张　洋，杨建东，郭文成（武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉　430072）

设气垫式调压室的超长引水隧洞水电站大波动过渡过程探讨

张洋，杨建东，郭文成
（武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉430072）

超长引水隧洞水电站设置气垫式调压室可以有效抑制过渡过程中调压室涌浪振幅，但蜗壳压力的变化规律也因气垫式调压室的影响变得更为复杂。本文通过数值计算方法，分析了设气垫式调压室超长引水隧洞水电站大波动过渡过程中，导叶关闭时间、引水隧洞水流惯性、压力管道水流惯性及调压室参数等因素对蜗壳最大动水压力的影响；并与常规调压室进行对比，讨论了气垫式调压室对超长引水隧洞水电站甩负荷过渡过程中反射水击波特性的作用。结果表明：气垫式调压室对水击波的反射效果不如常规调压室，且气垫和涌浪压力之和最大值大于常规调压室最大水压力，更容易发生蜗壳最大动水压力，此压力由调压室压力极值决定、不受导叶关闭规律控制的影响。

水电站；超长引水隧洞；气垫式调压室；大波动过渡过程；蜗壳最大压力；水击波反射

0　前言

超长引水隧洞由于引水隧洞长、水流惯性大，在机组甩负荷过程中调压室涌浪振幅大、周期长、衰减慢。对于此类水电站，可采用气垫式调压室，利用气体动特性有效抑制调压室的涌浪振幅，降低调压室的设计高度。但是由于设置高压气垫，调压室内水位波动引起气体压力变化，对蜗壳最大动水压力影响很大。

前人在气垫式调压室过渡过程研究中，重点集中在调压室稳定断面积［5，6］、气垫调压室涌浪计算［7，12］以及气体多方指数［11，14］等方面的研究，而蜗壳压力是由气垫调压室内气体压力和调压室涌浪压力之和决定，前人未将气垫调压室内气体压力和调压室涌浪压力联合考虑，对蜗壳最大动水压力控制因素也未做深入探讨。本文将气垫调压室内气体压力和调压室涌浪压力相加做为气垫式调压室压力，分析气垫式调压室对超长引水隧洞大波动甩负荷过渡过程蜗壳最大动水压力的影响。

本文以某在建水电站为例，输水系统布置如图1所示。该水电站采用三机一洞尾导结合的布置方式，单机容量16MW，额定水头140m，额定流量13.3m3/s，引水隧洞直径4.5m，引水隧洞长度对应Twy值为12s，压力管道直径3m，压力管道长度对应Twt值为1s，三台机发电尾水位 3275m，气垫调压室初始气压P0=14.4atm，初始气垫高度10.8m，气体系数n=1.4，计算对应托马断面积671m2为调压室断面积。通过数值计算方法，对设气垫式调压室的超长引水隧洞水电站大波动甩负荷过渡过程中，蜗壳最大压力的控制因素进行了探讨，分析了引水隧洞水流惯性、压力管道水流惯性、调压室参数及导叶关闭规律等因素对蜗壳最大压力的影响；并与常规调压室进行对比，讨论了气垫式调压室对超长引水隧洞水电站甩负荷过渡过程中反射水击波特性的作用，为合理控制大波动蜗壳压力提供设计依据。

图1　某设气垫式调压室的超长引水隧洞水电站引水发电系统纵剖面图

1　蜗壳最大动水压力控制因素

本电站三台机组在额定水头甩全负荷过程中，蜗壳最大动水压力不随导叶有效关闭时间增加而改变。选取导叶有效关闭时间为12s时，蜗壳动水压力随时间变化曲线如图2（a）所示，由图可知，此时蜗壳最大动水压力由调压室涌浪与气体压力之和最大值决定，绘制调压室气体压力和涌浪压力随时间变化曲线图2（b）。由图2（b）可知，气体压力变化由调压室内涌浪变化引起，调压室涌浪压力和气体压力具有相同周期，极值发生时刻相同，可以将两者相加做为调压室压力计算。

