摘要：為確保水電站安全運行， 開展水電站水力過渡過程計算分析至關重要． 采用特征線法建立水力瞬變模型， 分析了有壓引水系統(tǒng)水壓、 調壓井水位、 導葉開度、 機組轉速的水力過渡過程． 研究結果表明： ① 3臺機組同時在甩負荷條件下， 機組飛逸轉速升高率最大為0.40， 蝸殼水壓升高率最大為0.28； 機組最大飛逸轉速發(fā)生在水庫死水位工況， 蝸殼最大水頭為99.5 m， 調壓井最高水位為1 116.3 m， 發(fā)生在水庫校核洪水位． ② 3臺機組同時從空載增至滿負荷， 蝸殼水壓降低率大于-0.19， 蝸殼最小水頭為57.2 m， 調壓井最低水位為1 076.3 m； 水輪機上游引水系統(tǒng)中最小水頭均大于15 m， 調壓井最低水位高于隧洞頂7 m以上， 不會將空氣帶入隧洞和壓力鋼管中． ③ 水輪機導葉關閉及開啟情況下， 機組飛逸轉速、 管道水壓、 調壓井水位波動均滿足設計規(guī)范要求．

關 鍵 詞：水電站； 特征線法； 瞬變模型； 水力過渡； 調壓井

中圖分類號：

TV732.5

文獻標志碼：A

文章編號：16739868（2024）07016410

Study on Hydraulic Transient Process of Hydropower Station

HONG Zhenguo， PAN Zhonghua， LI Jianwei

Yunnan Institute of Water amp; Hydropower Engineering Investigation， Design and Research， Kunming 65002 China

Abstract： In order to ensure the safe operation of hydropower station， it is necessary to carry out calculation and analysis of the hydraulic transition process of hydropower station． The characteristic line method was used to establish a hydraulic transient model， analyzing the hydraulic transition process of the water pressure in pressurized water diversion system， the water level of the surge shaft， the opening of the guide vanes， and the unit speed． The results show that： ① Under the condition of simultaneous load shedding of three units， the max runaway speed increase rate of the unit is 0.40， and the max water pressure increase rate of the volute is 0.28． The maximum runaway speed of the unit occurs at the dead water level of the reservoir， with the maximum water head of the volute being 99.5 m， and the highest water level of the surge shaft being 1 116.3 m， which occurs at the check flood level of the reservoir． ② Under the condition of three units simultaneously increasing from no-load to full load， the reduction rate of water pressure in the volute is more than -0.19， the minimum water head of the volute is 57.2 m， and the minimum water level in the surge shaft is 1 076.3 m． The minimum water head in the upstream water diversion system of the hydraulic turbine is greater than 15 m， and the minimum water level in the surge shaft is more than 7 m above the top of the tunnel， which will not bring air into the tunnel and pressure steel pipe． ③ When the guide vanes of the hydraulic turbine are closed and opened， the runaway speed of the unit， pipeline water pressure， and surge shaft water level fluctuation all meet the design specification requirements．

Key words： hydropower station； characteristic line method； transient model； hydraulic transition； surge shaft

隨著國內外一系列高水頭、 大容量水電站的建設， 如何有效保證發(fā)電機組運行的穩(wěn)定性是該領域重點關注的問題［1-4］． 水力過渡過程是指水電站發(fā)電運行過程中， 水流從一種狀態(tài)過渡到另一種狀態(tài)的過程， 是水電站重要的運行控制機制， 在保證水電站滿足電網負荷需求的同時， 還能保證發(fā)電機組的穩(wěn)定性和安全性［5］． 目前水電站水力過渡過程研究取得一定成果， 但由于水力過渡過程的復雜性， 其理論有待進一步研究和完善［6］．

水電站水力過渡計算常采用解析法， 該方法雖直觀簡便， 但只能求出調壓井最高、 最低涌浪水位， 不能完整描述波動的全過程［7］． 因此對水電站水力過渡全過程進行詳盡的分析尤為重要． 通過研究不同控制工況下水電站引水發(fā)電系統(tǒng)水力過渡過程， 確定調壓井最高、 最低涌浪水位及波動衰減周期； 進而優(yōu)化調壓井井筒的設計尺寸， 確定引水隧洞、 阻抗孔口及壓力鋼管的最大、 最小壓力， 并計算水擊壓力和機組轉速升高值［8］； 確定機組最優(yōu)關機時間和導葉關閉規(guī)律， 以及增負荷時機組開機時間間隔； 確定機組所需的最小轉動慣量值， 從而為引水發(fā)電系統(tǒng)布置、 機組參數選取及水電站機組安全可靠運行提供技術參考［9-10］．

