低水頭大流量長尾水隧洞調壓室結構布置優化設計

陳念輝，王東鋒，高 悅

（中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州，311122）

1 項目概況

某水電項目位于烏干達吉奧加尼羅河左岸，安裝6臺單機容量100 MW的豎軸混流式水輪機組，設計年發電量43.09億kWh。機組額定水頭59.83 m，單機流量188 m3/s。樞紐建筑物有攔河閘壩、引水隧洞、地下廠房、尾水隧洞及尾水調壓室等。項目2009年完成前期規劃、項目建議書和可研設計，2011年對施工圖設計階段以EPC模式進行國際公開招標。

該水電站6臺機滿發額定流量1 098 m3/s，單條尾水隧洞長約8.3 km，屬典型的低水頭、大流量、長尾水隧洞的電站。按托馬臨界斷面積計算時，調壓室斷面積達2 702.52 m2，尾水調壓室設計是工程關鍵技術難點之一，因此投標設計階段對尾水調壓室布置方案進行了充分研究，提出優化改進方案。

2 尾水調壓室招標設計方案

2.1 原結構設計方案

本工程引水隧洞共6條，單洞長約379.18 m；尾水支洞共6條，直徑7.7 m，單洞長約276.81 m，并在每條尾水支洞上各設置一扇檢修閘門，閘門槽位于主變洞底板以下；尾水主洞共2條，三機一洞，直徑12.5 m，單洞長約8 300 m長。

尾水支洞與主洞之間設置尾水調壓室，為通倉布置的長廊式結構。尾水調壓室位于主變洞下游約225 m，圍巖為花崗片麻巖，以Ⅲ~Ⅱ類圍巖為主，洞室開挖尺寸為200 m×20 m×29 m（長×寬×高），底板高程943.00 m，頂拱高程972.00 m，上覆巖體厚度約35 m。此外，在調壓室底部設置3條調壓隧洞，類似于下室結構，用于解決最低涌浪問題，調壓隧洞平行于尾水隧洞布置，中心間距40.5 m。每條調壓隧洞長2 000 m，洞徑12 m，底板高程943.00 m，縱坡為0。調壓隧洞沿線每隔500 m設置DN300通氣孔至地表。尾水調壓室原結構設計方案詳見圖1。

圖1 尾水調壓室招標設計方案Fig.1 Design scheme of the tailrace surge chamber in the bidding documents

2.2 存在問題分析

原設計方案總體上符合低水頭、大流量、長尾水工程尾水調壓室選型及布置的一般認識，但通過初步分析，發現存在如下問題：

（1）原方案6條尾水支洞共用一個長廊調壓室，且調壓室為通倉布置，即6臺機組為一個水力單元，這對機組運行穩定干擾影響較大，且檢修不便。若某一條尾水隧洞放空檢修，則6臺機組需全部停機，從經濟效益來講，對發電利用小時數高的工程影響較大。此外，從施工工期來看，必須待6扇尾水檢修閘門全部施工完畢并下閘擋水后，才能進行首臺機組的充水發電，不利于提高首臺機組發電的工期保證率。

（2）分析招標文件，當6臺機同時甩負荷時，尾調最低涌浪值僅高于尾水支管及尾水隧洞洞頂以上1.05 m的水深，不滿足規范中不小于2 m的要求，安全裕度不夠。當發生最低涌浪時，尾水支洞與尾水主洞都存在進氣的可能性，這是尾水管道設計所不允許的。

（3）原方案設計的3條調壓隧洞，類似于調壓室的下室結構，其主要目的是抑制尾水調壓室最低涌浪，防止調壓室底板拉空而導致空氣進入尾水隧洞。若僅從水力過渡過程計算來看，原方案的布置方式基本可行。但根據調壓室設計規范要求，下室底板坡度不小于1%，洞頂坡度不小于1.5%，而該方案調壓隧洞底板、洞頂的縱坡均為0，且單條調壓隧洞長度達2 000 m，在發生水位波動的情況下，調壓隧洞內存在水流不暢的可能性，且遠離調壓室的洞段存在來不及補水或回流發生斷流等情況，其作為調壓室下室的功能得不到充分發揮，因此需研究縮短調壓隧洞長度的可能性。

3 尾水調壓室優化設計

為解決、改善尾水調壓室原設計方案存在問題和不利影響，投標文件編制階段對尾水調壓室的結構布置方案進行優化設計，主要包括進一步復核尾水調壓室穩定斷面及涌浪高度，將通倉調壓室分隔為兩個獨立的水力單元，大幅縮短調壓隧洞長度，并將尾水檢修閘門調整為與尾水調壓室結合布置。

3.1 尾水調壓室設置判別

根據投標階段對工程樞紐布局的總體優化，進行尾水調壓室設置條件的判別計算，以尾水管內不產生液柱分離（即尾水管內最大真空度不大于8 m水頭）為前提，按照規范公式計算，當壓力尾水道及尾水管總長度Lw>435 m，則需要設置尾水調壓室。本工程尾水系統總長約8.4 km，遠大于該臨界值，因此需要設置尾水調壓室。

另根據國外水電站工程的設計經驗，設置下游調壓室的判別條件為尾水系統的∑LV＞1 800 m2/s。本工程尾水隧洞平均流速約3.2 m/s，因此∑LV值約26 880 m2/s，遠大于臨界值，需設置尾水調壓室。

