金沙江上游梯級聯(lián)合泄洪對下游河段總溶解性氣體過飽和累積影響研究

劉 睿

(中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，陜西 西安 710065)

1 研究背景

根據(jù)《金沙江上游水電規(guī)劃報告》顯示，金沙江上游共規(guī)劃了13級電站，自上而下依次為：西絨、曬拉、果通、崗托、巖比、波羅、葉巴灘、拉哇、巴塘、蘇洼龍、昌波、旭龍、奔子欄。方案共利用落差1 372 m，總裝機容量13 920 MW，多年平均年發(fā)電量642.29 億kW·h。推薦崗托、波羅、葉巴灘、拉哇、巴塘、蘇洼龍、昌波和旭龍8個電站為規(guī)劃實施方案，目前葉巴灘、拉哇、巴塘以及蘇洼龍四個梯級已經核準開工建設。

根據(jù)已經核準的四個梯級的布置方案，上游的葉巴灘電站、拉哇電站以及巴塘電站首尾相連，主要保護段為巴塘壩下至蘇洼龍庫尾的12 km天然河段。因此本次研究重點對葉巴灘、拉哇以及巴塘三個梯級的聯(lián)合泄洪工況進行分析，預測泄洪對巴塘壩下12 km天然河段總溶解性氣體過飽和的影響。

2 研究方法

2.1 過飽和TDG生成預測模型

壩身泄洪孔出口距離大壩較近，出于大壩安全考慮，通常在泄洪水流落水區(qū)域修建護坦、二道壩等，形成水墊塘進行消能，消力池內過飽和TDG生成過程見圖1。

基于過飽和TDG生成過程的分析，得到過飽和TDG生成預測模型：

圖1 過飽和TDG生成示意

(1)

式中，Gd為消力池下游TDG飽和度，%；Geq為對應當?shù)卮髿鈮旱腡DG平衡飽和度，取值100%；P0為當?shù)卮髿鈮?，kPa；Pm為消力池底部最大絕對壓強，kPa；φ1為消力池內壓力修正系數(shù)；kd為消力池出口區(qū)域的TDG釋放系數(shù)；hd為消力池出口水深，m；hk為消力池水墊厚度，m。

2.2 天然河道縱向一維過飽和TDG釋放預測模型

2.2.1 水動力學方程

(2)

式中，i為河道底坡；s為河道長，m；Q為斷面流量，m3/s；V為斷面平均流速，m/s；A為過水斷面面積，m2；h為斷面水深，m；K為斷面平均流量模數(shù)；n為糙率；g為重力加速度，m/s2；R為水力半徑，m。

2.2.2 過飽和TDG輸移擴散方程

過飽和TDG在下游水體的輸移釋放模型采用一維輸移擴散方程，其中過飽和TDG釋放采用美國陸軍工程兵團提出的一階動力學過程。方程表述為：

(3)

式中，G為計算時刻的TDG飽和度，%；Geq為TDG平衡飽和度，%；u為斷面平均流速，m/s；t為滯留時間，s；kTDG為釋放系數(shù)，s-1。

2.3 庫區(qū)立面二維過飽和TDG釋放預測模型

2.3.1 連續(xù)性方程

(4)

式中，u、w分別為縱向和垂向流速，m/s；B為寬度，m；q為單寬流量，m2/s；x、z為右手笛卡爾二維空間坐標系。

2.3.2 動量方程

(5)

式中，u、w分別為縱向和垂向流速，m/s；t為時間；B為寬度，m；g為重力加速度，m/s2；ρ為密度，kg/m3；p為壓強，N/m2；τxx和τxz為紊動切應力，N/m2；α為河床與x方向的夾角；x、z為右手笛卡爾二維空間坐標系。

2.3.3 自由水面計算方程

(6)

式中，ξ為水面高程，m；h為水深，m；Bξ為對應高程的水面寬度，m；B為水面寬度，m；u為縱向流速，m/s；t為時間；q為單寬流量，m2/s；x、z為右手笛卡爾二維空間坐標系。

2.3.4 TDG輸運方程

(7)

式中，B為水面寬度，m；u、w分別為縱向和垂向流速，m/s；t為時間；G為計算單元的TDG飽和度，%；x、z為右手笛卡爾二維空間坐標系；Dx、Dz分別為縱向和垂向的離散系數(shù)；SG為TDG源項，考慮了因為壓強、溫度等條件的改變引起的水體內過飽和TDG的釋放，以及表層水體與大氣間的傳質作用。源項表達式如下：