为了探究气垫式调压室在额定水头甩全负荷过程中，蜗壳最大动水压力控制因素，本段着重从导叶有效关闭时间、引水隧洞水流惯性Twy值、压力管道水流惯性Twt值以及调压室体型参数四个方面进行探讨。

图2　蜗壳压力和调压室压力

1.1导叶关闭时间

引水隧洞水流惯性Twy值增加，水流惯性增大，调压室涌浪幅值增大，调压室压力极值随之增大。为了探求Twy值对蜗壳最大动水压力影响，以此水电站为模型，在保持其余参数不变情况下，选取了Twy值从1.5s（此时对应引水隧洞长度为820m）至24s（此时对应引水隧洞长度为13.13km），并对应计算不同Twy值下托马断面为气垫调压室断面积。在不同的Twy值，三台机组额定水头正常运行甩全负荷的工况条件下，选取导叶有效关闭时间在 8s～20s下，对应的蜗壳最大动水压力值如图3所示。

图3　Twy取不同值时，导叶关闭时间对蜗壳最大动水压力的影响

由图3可以看出：

（1）当Twy小于4s时，随着导叶有效关闭时间的增加，蜗壳最大动水压力先降低后保持不变。Twy=1.5s，当导叶有效关闭时间小于 14s，蜗壳最大动水压力值随导叶有效关闭时间增加而降低；导叶有效关闭时间大于14s，随着导叶有效关闭时间增加，蜗壳最大动水压力值保持不变。分别选取导叶有效关闭时间为8s、14s、16s，绘制蜗壳动水压力随时间变化情况如图 4（a）（b）（c）所示。图中导叶有效关闭时间为8s时，由于导叶关闭速度快，水击压力极值很大，此时水击压力对蜗壳最大动水压力起决定作用。随着导叶有效关闭时间增加，蜗壳最大动水压力随着水击压力极值减小而降低。当导叶有效关闭时间为 14s时，如图4（b）所示，水击压力极值与调压室压力极值大小相等。导叶有效关闭时间为16s时，调压室压力极值取代水击压力，成为蜗壳最大动水压力值控制因素。将导叶有效关闭时间14s定义为Twy=1.5s下导叶极限关闭时间。对比Twy=1.5s和Twy=2s可知，引水隧洞长度越短，导叶极限关闭时间越大。

图4　蜗壳动水压力随时间变化过程

（2）在Twy值大于4s，蜗壳最大动水压力极值不随导叶有效关闭时间增加而变化。绘制Twy=4s，导叶有效关闭时间为 8s，蜗壳动水压力随时间变化情况如图4（d）。随着Twy值增加，调压室压力极值增大，此时蜗壳最大动水压力完全由调压室涌浪极值决定，并随Twy增加而升高。

1.2引水系统水流惯性

随着压力管道长度对应Twt值变大，压力管道长度增加，调压室至蜗壳距离增大。对于常规水电站，调压室距离机组越近，越利于水击压力的控制，但是对于超长引水隧洞气垫式调压室，蜗壳动水压力易受调压室涌浪影响较大，因此增大Twt值，可以适当降低调压室涌浪，对限制蜗壳最大动水压力有利。以此电站为模型，在保证引水隧洞、调压室体型等其他参数不变前提下，取压力管道对应Twt为0.3s～3.5s。Twy小于 4s，出现临界导叶关闭时间，蜗壳最大动水压力控制因素由水击压力过渡到调压室压力；Twy值大于4s时蜗壳最大动水压力由调压室压力极值决定。因此，分别选取Twy值分别为1.5s、4s、12s，导叶关闭时间分别为8s、14s、20s绘制图5进行分析。

分析图5可知：

（1）随着 Twt值增加，蜗壳最大动水压力开始变化不大，但是当Twt增加到某一临界值时，由于受到水击压力影响蜗壳最大动水压力迅速增加。导叶有效关闭时间越长，水击压力极值越小，对蜗壳最大动水压力影响效果降低。因此导叶有效关闭时间的越长，Twt临界值越大。