本文以臘寨水電站為例， 采用特征線法建立水力瞬變模型， 分析該水電站有壓引水系統(tǒng)水壓、 調壓井的涌浪水位波動、 導葉開度、 水輪發(fā)電機組轉速、 電站調節(jié)保證計算、 小波動穩(wěn)定性等水力過渡過程， 旨在驗證現有水電站設計參數和導葉關閉及開啟規(guī)律下， 機組飛逸轉速、 管道水壓、 調壓井水位波動等指標是否達到設計要求和調保計算標準．

1 工程概況

臘寨水電站位于云南省保山市龍江下游河段， 正常蓄水位1 102.5 m， 設計壩高68 m， 總庫容613.4×104 m3， 電站總裝機容量120 MW， 年發(fā)電量6.07×10 8 kW·h， 年利用時間 5 058 h． 水電站引水系統(tǒng)由隧洞、 調壓井、 壓力鋼管、 電站廠房（水輪機）、 尾水管等組成［11-14］， 水電站引水系統(tǒng)如圖1所示．

阻抗式調壓井的設計參數如下： 阻抗孔直徑為5.2 m， 主井直徑為24 m， 調壓井底板高程為1 061 m， 調壓井頂高程為1 120.21 m． 廠房內安裝3臺混流式水輪機發(fā)電機組， 水輪機型號為HLA743-LJ-312． 機組特征參數如下： 設計水頭為59 m， 最大水頭為80.5 m， 額定效率為92.32%， 額定流量為76.92 m3/s， 轉輪直徑為3 120 mm， 額定容量為41 MW， 額定轉速為200 r/min， 轉動慣量為3 100 t·m2． 水庫校核洪水位為1 103.67 m， 設計洪水位為1 103.42 m， 正常蓄水位為1 102.5 m， 死水位為1 090.0 m． 隧洞全長2.06 km， 斷面呈圓形， 襯砌后洞徑為8 m， 噴混凝土支護的平均糙率為0.028．

2 瞬變模型

瞬變模型由邊界條件和管道水擊方程2部分組成． 在該模型中， 管道水擊的計算采用了精度較高的特征線方法． 邊界條件涵蓋了水庫、 隧洞、 管道分叉， 調壓井， 水輪機機組等多個方面［15-18］． 通過瞬變模型可深入分析導葉開啟及關閉規(guī)律， 并在機組負荷變化過程中， 計算調壓井的水位變化、 管道水壓力分布、 水力過渡過程等．

2.1 計算準則

瞬變模型計算按照《水電站調壓室設計規(guī)范》（NB/T 35021—2014）［5］與《水力發(fā)電廠機電設計規(guī)范》（NB/T 10878—2021）［10］中的相關規(guī)定進行．

2.1.1 上游調壓井最高涌波水位

在上游水庫處于設計洪水位時， 共用同一調壓井的全部機組滿載運行瞬時丟棄全部負荷作為設計工況［19］； 在上游水庫處于校核洪水位時， 相應工況作為校核標準．

2.1.2 上游調壓井最低涌波水位

在上游水庫處于死水位時， 共用同一調壓井的全部n臺機組由n-1臺增至n臺運行或全部機組由2/3負荷突增至滿載作為設計工況［20］， 并復核上游死水位時共用同一調壓井的全部機組瞬時丟棄全部負荷時的第二振幅．

2.1.3 調壓井涌波水位

計算調壓井涌波水位， 丟棄負荷時引水道的糙率取小值， 增加負荷時引水道的糙率取大值． 調壓井最高涌波水位以上的安全超高應不小于1.0 m， 上游調壓井最低涌波水位與調壓井處壓力引水道頂部之間的安全高度應不小于2～3 m， 調壓井底板應留有不小于1.0 m的安全水深．

