陈念辉，王东锋，高 悦
（中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州，311122）
某水电项目位于乌干达吉奥加尼罗河左岸，安装6台单机容量100 MW的竖轴混流式水轮机组，设计年发电量43.09亿kWh。机组额定水头59.83 m，单机流量188 m3/s。枢纽建筑物有拦河闸坝、引水隧洞、地下厂房、尾水隧洞及尾水调压室等。项目2009年完成前期规划、项目建议书和可研设计，2011年对施工图设计阶段以EPC模式进行国际公开招标。
该水电站6台机满发额定流量1 098 m3/s，单条尾水隧洞长约8.3 km，属典型的低水头、大流量、长尾水隧洞的电站。按托马临界断面积计算时，调压室断面积达2 702.52 m2，尾水调压室设计是工程关键技术难点之一，因此投标设计阶段对尾水调压室布置方案进行了充分研究，提出优化改进方案。
2.1 原结构设计方案
本工程引水隧洞共6条，单洞长约379.18 m；
尾水支洞共6条，直径7.7 m，单洞长约276.81 m，并在每条尾水支洞上各设置一扇检修闸门，闸门槽位于主变洞底板以下；
尾水主洞共2条，三机一洞，直径12.5 m，单洞长约8 300 m长。
尾水支洞与主洞之间设置尾水调压室，为通仓布置的长廊式结构。尾水调压室位于主变洞下游约225 m，围岩为花岗片麻岩，以Ⅲ~Ⅱ类围岩为主，洞室开挖尺寸为200 m×20 m×29 m（长×宽×高），底板高程943.00 m，顶拱高程972.00 m，上覆岩体厚度约35 m。此外，在调压室底部设置3条调压隧洞，类似于下室结构，用于解决最低涌浪问题，调压隧洞平行于尾水隧洞布置，中心间距40.5 m。每条调压隧洞长2 000 m，洞径12 m，底板高程943.00 m，纵坡为0。调压隧洞沿线每隔500 m设置DN300通气孔至地表。尾水调压室原结构设计方案详见图1。
图1 尾水调压室招标设计方案Fig.1 Design scheme of the tailrace surge chamber in the bidding documents
2.2 存在问题分析
原设计方案总体上符合低水头、大流量、长尾水工程尾水调压室选型及布置的一般认识，但通过初步分析，发现存在如下问题：
（1）原方案6条尾水支洞共用一个长廊调压室，且调压室为通仓布置，即6台机组为一个水力单元，这对机组运行稳定干扰影响较大，且检修不便。若某一条尾水隧洞放空检修，则6台机组需全部停机，从经济效益来讲，对发电利用小时数高的工程影响较大。此外，从施工工期来看，必须待6扇尾水检修闸门全部施工完毕并下闸挡水后，才能进行首台机组的充水发电，不利于提高首台机组发电的工期保证率。
（2）分析招标文件，当6台机同时甩负荷时，尾调最低涌浪值仅高于尾水支管及尾水隧洞洞顶以上1.05 m的水深，不满足规范中不小于2 m的要求，安全裕度不够。当发生最低涌浪时，尾水支洞与尾水主洞都存在进气的可能性，这是尾水管道设计所不允许的。
（3）原方案设计的3条调压隧洞，类似于调压室的下室结构，其主要目的是抑制尾水调压室最低涌浪，防止调压室底板拉空而导致空气进入尾水隧洞。若仅从水力过渡过程计算来看，原方案的布置方式基本可行。但根据调压室设计规范要求，下室底板坡度不小于1%，洞顶坡度不小于1.5%，而该方案调压隧洞底板、洞顶的纵坡均为0，且单条调压隧洞长度达2 000 m，在发生水位波动的情况下，调压隧洞内存在水流不畅的可能性，且远离调压室的洞段存在来不及补水或回流发生断流等情况，其作为调压室下室的功能得不到充分发挥，因此需研究缩短调压隧洞长度的可能性。
为解决、改善尾水调压室原设计方案存在问题和不利影响，投标文件编制阶段对尾水调压室的结构布置方案进行优化设计，主要包括进一步复核尾水调压室稳定断面及涌浪高度，将通仓调压室分隔为两个独立的水力单元，大幅缩短调压隧洞长度，并将尾水检修闸门调整为与尾水调压室结合布置。
3.1 尾水调压室设置判别
根据投标阶段对工程枢纽布局的总体优化，进行尾水调压室设置条件的判别计算，以尾水管内不产生液柱分离（即尾水管内最大真空度不大于8 m水头）为前提，按照规范公式计算，当压力尾水道及尾水管总长度Lw>435 m，则需要设置尾水调压室。本工程尾水系统总长约8.4 km，远大于该临界值，因此需要设置尾水调压室。
另根据国外水电站工程的设计经验，设置下游调压室的判别条件为尾水系统的∑LV＞1 800 m2/s。本工程尾水隧洞平均流速约3.2 m/s，因此∑LV值约26 880 m2/s，远大于临界值，需设置尾水调压室。
3.2 尾水调压室托马稳定断面