图5　引水系统水流惯性对蜗壳最大动水压力影响

（2）对比图5（b）、（c）看出，Twt临界值随着Twy值增加而增大。这是因为随着Twy值增加，调压室涌浪极值增加、调压室压力增大，水击压力需要上升更大值才能平衡与调压室压力差值，Twt临界值随 Twy增加而增大。对于设气垫式调压室超长隧洞水电站，在常规导叶关闭时间为 12s时，压力管道水流惯性Twt临界值大于2s。

1.3调压室体型参数

1.3.1阻抗孔面积

增加阻抗孔面积一定程度上会减小导叶关闭引起的水击压力，另一方面也会增加调压室涌浪值。以本电站布置为模型，在其他参数保持不变的情况下，阻抗孔面积修改为占压力管道面积15%～35%，对于超长引水隧洞，选择 Twy=12s、16s、20s，导叶有效关闭时间8s、12s、20s，如图6所示。

由图6（a）可知，Twy=12s时，当阻抗孔面积取15%，阻抗孔面积很小，不能有效反射水击波，此时蜗壳最大动水压力由水击压力极值决定，导叶8s关闭时蜗壳最大动水压力和导叶 20s关闭时蜗壳最大动水压力差值很大。随着阻抗孔面积增加，最大动水压力差值缩小，当阻抗孔面积取压力管道面积 35%时，差值为零，此时蜗壳动水压力及调压室压力随时间变化关系如图6（d），由图可知，此时蜗壳最大动水压力由调压室涌浪极值决定。

由图6（b）、6（c）当Twy值为16s、20s，随着阻抗孔面积从 15%逐渐增加，水击压力极值下降，调压室压力值上升，蜗壳最大动水压力由水击压力极值决定，随阻抗孔面积增大减小；当蜗壳最大动水压力由调压室涌浪极值决定，随着阻抗孔面积增加，调压室压力增大，蜗壳最大动水压力随之增大。将蜗壳最大动水压力发生转折处的阻抗孔面积作为气垫式调压室临界阻抗孔面积，对比图 6（a）、6（b）、6（c）可以看出，临界阻抗孔面积随着Twy值增加逐渐缩小，对于设气垫式调压室超长引水隧洞水电站，阻抗孔面积选择应小于20%。

图6　阻抗孔对蜗壳最大动水压力影响

1.3.2气室常数C0

气垫式调压室的气室常数C0是指气室参数p0、l0的乘积，p0为初始充气压力，l0为初始气室高度。采用等气室常数C0控制方案，综合考虑了水位、气压调节变化范围，假定在任意稳定发电运行状态之间气室内气体的变化过程符合等温条件，并假定气体无泄漏，气垫调压室会按照C0为常数规律适应不同运行工况。

图7　气室常数C0对蜗壳最大动水压力影响

在保证调压室断面积不变的前提下，增大气室常数C0有两种方式。

（1）增大调压室内初始气压，随着调压室内初始气压 p0增大，调压室初始水位降低，调压室顶部高程不变，气垫高度l0增加，如图7（a）所示气室常数C0=p0l0。随着C0值增大，调压室压力极值降低，蜗壳最大动水压力等均逐渐降低，水位变化和波动周期逐渐增大。为了降低蜗壳最大动水压力，C0值选取应尽可能大。但是随着初始压力升高，调压室最低涌浪值逐渐降低，气垫调压室内最小水深不能满足安全水深限制，因此需要在满足安全水深前提下，C0取值尽可能增大。该电站现行方案下，C0取值为1620。

（2）保持气垫调压室初始气压不变，增大气垫高度。图7（b）可以看出，随着气室常数增加，蜗壳最大动水压力值降低。由于空气动理论，增加了气垫高度即增加气体体积，当调压室涌浪达到极值时，气体压缩率降低，室内气体最大压力降低，从而降低了蜗壳最大动水压力。由于仅仅改变气垫高度，调压室内初始水位不变，相比增加初始气压值更能满足安全水深的要求，气室常数C0可以取更大值，更能有效降低蜗壳最大动水压力。但是增加气垫高度意味着增加调压室高度，增大了开挖和混凝土用量，经济投入更高。

