組合式差動調壓室差動孔敏感性分析

曹 陽， 張曉宏， 張俊發(fā)

(西安理工大學 水利水電學院， 陜西 西安 710048)

1 研究背景

當水電站廠房上游有壓引水道較長時，往往需要布置上游調壓室，用以減少水流慣性并充分反射水錘波，從而減少水擊壓強[1-5]。差動式調壓室作為一種常見的調壓設施，綜合吸取了溢流式調壓室和阻抗式調壓室的優(yōu)點，可以有效地限制調壓室水位波動幅度[6-9]，其主要由帶有溢流堰的升管、大室以及阻抗孔組成[10-14]。而根據電站的具體要求和條件，又出現了許多組合式調壓室，如我國天生橋二級水電站改型前和太平驛水電站均采取了阻抗差動式調壓室，古田二級龍亭水電站則采用了差動溢流式調壓室[15-18]。

隨著對差動式調壓室研究的日益成熟，越來越多的組合式差動調壓室被應用于工程實踐中。本文討論的是一種帶有豎井和差動上室的新型組合式差動調壓室，其中進出差動孔的流量系數組合對于該種調壓室的工作性能以及水力系統(tǒng)的穩(wěn)定有著至關重要的作用，但關于差動孔流量系數的研究成果卻較少[19]。為此，本文將結合實際工程，對組合式差動調壓室差動孔進行敏感性分析，確定合理的流量系數組合，為相關的研究提供參考。

2 工程概況

某水電站位于甘肅省天祝藏族自治縣與涼州區(qū)境內，為長引水洞、高水頭引水式水電站。共安裝2臺9.48 MW和1臺5.26 MW的水輪發(fā)電機組，額定水頭196.0 m，最大水頭224.5 m，最小水頭193.0 m，隧洞設計引用流量為14.5 m3/s。 水庫上游校核洪水位為2 219.10 m，設計洪水位為2 218.00 m，正常蓄水位為2 218.00 m，下游校核洪水位為1 999.55 m，設計洪水位為1 999.14 m，正常尾水位為1 994.34 m。

調壓室為帶有連接管、豎井和差動上室的組合式差動調壓室，其具有差動式調壓室、溢流式調壓室和阻抗式調壓室的優(yōu)點，如圖1所示。采用連接管加豎井的結構，使其相比較于傳統(tǒng)差動式調壓室，有節(jié)省工程量和降低工程造價的特點。上室內徑11 m，豎井內徑4.0 m，連接管內徑2.5 m。上室底板高程2 226.0 m，升管頂部高程2 230.0 m，豎井底部高程2 180.0 m。

該工程平面布置如圖2所示，有壓引水隧洞長約9.1 km，調壓室后接壓力管道，長約561.73 m，管道后分三岔進入廠房，采用“一管三機”的布置方式。

該電站引水發(fā)電系統(tǒng)采用專業(yè)水力過渡過程計算軟件進行模擬仿真，如圖3所示。其中J1為上游水庫，水位采用正常洪水位2 218.00 m。J13、J14、J15均為下游水庫，水位采用正常尾水位1 994.34 m。J10、J11和J12為水輪發(fā)電機組。其中J10為小機，對應1#機組，額定出力為5.26 MW，J11和J12為大機，分別對應2#和3#機組，其額定出力均為9.48 MW。導葉關閉歷時小機為12.4 s，大機為13 s，均采用兩段式關閉規(guī)律。J7為組合式差動調壓室。

本文計算工況上游取正常蓄水位2 218.00 m，下游取正常尾水位1 994.34 m，3臺機組同時丟棄全部負荷。在保證差動孔當量面積不變的情況下[20]，對進出差動孔流量系數取不同的組合，研究其對蝸殼末端最大水錘壓力、最大轉速升高率以及調壓室涌浪水位的影響。

圖1 組合式差動調壓室

圖2 某電站引水發(fā)電系統(tǒng)平面布置圖

3 計算結果分析

為改善差動式調壓室的水力特性，需充分利用升管與大井之間的涌浪差動。而應用結構非對稱孔口，可以充分發(fā)揮上室作用，改善調壓室水力特性。所謂的結構非對稱孔口是指差動孔在靠近上室的一側做成平順的喇叭口形狀，而在靠近升管的一側做成銳緣突變型式，使得上室流入升管的流量系數φH大于升管流入上室的流量系數φC，從而使上室更為順暢的向升管補水，避免升管水位下降過低；同時在水位上升時能減少流入上室的流量，使升管水位加速上升。根據文獻[21]建議，本文在保證差動孔當量面積不變的情況下，初步擬定5組流量系數組合，其工況計算結果見表1。作為參照組，當調壓室采用阻抗式調壓室時，其工況計算結果見表2。不同流量系數組合下各機組蝸殼末端壓力過程線見圖4，不同流量系數組合下調壓室水位波動曲線見圖5。