3.2 尾水調壓室托馬穩定斷面

調壓室水位波動時，一般均采用托馬（Thomas）準則對調壓室所需穩定斷面面積進行計算，確保小波動穩定。若小波動穩定性得不到保證，則大波動必然不能衰減、收斂。根據規范要求按孤立電站運行，采用托馬公式進行小波動穩定性計算。

當拆分為兩個獨立的調壓室時，托馬穩定面積F計算值為2 529 m2，最終取值應結合尾水調壓室結構布置、涌浪計算、小波動穩定等確定，且不應小于計算穩定斷面值。投標階段經多方案試算和比選，尾水調壓室穩定斷面取2 848 m2，以將調壓室長度及跨度、最高及最低涌浪控制在較合適范圍內。

3.3 拆分為兩個獨立調壓室

維持簡單式調壓室結構型式，借鑒類似工程經驗，將原方案的單個長廊調壓室拆分為兩個相互獨立的調壓室，即將6臺機組分為兩個水力單元，這也符合大斷面、長尾水隧洞工程的一般洞機組合方案，機組運行維護條件得到極大改善。圍巖穩定條件較好，調壓室仍采用長廊結構，橫斷面為城門洞型，邊墻設置40 cm厚鋼筋混凝土薄襯砌結構。

此外，由于下游尾水位較低，而機組安裝高程較高（吸出高度-23 m），水力過渡過程計算表明，原方案機組尾水管進口最小壓力不滿足要求。因此在分析進廠交通洞縱坡可行的前提下，將機組安裝高程降低15 m，以達到減小尾水管進口負壓的目的。同時將原上翹的尾水肘管改為水平布置，則尾水調壓室與尾水支洞末端交叉處底板（長度65.1 m）高程可降低約20 m，而尾水調壓室長廊洞室端部的底板（長度79.9 m）高程設置則考慮功能及工程投資，僅需降低6 m，既能滿足底板高程略低于最低涌浪的要求，同時也減少石方開挖約4.7萬m3。

經上述初步調整及托馬穩定斷面計算，結合尾水調壓室結構布置、涌浪計算等多方案比選，最終將單個調壓室跨度由20 m加至21 m，長度145 m，高度42.5~63 m，兩個調壓室間預留21.4 m寬巖梗，巖梗上方兩個調壓室連通，與調壓室交通洞連接。尾水調壓室優化設計方案詳見圖2。

圖2 尾水調壓室優化設計方案Fig.2 Optimized design scheme of the tailrace surge chamber

3.4 調壓隧洞設計優化

據前文分析，原設計調壓隧洞結構存在的水力學問題，需研究采用合理措施來替代調壓隧洞功能。因此，投標階段考慮將原設計的3條單長各2 000 m的調壓隧洞調整為僅布置2條各50 m長的調壓隧洞，其底板高程與長廊兩端底板高程相同。作為優化后的下室結構，底板縱坡1%，頂板縱坡1.5%，可形成較好的水體和氣體流通條件。經過渡過程計算，尾水調壓室最低涌浪及尾水管負壓均滿足要求，且大大降低了工程投資，經濟性優勢明顯。

3.5 尾水檢修閘門布置調整

原方案將尾水檢修閘門結合主變洞一起布置，該布置方式有工程實例，雖可取消單設尾閘洞室，但加大了主變洞的跨度規模，且因采用封閉結構的液壓閘門，自身的檢修條件也受到限制，需6臺機組全部停機才能進行檢修。因此，參考類似工程經驗，將尾水檢修閘門全部移到尾水調壓室內，即沿尾調室上游邊墻設置混凝土門槽結構，閘門檢修平臺高程則按高于2臺機運行發生事故甩負荷的最高涌浪進行設置，既保證各扇閘門的檢修條件，也合理控制了檢修平臺高程，避免調壓室高度增加。

3.6 尾水調壓室優化后涌浪極值

尾水調壓室結構布置方案優化后，經過渡過程計算，尾水管進口最小壓力、尾水調壓室最高及最低涌浪出現在同一工況，即上游最高發電水位1 030.00 m、下游平均水位960.00 m，2臺機正常運行，第3臺機開機增至滿負荷時，在最不利時間點，3臺機同時發生事故甩負荷。尾水管進口最小壓力值為1.89 m，滿足真空度的控制要求，且有較大裕度；尾水調壓室最高涌浪975.70 m，最低涌浪938.05 m，優化調整后的尾水調壓室涌浪滿足要求。尾水調壓室優化后涌浪及尾水管壓力極值計算值詳見圖3和圖4。

圖3 尾水調壓室涌浪Fig.3 Surge in the tailrace chamber

圖4 尾水管進口壓力Fig.4 Pressure at the inlet of the draft tube

4 結語

本項目EPC投標階段，通過對原設計方案的認真研究，以及對工程布置特點、關鍵技術難點的總體把握，針對低水頭、大流量、長尾水隧洞調壓室開展了復核和優化工作。該尾水調壓室屬于大型簡單式調壓室，且采用大跨度的長廊式結構，從洞室穩定、結構設計、水力條件及運行穩定等方面，均存在較大的技術難度。由于投標階段周期短，且基礎資料有限，投標提出的優化方案還有待在實施階段進一步開展深化工作。