2　调压室反射水击波特性

气垫式调压室与常规调压室对比：

选取本电站现行方案下，气垫式调压室初始气压为14.4atm，气室常数C0为1620，压力管道Twt值、调压室体型参数保持不变，三台机组甩全负荷工况下，分别选取Twy=1.5s、4s、20s，此时蜗壳最大动水压力控制因素由水击压力过渡到调压室涌浪，对比相同参数下常规调压室压力如图8所示。

图8　气垫式调压室与常规调压室压力对比

由图中可以看出，气垫式调压室压力大于常规调压室，气垫式调压室相比常规调压室更容易出现蜗壳最大动水压力受调压室压力极值决定的情况。且Twy值越大，气垫调压室压力和常规调压室压力极值差值越大。

同时，为了对比气垫式调压室与常规调压室对超长引隧洞反射水击波反射性能，选取Twy=20s，导叶有效关闭时间 8s，水击压力随时间的变化情况如图8（d）所示。由图可知，由于水击压力极值出现时刻很早，此时调压室未来得及做出反应，气垫式调压室和常规调压室水击压力极值大小相同。在水击波衰减过程中，常规调压室水击压力在压力为0的范围波动振幅小于气垫式调压室，即气垫式调压室对水击波的反射不如常规调压室，刘德有等在《气垫调压室研究进展》［7］亦在此方面提出过相关探讨。

由于本电站是额定水头140m的中水头水电站，为了验证此结果，选取低水头贯流式古城水电站和超长引水隧道高水头锦屏二级水电站为模型，分别将其电站调压室模型修改为气垫式调压室，对比调压室压力、蜗壳动水压力及水击压力随时间变化情况如图8（e）、8（f）、8（g）、8（h）所示，仍得到相同结论。特别对于锦屏二级水电站，设常规调压室，蜗壳最大动水压力已经由调压室涌浪极值决定，若将调压室修改为气垫式，蜗壳最大动水压力值增加，且不随导叶有效关闭时间增加变化。对于超长引水隧洞水电站，设置气垫式调压室需要选择更好的调压室体型参数降低调压室压力。常规调压室可近似看成初始气垫压力1atm 气垫高度无穷大，C0=∞的特殊气垫式调压室，因此即使降低气垫式调压室压力也只能无限趋近于常规调压室。

3　结论

气垫式调压室由于设置高压气垫，调压室内水位波动引起高压气体的压缩，气垫式调压室的大波动甩负荷过渡过程中：

（1）在引水隧洞长度逐渐增加过程中，水击压力对蜗壳最大动水压力影响逐渐降低，蜗壳最大动水压力控制因素由水击压力过渡到调压室压力极值，出现临界导叶关闭时间、临界Twt值和临界阻抗孔面积。增大气室常数C0能减小调压室压力极值，当蜗壳最大动水压力由调压室压力极值控制，在满足安全运行情况下，增大C0可以降低蜗壳最大动水压力。

（2）与常规调压室水电站对比，气垫式调压室对水击波反射不如常规调压室且气垫式调压室压力极值大于常规调压室。对于超长引水隧洞水电站，若设常规调压室，蜗壳最大动水压力已经由调压室涌浪极值决定，此时将常规调压室改为气垫式调压室，虽然调压室涌浪振幅降低，但是蜗壳最大动水压力值升高，且仍不受导叶关闭规律控制。因此对于设气垫式调压室超长引水隧洞水电站，需要更合适的调压室体型降低调压室压力极值。

［1］付亮， 杨建东， 王建伟. 超长引水隧洞水电站大波动过渡过程特殊问题［J］. 中国农村水利水电，2006， （9）： 112-114.

［2］郭文成， 杨建东， 杨威嘉. 水电站水机电联合过渡过程模型试验相似律的研究［J］. 大电机技术，2014， （1）： 48-51.

［3］张新春， 杨建东， 郭文成， 王炳豹. 抽水蓄能电站尾水系统布置对相继甩负荷工况尾水管进口最小压力的影响［J］. 大电机技术， 2014， （3）： 57-61.