圖3 某電站引水發(fā)電系統(tǒng)仿真圖

工況機組流量系數組合φHφC參數計算結果蝸殼壓力最大值/m最大轉速升高率/%涌浪第一、第二振幅/m1#機組253.1552.082232.9012#機組0.700.50251.8152.722191.013#機組251.3852.591#機組253.2052.112232.8922#機組0.750.55251.8952.732191.253#機組251.4452.591#機組253.1352.052232.8832#機組0.800.60251.8452.712191.573#機組251.4052.581#機組253.1452.052232.8842#機組0.850.65251.8452.712191.793#機組251.3552.571#機組253.1552.072232.8852#機組0.900.70251.9152.712191.943#機組 251.3952.58

注：上室內徑為11 m，連接管內徑為2.5 m，豎井內徑4 m ，差動孔當量內徑為1.382 m。

表2 工況計算結果(阻抗式調壓室)

注：阻抗孔直徑為1.1 m，調壓室底板高程為2 180 m，引水管道內徑為2.6 m。

由表1及圖4可知，在甩負荷時，不同的差動孔流量系數組合對調壓室涌浪的第一振幅及第二振幅影響不大；而對于蝸殼末端最大壓力值及機組最大轉速升高率略有影響，但影響較小。

由表1和2可知，當阻抗式調壓室調壓室直徑取7m時，其調壓室最高涌浪值與組合式差動調壓室最高涌浪值相當，且蝸殼壓力最大值和最大轉速升高率均滿足規(guī)范要求。此時，對比兩種調壓室尺寸，若采用阻抗式調壓室，經過驗算比較，其工程開挖量要明顯大于組合式差動調壓室。故采用組合式差動調壓室可明顯降低工程造價。

圖5綜合反映了組合式差動調壓室的工作特點。理想的差動式調壓室，應充分發(fā)揮上室和升管的作用。即在水位上升的過程中，升管水位迅速上升，同時有部分水流通過差動孔流入上室，上室水位隨即上升，但總落后于升管，上室與升管之間形成水位差，當升管停止溢流時，上室水位恰好到達升管頂部，最終上室與升管達到相同的最高水位；在水位下降的過程中，升管水位迅速下降，上室水位總高于升管，同時有部分水流通過差動孔流入升管，最終上室與升管達到相同的最低水位。

在丟棄負荷時，調壓室水位上升，從圖5可以看出,隨著φC值的增加，升管溢流時間逐漸縮短，上室水位上升速度逐漸加快。對于圖5(a)，在升管停止溢流時，上室水位仍未達到升管頂部，這是由于φC值過小，升管向上室內補水不足，在這種工作狀態(tài)下，上室的功能不能完全體現。在圖5(b)和5(c)中，當升管停止溢流時，上室水位恰好到達升管頂部，隨后上室與升管水位一同上升，并最終到達相同的最高水位。圖5(d)中，升管溢流時間由于φC值較大而大為縮短，而在圖5(e)中，φC值過大，由升管通過差動孔流入上室的水流過多，升管水位與上室水位在任意時刻幾乎都處于同一高程，升管不溢流，此時，調壓室相當于一個簡單的圓筒式調壓室，失去了升管限制水位上升的作用，不利于發(fā)揮差動式調壓室的工作性能。

圖4 不同流量系數組合下各機組蝸殼末端壓力過程線

圖5 不同流量系數組合下調壓室水位波動曲線

在增加負荷時，調壓室水位下降，從圖5可以看出，隨著φH值的增加，上室通過差動孔流入升管的水流越來越多,升管水位下降速度越來越緩慢。在圖5(a)和5(b)中，由于φH值過小，上室向升管內補水不足，升管水位在短時間內降低到上室底板以下高程，這樣會把空氣帶入壓力引水道，同時導致上室與升管間形成較大的水位差，過大的壓差對結構的穩(wěn)定不利。在圖5(c)、5(d)和5(e)中，升管水位首先下降，上室隨即向升管內補水，升管與上室間保持合理的水位差，兩者最終在上室底板之上達到相同水位。

綜合以上分析，φH=0.8和φC=0.6的流量系數組合，既能保證升管的溢流，發(fā)揮升管的作用，又能避免壓力引水道進氣，保證結構的穩(wěn)定性。

4 結 論

對于組合式差動調壓室，差動孔流量系數的不同組合，對調壓室的水力特性有著至關重要的影響。本文結合某長隧洞引水式電站工程實例，探討了差動孔流量系數組合的變化對調壓室工作性能以及有壓引水系統(tǒng)的影響，得出了以下結論：

(1)甩負荷時，在保證差動孔當量面積不變的情況下，不同的差動孔流量系數組合對蝸殼末端最大壓力以及最大機組轉速升高率影響不大，而隨著φH和φC的增加，調壓室的第一涌浪變化不大，而第二涌浪略有增大。

(2)甩負荷時，在調壓室水位上升的過程中，若φC取值過小，則升管停止溢流時，上室水位仍未達到升管頂部高程，此時上室的功能無法得到充分的利用；若φC取值過大，則升管水位上升速度緩慢，難以達到溢流條件甚至被上室淹沒，這樣一來升管限制水位上升的功能將無法體現，此時該組合式差動調壓室的工作狀態(tài)與簡單式調壓室無異；在水位下降的過程中，若φH取值過小，上室向升管內補水不充分，升管水位下降過快，升管與上室間形成較大的壓差，對結構穩(wěn)定性不利。綜合以上，選擇φH=0.8和φC=0.6的組合較為合理。