2.1.4 機組甩負荷的最大轉速升高率

當機組容量占電力系統(tǒng)工作總容量的比重較大， 且擔負調頻任務時， 甩負荷的最大轉速升高率宜小于45%； 當機組容量占電力系統(tǒng)工作總容量的比重不大， 或擔負基荷時， 甩負荷的最大轉速升高率宜小于55%．

2.2 管道水擊方程

管道的水力瞬變計算公式為：

Hx+AgQt+f｜Q｜Q2gdA2=0（1）

Ht+a2AgQx=0（2）

式中： t為時間（s）； H為測壓管水頭（m）； g為重力加速度（m/s2）； Q為管道流量（m3/s）； d為管道直徑（m）； A為管道斷面面積（m2）； x為從管道左端起算的距離（m）； f為達西沿程水力損失系數； a為水擊波速（m/s）．

管道的水擊波速計算公式為：

a=K/ρ1+c1（K/E）（D/e）（3）

式中： K為水的體積彈性模量， 一般取K=2.2×109 N/m2； ρ為水的密度， 大約為1 000 kg/m3； E為管材彈性模量（N/m2）； D為管道內徑（m）； e為管壁厚度（m）； c1為系數．

管道的水力瞬變運動方程可轉化為下式：

Hpi=Cp-BpQpi（4）

管道的水力瞬變連續(xù)方程可轉化為下式：

Hpi=Cm+BmQpi（5）

式中： Bm， Cp， Bp， Cm為t-Δt時刻的已知量； Hpi為計算斷面的水頭（m）； Qpi為計算斷面的流量（m3/s）．

2.3 邊界條件

瞬變模型的邊界條件包括上游水庫、 分叉管道、 調壓井、 水輪機等． 邊界條件的計算方法如下．

2.3.1 上游水庫

由于水電站調速系統(tǒng)瞬間變化率比水庫水位的變化率大， 水庫水位的變化率可以忽略不計， 因此可以認為上游水庫水位為常數， 則由式（5）可得相容性方程t時刻的隧洞進口流量：

Qp1=Hres-CmBm（6）

式中： Hres為上游水庫水位（m）； Qp1為隧洞進口流量（m3/s）．

2.3.2 分叉管道

對于分叉連接管道， 連接處沒有儲存容積， 在任一瞬間滿足連續(xù)方程， 當局部水力損失忽略不計時， 每根管子的相容性方程具有以下形式：

Hp=Hp1=Hp2=Hp3（7）

Qp1=-HpBp1+Cp1Bp1（8）

Qp2=-HpBp2+Cp2Bp2（9）

-Qp3=-HpBp3+Cp3Bp3（10）

式中： Hp為公共水頭（m）； Hp Hp2， Hp3分別為管道 2， 3的水頭（m）； Qp Qp2， Qp3分別為管道 2， 3的流量（m3/s）．

2.3.3 調壓井

調壓井中的水流慣性和水力損失與壓力隧洞中相比可忽略不計， 因此可以近似假設調壓井底部測壓管水頭等于調壓井水位與阻抗孔口水頭損失之和， 流量與調壓井水位的關系由相容性方程表示為：

QT=-HpBpT+CpTBpT（11）

Q=HpBm-CmBm（12）

式中： QT為隧洞出口流量（m3/s）； BpT， CpT分別為隧洞出口t-Δt時刻的已知量．

2.3.4 水輪機

1） 水輪機流量特性和力矩特性

根據水輪機綜合特性曲線， 可以得到水輪機流量特性曲線和效率特性曲線［21-22］， 水輪機單位力矩M′1、 單位轉速N′1、 單位流量Q′1與效率η的關系為：

M′1=974g2Q′1η/N′1（13）

2） 水輪機特性的變換

在水輪機的數值計算過程中， 為簡化模型與提高計算效率， 通常采用下式對水輪機特性進行變換處理：

WH（x， y）=1（q′1+q′1B）2+n′21（14）

WB（x， y）=m′1（15）

x=π+tan-1q′1+q′1Bn′1（16）

式中： WH為流量函數； WB為力矩函數； y=α/αr為導葉開度相對值； q′1=Q′1/Q′1r為單位流量相對值； q′1B=Q′1B/Q′1r為常數； n′1=N′1/N′1r為單位轉速相對值； m′1=M′1/M′1r為單位力矩相對值； 下標r表示基準值或參考值， 在一般情況下取水輪機額定參數．

