壓室水位變化方程。

ZPT=HPT+ZZ2-ζT·QPT|QPT|

(18)

ZPT=ZT+Δt(QPT+QT)/(APT+AT)

(19)

式中：ZPT，ZT分別為調壓室現時段和前一時段的水位；APT，AT分別為與ZPT，ZT相對應的調壓室橫截面的面積；QPT，QT分別為現時段和前一時段流進調壓室的流量；ζT為調壓室孔口的阻抗系數；ZZ2為基準面的高程。

2 過渡過程算例

Neelum-Jhelum水電工程位于巴基斯坦AJ&K洲的Muzaffarabad地區，利用NauseriNeelum河與Zaminabd Jhelum河間長隧洞形成的420 m的水頭落差發電。Neelum-Jhelum水電站主要建筑物由大壩、引水隧洞、沉沙池、調壓室、地下廠房和尾水隧洞等組成。大壩為混凝土重力溢流壩，引水隧洞總長28.5 km，進水口側長15.1 km的隧洞為雙隧洞，每個隧洞的截面積為43 m2。通向調壓室的剩余隧洞為面積82 m2的單隧洞。隧洞上有10 km是基本水平的，可用于壩后前池每日峰值儲備調節。隧道穿越Jhelum河流400.0 m高程以下的部分，在河床底的埋深接近380 m高程。地下水電站裝設4臺單機容量243 MW的混流式水輪發電機組，調壓室系統由341 m高的調壓井和約820 m長的隧洞組成。尾水隧洞長約3.5 km，截面積為82 m2，其下泄流量直接到Zaminabad的Jhelum河流。水電站引水系統采用一洞二井四機方式布置，引水隧洞全長約長約28.5 km，在引水隧洞末端和尾水末端設置阻抗式調壓室，其中上游調壓室距離機組300 m，下游調壓室距離機組100 m；機組調速系統選用具有PID 調節規律的微機電液調速器；電站輸水系統布置簡圖見圖 1，機組主要參數見表 1，電站水位特性見表2。

圖1 電站輸水系統布置簡圖(單位：m)Fig.1 Main parameters of the generating set

2.1 導葉關閉規律優化

導葉關閉規律對水電站過渡過程有很大影響，尤其是蝸殼動水壓力、尾水管真空度及機組轉速升高率等機組參數與之有很大關系，針對Neelum-Jhelum水電站，GD2取7 540 t·m2，取下游運行最高尾水位603.6 m，額定水頭下4臺機組同時甩全負荷作為典型工況優化，導葉關閉規律采用直線關閉規律，機組最大蝸殼壓力和最高轉速上升率控制標準分別為496.2 m和50%。由計算結果可知，機組最大蝸殼壓力受導葉關閉時間影響較小，因為雖然電站引水隧洞超長，但上下游調壓室距離機組很近，機組水流慣性時間常數小。最高轉速上升率隨導葉關閉時間延長而上升，不同的導葉關閉時間都能滿足控制標準，而采用13.5 s的導葉關閉時間能夠保證蝸殼末端最大動水壓力和最大轉速上升率都有較大裕度，故采用13.5 s的導葉關閉時間。

表1 機組主要參數表Tab.1 Main parameters of the generating set

表2 電站水位特性參數 m

2.2 大波動過渡過程計算結果及分析

2.2.1蝸殼最大動水壓力、上游調壓室最高涌浪控制工況計算及分析

為了計算蝸殼最大動水壓力和上游調壓室最高涌浪，本文選擇多種典型工況進行對比分析計算，計算結論如下：

(1)蝸殼最大壓力發生在上游運行最高庫水位1 015 m，下游運行最高水位603.6 m，共用上游調壓室的4臺機組中1臺甩負荷，在流進上游調壓室流量最大時刻，另3臺機組同時甩負荷。此時機組的蝸殼最大壓力為472.99 m，小于496.2 m的控制標準，各參數的變化過程如圖2～5，圖中可以看出，由于調壓室到機組蝸殼距離短，蝸殼最大壓力值不是由于水錘引起的，而是由上游調壓室涌浪高度決定的。

(2)上游調壓室最高涌浪的控制工況為：上游運行最高庫水位1 015 m，下游運行最高尾水位603.6 m，共用上游調壓室的全部4臺機組由3臺增至4臺，在流入調壓室流量最大時刻，全部機組同時丟全部負荷。此時調壓室最高涌浪為1 051.62 m，低于上游調壓室頂部平臺高程1 061.00 m。各參數的變化過程如圖6-7。

圖2 蝸殼最大壓力工況下機組流量變化過程Fig.2 The flow variation of generating set under under maximum pressure of volute

圖3 蝸殼最大壓力工況下機組蝸殼壓力變化過程Fig.3 The pressure variation of volute under maximum pressure of volute

圖4 蝸殼最大壓力工況下上游調壓室水位變化過程Fig.4 Water level variation of upstream surge chamber under maximum pressure of volute

圖5 蝸殼最大壓力工況下尾水調壓洞水位變化Fig. 5 Water level variation of tail water surge chamber under maximum pressure of volute