［4］郭文成， 杨建东， 陈一明， 单新健. 考虑压力管道水流惯性和调速器特性的调压室临界稳定断面研究［J］.水力发电学报， 2014， 33（2）： 171-178.

［5］张健， 索丽生， 刘德有. 从阻抗试验值推求气垫调压室稳定断面［J］. 水电能源科学， 2000， 18（3）：38-40.

［6］Wencheng Guo， Jiandong Yang， Jieping Chen， Yi Teng. Study on the stability of waterpower-speed control system for hydropower station with air cushion surge chamber. 27th IAHR Symposium on Hydraulic Machinery and Systems. September 22-26， 2014. Montreal， Canada.

［7］刘德有， 张健， 索丽生. 气垫调压室研究进展［J］.水电能源科学， 2000， 18（4）： 1-5.

［8］张健， 索丽生， 刘德有. 气垫调压室涌浪幅值解析计算［J］. 水力发电学报， 2001， （1）： 19-24.

［9］Svee R. Surge Tank with Enclosed Compressed Air Cushion［A］. Proceedings of the First International Conference on Pressure Surges［ C］. Canterbury，England， 1972.

［10］ Chaudry M. H.， etc. Analysis on Closed Surge Chamber Stability［J］. Journal of fluidengineering，vol.7， 1985.

［11］ Gu Zhaoqi， LI Xingxing， Guo Jun. Experiences in norwegian hydropower［M］. Norway： Tapir Publisher， 1985. 56-82.

［12］ 欧传奇， 刘德有， 陈广志. 气垫式调压室气体多变指数合理取值分析［J］. 人民长江， 2009， （19）：21-23.

［13］ 沈孟玲， 刘华， 陈家远. 气垫式调压室参数选择及涌波计算［J］. 四川水力发电， 1997， 16（2）：62-65.

［14］ 陈家远. 设有气垫式调压室的水电站引水道非恒定流计算方法［J］. 四川水力发电， 1986， （2）：3-13.

［15］ 葛静， 鞠小明， 陈祥荣， 何靖. 气垫式调压室气室常数和多方指数的影响规律分析［J］. 水利水电施工， 2008， （109）： 38-40.

［16］ 华富刚. 气垫式调压室设计中的主要问题研究［J］.水利科技与经济， 2006， 12（4）： 221-226.

张洋（1991-）武汉大学水利水电学院，水资源与水电工程科学国家重点实验室，硕士研究生，主要从事水电站过渡过程与控制的研究。

审稿人：刘万江

Discussion on Large Oscillation Transient Process of Hydropower Station with Long-Distance Diversion Tunnel of Air- Cushion Surge Chamber

ZHANG Yang， YANG Jiandong， GUO Wencheng
（State Key Laboratory of Water Resources and Hydropower Engineering Science， Wuhan University， Wuhan 430072， China）

Air-cushion surge chamber can effectively suppresse the highest surge of hydropower station with long-distance diversion tunnel，but the changes of dynamic pressure in spiral case become more complex due to the influence of air- cushion surge chamber. This paper analyzes large oscillation transient process of hydropower station with long-distance diversion tunnel of air- cushion surge chambe by the effects of wicket closure time， water inertial time constant of diversion tunnel， water inertial time constant of pressure pipeline and parameter choice of air-cushion surge chamber on the maximum dynamic pressure in spiral case. This paper also compares the hammer wave reflection of air-cushion surge chamber with common surge chamber in hydropower station with long-distance diversion tunnel. The results of numerical calculation indicate that hammer wave reflection of air-cushion surge chamber is inferior to common surge chamber. And maximum pressure of gas and surge in air-cushion surge chamber is lager. Therefor，maximum dynamic pressure in spiral case is more likely controlled by maximum pressure of air-cushion surge chamber other than wicket closure rule.

hydropower station； long-distance diversion tunnel； air-cushion surge chamber； large oscillation transient process； maximum dynamic pressure in spiral case； hammer wave reflection

TV732， TK730

A

1000-3983（2016）04-0042-07

国家自然科学基金项目（51379158）；国家留学基金委公派留学基金资助

2015-06-24