3） 水輪機邊界條件

水輪發(fā)電機組轉動方程為：

Jdωdt=M-Mg（17）

式中： M為水輪機的軸力矩（kN·m）； J為機組轉動部分和水體附加的轉動慣量（t·m2）； Mg為發(fā)電機電磁轉矩（kN·m）； dω/dt為角加速度（rad/s）．

式（17）可以寫為下述形式：

Tadndt=m-mg（18）

式中： n為轉速相對值； m為水輪機的力矩相對值； mg為電機電磁轉矩相對值； Ta為機組慣性時間常數， s． 則Ta可以寫為：

Ta=GD2N2r365Pr（19）

式中： GD2為機組轉動慣量（t·m2）； Nr為額定轉速（r/min）； Pr為額定功率（kW）．

水輪機水頭H與蝸殼進口測壓管水頭H1和尾水管出口測壓管水頭H2的關系為：

H=H1+｜Q｜Q2gA21-H2+｜Q｜Q2gA22（20）

式中： A1為蝸殼進口面積（m2）； A2為尾水管出口面積（m2）．

通過對機組突然甩負荷的水力過渡過程研究， 確定導葉的合理關閉規(guī)律［23］． 在此基礎上， 通過計算得到機組飛逸轉速最大值、 管道最大/最小水壓分布規(guī)律以及調壓井的最高水位， 為水電站的設計提供依據．

3 機組甩負荷

3.1 計算條件

機組甩負荷的計算條件包括： 襯砌隧洞糙率為0.014， 噴錨隧洞糙率為0.024． 選擇的導葉關閉規(guī)律為2段線性關閉． 假設調速器死區(qū)為0.2 s， 則2段線性關閉規(guī)律為： ① 第1段為0.2～3.2 s， 導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0.4； ② 第2段為3.2～15.2 s， 導葉開度相對值從全開y=0.4線性關閉到y(tǒng)=0（完全關閉）．

在3臺機組同時甩負荷條件下， 計算了以下工況的水力瞬變．

工況1： Hu=10 900 m， Hd=10 205 m（死水位）

工況2： Hu=11 025 m， Hd=1 021.75 m（設計水位）

工況3： Hu=1 103.67 m， Hd=1 028.01 m（校核洪水位）

其中： Hu為上游水庫水位； Hd為下游尾水位．

3.2 計算結果

在3臺機組同時甩負荷條件下， 對3種工況突甩負荷進行水力計算， 得到機組導葉開度、 轉速、 蝸殼水壓和轉輪出口水壓相對值、 調壓井水位瞬變值， 以及管道最大、 最小、 初始測壓管水頭， 并繪制相應曲線， 如圖2～圖8所示． 其中Nr為機組額定轉速， H0為管道初始測壓管水頭．

由圖2可知， 在工況1下， 導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0時， 機組飛逸轉速相對值迅速增大至1.40 Nr， 隨后機組飛逸轉速相對值由1.40 Nr緩慢減小至0.64 Nr； 蝸殼水壓相對值迅速增大至1.28 H0， 隨后蝸殼水壓相對值由1.28 H0緩慢減小至0.98 H0； 轉輪出口水壓相對值變化不大．

由圖3可知， 當導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0時， 調壓井水位迅速增大至1 104.9 m， 隨后調壓井水位不斷上下振動衰減， 調壓井最低水位為1 081.8 m， 最后調壓井水位衰減至1 089.0 m．

由圖4可知， 在工況2下， 導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0時， 機組飛逸轉速相對值迅速增大至1.36 Nr， 隨后機組飛逸轉速相對值由1.36 Nr緩慢減小至0.64 Nr； 蝸殼水壓相對值迅速增大至1.22 H0， 隨后蝸殼水壓相對值由1.22 H0緩慢減小至0.98 H0； 轉輪出口水壓相對值變化不大．

由圖5可知， 當導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0時， 調壓井水位迅速增大至1 115.1 m， 隨后調壓井水位不斷上下振動衰減， 調壓井最低水位為1 095.1 m， 最后調壓井水位衰減至1 102.0 m．