圖6 上游調壓室最高涌浪工況下機組流量變化Fig. 6 The flow variation of generating set under maximum surge of upstream surge chamber

圖7 上游調壓室最高涌浪工況下上游調壓室水位變化Fig. 7 Water level variation of upstream surge chamber under maximum surge of upstream surge chamber

2.2.2 上游調壓室最低涌浪控制工況計算及分析

為了計算上游調壓室最低涌浪，本文選擇多種典型工況進行對比分析計算，計算結論如下：上游調壓室最低涌浪的控制工況為上游運行時最低庫水位1 008 m，額定水頭，共用上游調壓室的4臺機組同時增負荷。此時調壓室最低涌浪為955.15 m，高于調壓室底板高程595.81 m，滿足控制標準。各參數的變化過程如圖8和圖9。

圖8 上游調壓室最低涌浪工況下機組流量變化Fig.8 The flow variation of generating set under minimum surge of upstream surge chamber

圖9 上游調壓室最低涌浪工況下上游調壓室水位變化Fig. 9 Water level variation of upstream surge chamber under minimum surge of upstream surge chamber

2.2.3 尾水調壓洞最高涌浪控制工況計算結果及分析

為了計算上游調壓室最低涌浪，本文選擇多種典型工況進行對比分析計算，計算結論如下：尾水調壓洞最高涌浪的最大值在下游運行最高尾水位603.6 m，額定水頭，共用尾水調壓洞的全部4臺機組同時增負荷工況。此時調壓洞最高涌浪值為616.2 m，低于尾水調壓洞出口高程629.0 m，滿足控制標準。各參數的變化過程如圖10和圖11。

圖10 尾水調壓洞最高涌浪工況下機組流量變化Fig.10 The flow variation of generating set under maximum surge of tail water surge chamber

圖11 尾水調壓洞最高涌浪工況下上游調壓室水位變化Fig.11 Water level variation of upstream surge chamber under maximum surge of tail water surge chamber

2.2.4尾水管最大真空度尾水調壓洞最低涌浪控制工況計算結果及分析

為了計算尾水管最大真空度和尾水調壓洞最低涌浪，本文選擇多種典型工況進行對比分析計算，計算結論如下：

(1)尾水管最大真空度的控制工況為上游運行時最高庫水位1 015 m，下游最低尾水位593 m，1臺機正常運行時突然甩全負荷，此時機組的尾水管最小壓力值為-2.41 m，滿足尾水管進口斷面的最大真空度不大于0.072 MPa的標準。

(2)尾水調壓洞最低涌浪的控制工況為上游運行時最高庫水位1 015 m，下游尾水位594 m，最大出力，3臺機正常運行時突然甩全負荷。此時尾水調壓洞的最低涌浪值為590.15 m，滿足585.70 m的控制標準，且裕度較大。

2.2.5 機組最大轉速升高控制工況計算結果及分析

為了計算最大轉速升高，本文選擇多種典型工況進行對比分析計算，計算結論如下：機組最大轉速上升率的控制工況為上游運行時最高庫水位1 015 m，下游最低尾水位593 m，1臺機正常運行時突然甩全負荷，此時機組的最大轉速升高率分別為42.89%，滿足控制標準50%。

2.3 小波動過渡過程計算

小波動過渡過程的計算目的是為了整定調速器參數；研究在負荷階躍條件下，機組轉速、導葉開度、機組出力變化規律，以保證機組的穩定運行、良好的調節品質和供電質量。由于水輪機運行范圍較大，不同的工況點，水輪機的工作水頭、引用流量、效率、出力有較大的差別，特別是超長引水隧洞水電站，小波動是重要問題之一，本文選擇多種水輪機的有代表性的工作水頭以及引用流量典型工況進行計算，調速器參數首先按照斯坦因建議公式取值，即Tn=0.5Tw，bp+bt=1.5Tw/Ta，Td=3Tw，其中Tw取機組所在管線的水流加速時間常數，Ta為機組加速時間常數。通過計算和調整，調速器參數整定的最終結果為Tn=1，bt=0.3，Td=5 s，電網負荷自調節系數 取0。計算結果表明：機組轉速波動是收斂的，小波動特性較好。進入0.2%帶寬所需的調節時間最長為16.4 s，這是由于巴基斯坦Neelum-Jhelum水電站雖然引水隧洞超長，但上下游調壓室距離機組很近，而且上下游調壓室面積很大，因此調速器參數正定范圍大，機組小波動特性較好。

3 結 論

論文結合巴基斯坦Neelum-Jhelum水電站，開展了水力過渡過程仿真計算研究，優化了導葉關閉規律，對電站各中過渡過程工況進行了計算，計算表明：選定的機組參數和導葉關閉規律既能滿足引水系統在極端工況下甩負荷的要求，也能滿足機組負荷調整時轉速的穩定性要求，也能滿足機組并網后負荷變化時對穩定性的要求，為本電站引水系統的設計提供了參考依據，也為電站后期經濟、安全優化運行提供了理論依據。

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