调压室水位波动时，一般均采用托马（Thomas）准则对调压室所需稳定断面面积进行计算，确保小波动稳定。若小波动稳定性得不到保证，则大波动必然不能衰减、收敛。根据规范要求按孤立电站运行，采用托马公式进行小波动稳定性计算。
当拆分为两个独立的调压室时，托马稳定面积F计算值为2 529 m2，最终取值应结合尾水调压室结构布置、涌浪计算、小波动稳定等确定，且不应小于计算稳定断面值。投标阶段经多方案试算和比选，尾水调压室稳定断面取2 848 m2，以将调压室长度及跨度、最高及最低涌浪控制在较合适范围内。
3.3 拆分为两个独立调压室
维持简单式调压室结构型式，借鉴类似工程经验，将原方案的单个长廊调压室拆分为两个相互独立的调压室，即将6台机组分为两个水力单元，这也符合大断面、长尾水隧洞工程的一般洞机组合方案，机组运行维护条件得到极大改善。围岩稳定条件较好，调压室仍采用长廊结构，横断面为城门洞型，边墙设置40 cm厚钢筋混凝土薄衬砌结构。
此外，由于下游尾水位较低，而机组安装高程较高（吸出高度-23 m），水力过渡过程计算表明，原方案机组尾水管进口最小压力不满足要求。因此在分析进厂交通洞纵坡可行的前提下，将机组安装高程降低15 m，以达到减小尾水管进口负压的目的。同时将原上翘的尾水肘管改为水平布置，则尾水调压室与尾水支洞末端交叉处底板（长度65.1 m）高程可降低约20 m，而尾水调压室长廊洞室端部的底板（长度79.9 m）高程设置则考虑功能及工程投资，仅需降低6 m，既能满足底板高程略低于最低涌浪的要求，同时也减少石方开挖约4.7万m3。
经上述初步调整及托马稳定断面计算，结合尾水调压室结构布置、涌浪计算等多方案比选，最终将单个调压室跨度由20 m加至21 m，长度145 m，高度42.5~63 m，两个调压室间预留21.4 m宽岩梗，岩梗上方两个调压室连通，与调压室交通洞连接。尾水调压室优化设计方案详见图2。
图2 尾水调压室优化设计方案Fig.2 Optimized design scheme of the tailrace surge chamber
3.4 调压隧洞设计优化
据前文分析，原设计调压隧洞结构存在的水力学问题，需研究采用合理措施来替代调压隧洞功能。因此，投标阶段考虑将原设计的3条单长各2 000 m的调压隧洞调整为仅布置2条各50 m长的调压隧洞，其底板高程与长廊两端底板高程相同。作为优化后的下室结构，底板纵坡1%，顶板纵坡1.5%，可形成较好的水体和气体流通条件。经过渡过程计算，尾水调压室最低涌浪及尾水管负压均满足要求，且大大降低了工程投资，经济性优势明显。
3.5 尾水检修闸门布置调整
原方案将尾水检修闸门结合主变洞一起布置，该布置方式有工程实例，虽可取消单设尾闸洞室，但加大了主变洞的跨度规模，且因采用封闭结构的液压闸门，自身的检修条件也受到限制，需6台机组全部停机才能进行检修。因此，参考类似工程经验，将尾水检修闸门全部移到尾水调压室内，即沿尾调室上游边墙设置混凝土门槽结构，闸门检修平台高程则按高于2台机运行发生事故甩负荷的最高涌浪进行设置，既保证各扇闸门的检修条件，也合理控制了检修平台高程，避免调压室高度增加。
3.6 尾水调压室优化后涌浪极值
尾水调压室结构布置方案优化后，经过渡过程计算，尾水管进口最小压力、尾水调压室最高及最低涌浪出现在同一工况，即上游最高发电水位1 030.00 m、下游平均水位960.00 m，2台机正常运行，第3台机开机增至满负荷时，在最不利时间点，3台机同时发生事故甩负荷。尾水管进口最小压力值为1.89 m，满足真空度的控制要求，且有较大裕度；
尾水调压室最高涌浪975.70 m，最低涌浪938.05 m，优化调整后的尾水调压室涌浪满足要求。尾水调压室优化后涌浪及尾水管压力极值计算值详见图3和图4。
图3 尾水调压室涌浪Fig.3 Surge in the tailrace chamber
图4 尾水管进口压力Fig.4 Pressure at the inlet of the draft tube
本项目EPC投标阶段，通过对原设计方案的认真研究，以及对工程布置特点、关键技术难点的总体把握，针对低水头、大流量、长尾水隧洞调压室开展了复核和优化工作。该尾水调压室属于大型简单式调压室，且采用大跨度的长廊式结构，从洞室稳定、结构设计、水力条件及运行稳定等方面，均存在较大的技术难度。由于投标阶段周期短，且基础资料有限，投标提出的优化方案还有待在实施阶段进一步开展深化工作。
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