由圖6可知， 在工況3下， 導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0時， 機組飛逸轉速相對值迅速增大至1.35 Nr， 隨后機組飛逸轉速相對值由1.35 Nr緩慢減小至0.64 Nr； 蝸殼水壓相對值迅速增大至1.22 H0， 隨后蝸殼水壓相對值由1.22 H0緩慢減小至0.98 H0； 轉輪出口水壓相對值變化不大．

由圖7可知， 當導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0時， 調壓井水位迅速增大至1 116.3 m， 隨后調壓井水位不斷上下振動衰減， 調壓井最低水位為1 096.2 m， 最后調壓井水位衰減至1 102.0 m．

由圖8可知， 導葉開度相對值從全開y=1.0線性關閉到y(tǒng)=0時， 調壓井水位迅速增大至1 116.3 m， 管道測壓管水頭增大至1 119.0 m， 隨后調壓井水位不斷上下振動衰減， 調壓井最低水位為1 096.2 m， 管道測壓管水頭衰減至1 098.0 m．

在3臺機組同時甩負荷條件下， 根據圖2～圖8可得甩負荷水力瞬變機組特征參數， 如表1所示．

由表1可得以下結論：

1） 機組飛逸轉速升高率N-NrNr≤0.40． 機組最大飛逸轉速發(fā)生在水庫死水位工況．

2） 蝸殼水壓升高率H-H0H0≤0.28． 最大水頭為99.5 m， 發(fā)生在水庫校核洪水位．

3） 調壓井最高水位為1 116.3 m， 發(fā)生在水庫校核洪水位．

4） 隨著襯砌隧洞糙率的減小， 調壓井最高水位隨著減小．

5） 在水輪機導葉關閉及開啟情況下， 機組飛逸轉速、 管道水壓、 調壓井水位波動均滿足設計規(guī)范要求．

4 機組增負荷

研究機組增負荷工況的目的是： ① 計算調壓井的最低水位是否在調壓井底板高程以上2～3 m； ② 計算引水線路最低水位是否大于大氣壓．

4.1 計算條件

對于調壓井而言， 最低水位發(fā)生工況一般在水庫死水位和最低尾水位工況． 考慮隧洞糙率的不確定性， 隨著糙率的增加， 調壓井最低水位將減?。?4］． 因此機組增負荷的計算條件包括： 襯砌隧洞糙率為0.016， 噴錨隧洞糙率為0.028， 上游水庫死水位Hu=10 900 m， 尾水位最低水位Hd=10 205 m．

選擇的導葉開啟規(guī)律是線性開啟， 在假設空載工況及機組并網的條件下， 計算了以下工況機組的增負荷水力瞬變．

工況1： 2臺機組導葉全開運行， 第3臺機組從空載增加至滿負荷．

工況2： 1臺機組導葉全開運行， 第2， 3臺機組同時從空載增加至滿負荷．

工況3： 3臺機組同時從空載增加至滿負荷．

4.2 計算結果

在機組增負荷條件下， 對3種工況增負荷進行水力計算， 得到機組導葉開度、 轉速、 蝸殼水壓和轉輪出口水壓相對值、 調壓井水位瞬變值， 并繪制相應曲線．

由圖9可知， 在工況1下， 導葉開度相對值從y=0.2線性開啟到全開y=1.0時， 機組飛逸轉速相對值變化不大， 機組飛逸轉速相對值在0.90 Nr附近； 蝸殼水壓相對值由0.98 H0減小至0.92 H0， 隨后蝸殼水壓相對值由0.92 H0緩慢增加至0.98 H0； 轉輪出口水壓相對值變化不大．

由圖10可知， 當導葉開度相對值從y=0.2線性開啟到全開y=1.0時， 調壓井水位迅速減小至最低水位1 083 m， 隨后調壓井水位不斷上升， 最后調壓井水位處于1 087.0 m穩(wěn)定狀態(tài)．

由圖11可知， 在工況2下， 導葉開度相對值從y=0.2線性開啟到全開y=1.0時， 機組飛逸轉速相對值變化不大， 機組飛逸轉速相對值在1.00 Nr附近； 蝸殼水壓相對值由0.98 H0減小至0.82 H0， 隨后蝸殼水壓相對值由0.82 H0緩慢增加至0.98 H0； 轉輪出口水壓相對值變化不大．

由圖12可知， 導葉開度相對值從y=0.2線性開啟到全開y=1.0時， 調壓井水位迅速減小至最低水位1 080 m， 隨后調壓井水位不斷上升， 最后調壓井水位處于1 087.0 m穩(wěn)定狀態(tài)．

由圖13可知， 在工況3下， 導葉開度相對值從y=0.2線性開啟到全開y=1.0時， 機組飛逸轉速相對值變化不大， 機組飛逸轉速相對值在1.10 Nr附近； 蝸殼水壓相對值由0.98 H0減小至0.80 H0， 隨后蝸殼水壓相對值由0.80 H0緩慢增加至0.98 H0； 轉輪出口水壓相對值變化不大．

由圖14可知， 導葉開度相對值從y=0.2線性開啟到全開y=1.0時， 調壓井水位迅速減小至最低水位1 077 m， 隨后調壓井水位不斷上升， 最后調壓井水位處于1 087.0 m穩(wěn)定狀態(tài)．

在機組增負荷條件下， 根據圖9～圖14可得增負荷水力瞬變機組特征參數， 如表2所示．

表2給出了3種工況下增負荷瞬變特征參數， 得到結論如下：

1） 蝸殼水壓降低率H-H0H0＞-0.19， 發(fā)生在3臺機組同時從空載增加至滿負荷時， 蝸殼最小水頭為57.2 m．

2） 調壓井最低水位為1 076.3 m， 發(fā)生在3臺機組同時從空載增加至滿負荷時． 由于調壓井底板高程為1 061 m， 所以調壓井最低水位與調壓井底板高程之差大于15 m， 滿足設計規(guī)范要求．

3） 水輪機上游引水系統(tǒng)中最小水頭均大于15 m， 調壓井最低水位均高于隧洞頂7 m以上， 不會把空氣帶入隧洞和壓力鋼管中， 滿足設計規(guī)范要求．

4） 在水輪機導葉開啟情況下， 機組飛逸轉速、 管道水壓、 調壓井水位波動均滿足設計規(guī)范要求．

5 計算結果討論

機組丟棄負荷后， 導葉接力器按照設定的關閉速度關閉導葉， 隨著導葉的關閉水輪機蝸殼壓力迅速升高． 在導葉關閉結束時， 引水系統(tǒng)中的調壓井水位仍處于上升階段， 由于調壓井水位波動過程緩慢， 其波動周期遠大于水錘壓力的變化周期． 當調壓井水位達到最大值時， 水錘壓力基本消失， 此時的蝸殼壓力變化隨調壓井水位的波動而波動． 因此， 實際蝸殼承受的最大壓力需要在導葉關閉引起的最大水錘壓力和調壓井最大涌波水位引起的壓力之間選擇大者， 從設計壓力鋼管和蝸殼最經濟合理的原則出發(fā)， 最好將蝸殼最大水錘壓力升高值控制在調壓井最大涌波水位附近．

機組運行的穩(wěn)定性主要針對孤立運行的電站才有意義， 對于電站容量占電力系統(tǒng)總容量較小的機組， 由于機組并網后的頻率由電網確定， 并不存在運行穩(wěn)定性的問題． 孤立運行的機組能夠穩(wěn)定運行， 并網后則一定可以穩(wěn)定運行．

6 結論

1） 在3臺機組同時甩負荷條件下， 機組飛逸轉速升高率N-NrNr≤0.40， 機組最大飛逸轉速發(fā)生在水庫死水位工況； 蝸殼水壓升高率H-H0H0≤0.28， 最大水頭為99.5 m， 調壓井最高水位為1 116.3 m， 發(fā)生在水庫校核洪水位．

2） 在機組增負荷的情況下， 蝸殼水壓降低率H-H0H0＞-0.19， 發(fā)生在3臺機組同時從空載增加至滿負荷時， 最小水頭為57.2 m． 調壓井最低水位為1 076.3 m， 由于調壓井底板高程為1 061 m， 水輪機上游引水系統(tǒng)中最小水頭均大于15 m， 調壓井最低水位均高于隧洞頂7 m以上， 不會把空氣帶入隧洞和壓力鋼管中， 滿足設計規(guī)范要求．

3） 在水輪機導葉關閉及開啟情況下， 機組飛逸轉速、 管道水壓、 調壓井水位波動均滿足設計規(guī)范要求．

參考文獻：

［1］

洪振國． 水電站調壓井的水力學特性 ［J］． 排灌機械工程學報， 2017， 35（3）： 228-234．

［2］ 洪振國， 李建偉， 茍勤章． 水室與溢流相結合的新型調壓井水力學計算研究 ［J］． 水資源與水工程學報， 2019， 30（3）： 165-169．

［3］ 張澤輝， 婁紹撐， 余學彥． 白水江三級水電站山體內雙室溢流式調壓井布置特點 ［J］． 水利水電技術， 2012， 43（3）： 30-32．

［4］ 洪振國， 黃立群． 調壓井結構內力計算研究 ［J］． 水資源與水工程學報， 2015， 26（4）： 177-182．

［5］ 國家能源局． 水電站調壓室設計規(guī)范： NB/T 35021—2014 ［S］． 北京： 新華出版社， 2014．

［6］ 陳玲， 鞠小明， 楊濟鋮． 水電站調壓室涌浪水位多種計算方法比較 ［J］． 中國農村水利水電， 2013（9）： 158-161．

［7］ 洪振國． 事故閘門與露天水池相結合調壓井設計研究 ［J］． 水資源與水工程學報， 2016， 27（5）： 162-166．

［8］ 洪振國． 水電站混合型調壓井水力特性數值模擬研究 ［J］． 水資源與水工程學報， 2017， 28（2）： 162-167．

［9］ 潘家錚， 傅華． 水工隧洞和調壓室（調壓室部分） ［M］． 北京： 水利電力出版社， 1992．

［10］國家能源局． 水力發(fā)電廠機電設計規(guī)范： NB/T 10878—2021 ［S］． 北京： 中國水利水電出版社， 2022．

［11］洪振國， 劉浩林． 阻抗式調壓井水力學計算研究 ［J］． 水力發(fā)電， 2014， 40（12）： 51-54．

［12］劉海峰， 張紅梅． 吉沙水電站引水調壓井設計 ［J］． 水力發(fā)電， 2012， 38（3）： 54-57．

［13］蘇巖， 劉國棟， 張大成． 天花板水電站調壓井穩(wěn)定斷面分析及優(yōu)化研究 ［J］． 水力發(fā)電， 201 37（6）： 13-16．

［14］洪振國． 水室與溢流相結合的調壓井型式比選研究 ［J］． 人民長江， 2016， 47（S1）： 130-132．

［15］張永進， 賴勇． 支洞式調壓井在長輸水隧洞水錘防護中的應用 ［J］． 人民長江， 2022， 53（10）： 134-138， 146．

［16］洪振國， 劉浩林， 黃立群． 水電站混合式調壓井設計研究 ［J］． 人民黃河， 2015， 37（12）： 111-114．

［17］譚新莉， 柳輝． J2水電站調壓井設計探討 ［J］． 東北水利水電， 201 29（10）： 13-14， 26．

［18］洪振國， 田輝， 劉浩林． 調壓井托馬臨界穩(wěn)定斷面計算補充因素修正 ［J］． 人民黃河， 2018， 40（3）： 111-114．

［19］蘇巖， 劉國棟， 張大成． 天花板水電站調壓井穩(wěn)定斷面分析及優(yōu)化研究 ［J］． 水力發(fā)電， 201 37（6）： 13-16．

［20］何偉， 儲善鵬． 引水式電站設置單向調壓井對主調壓室影響研究 ［J］． 人民黃河， 2022， 44（S2）： 187-189， 192．

［21］洪振國， 劉浩林． 水電站調壓井特征線法水力計算研究 ［J］． 中國農村水利水電， 2015（4）： 163-166．

［22］肖清榮． 山美電站4臺機同時甩負荷水力過渡過程計算 ［J］． 水電站機電技術， 2023， 46（3）： 22-26．

［23］王仁坤， 張春生． 水工設計手冊（水電站建筑物） ［M］． 2版． 北京： 中國水利水電出版社， 2013．

［24］周領， 王小龍， 張海麗， 等． 基于有限體積法的含無壓段泵站水錘模擬及調壓井優(yōu)化 ［J］． 農業(yè)工程學報， 2023， 39（20）： 66-75．

責任編輯 柳劍