SG=kTDG(Geq-G)+(KLa)s(Gs-G)

(8)

式中，G為計算單元的TDG飽和度，%；Gs為當?shù)卮髿鈮合碌腡DG飽和度，%；Geq為當?shù)仄胶怙柡投龋?；kTDG代表計算水體內過飽和TDG釋放系數(shù)，h-1；(KLa)s是自由水面的水氣傳質系數(shù)，其中a為比表面積，m-1。

2.4 壩下近壩河段平面二維過飽和TDG預測模型

連續(xù)性方程

(9)

動量方程x方向：

動量方程y方向：

輸運方程

(10)

以上式中，t為時間；x、y、z為右手笛卡爾二維空間坐標系；ξ為水位，m；g為重力加速度，m/s2；h為水深，m；u、v分別表示在x、y方向的流速分量，m/s；p為壓強，kN/m2；ρ0為參考水密度，kg/m3；ρ為密度，kg/m3；Ex、Ey為TDG在x、y方向上的擴散系數(shù)；SΦG為源匯項；kTDG為過飽和TDG釋放系數(shù)；G為過飽和TDG濃度；f為柯氏力參數(shù)；Txx、Txy、Tyy表示不同方向切應力。

2.5 混合模型

泄水產生的過飽和TDG在下游河道的輸移釋放過程中伴隨發(fā)電尾水或支流的匯入，采用混合模型考慮發(fā)電尾水或支流匯入影響，即：

(11)

式中，G為匯流與主流混合后的TDG飽和度，%；Gm為匯流混合前主流的TDG飽和度，%；Gb為匯流TDG飽和度，%；Qm、Qb分別為主流流量和匯流流量，m3/s；α為摻混系數(shù)，取值區(qū)間為0≤α≤1。

3 結果與分析

3.1 巴塘水電站單獨運行

巴塘單獨泄洪條件下，預測范圍為巴塘壩址至蘇洼龍庫尾間金沙江干流河段。采用TDG釋放模型，分別對巴塘水電站在工況1(兩年一遇洪水)和工況2(五年一遇洪水)情況下，過飽和TDG在巴塘至蘇洼龍庫尾河段的輸移釋放過程進行預測，計算河段內典型斷面預測結果見表1。

表1 巴塘單獨泄洪下過飽和TDG輸移釋放預測結果

巴塘尾水出口至蘇洼龍庫尾段的TDG的輸移釋放過程見圖2。

圖2 巴塘壩址下游河段內TDG飽和度沿程變化示意

工況1洪水條件下，泄水生成的TDG飽和度為119.7%(泄洪流量2 016.8 m3/s)。接納左側的發(fā)電尾水(發(fā)電流量1 553.2 m3/s)與之摻混，在不考慮上游梯級泄洪影響下，發(fā)電尾水TDG飽和度值為100%，加之流量與泄水流量比為3：4，尾水摻混對降低泄水生成的TDG飽和度的作用顯著，認為兩股水流在壩下0.5 km均勻混合，混合后的TDG飽和度為111.1%，比泄洪生成的TDG飽和度降低了8.6%。壩下0.7 km處左岸巴楚河匯入，未考慮支流梯級泄洪的影響，TDG飽和度值為100%，匯入后使金沙江干流內TDG飽和度降低0.6%，至110.5%，隨著向下游輸移釋放，TDG飽和度逐漸降低，至距離巴塘壩址12 km的蘇洼龍庫尾斷面TDG飽和度降低為109.1%。

工況2洪水條件下，泄水生成的TDG飽和度為125.3%，接納尾水后在壩下0.5 km處與尾水混合后的TDG飽和度值降低為116.7%。壩下0.7 km處巴楚河匯入后使河道內TDG飽和度再降低1.0 %，為115.7%，再經過12 km河道釋放至蘇洼龍庫尾時，TDG飽和度降至113.8%。

3.2 巴塘水電站與葉巴灘水電站聯(lián)合運行

采用TDG釋放模型，分別對巴塘、葉巴灘聯(lián)合泄洪下工況3(兩年一遇)和工況4(五年一遇)過飽和TDG在巴塘至蘇洼龍庫尾河段的輸移釋放過程進行預測，計算河段內典型斷面預測結果(見表2)。

表2 巴塘與葉巴灘聯(lián)合泄洪下巴塘下游段過飽和TDG輸移釋放預測結果

巴塘尾水出口至蘇洼龍庫尾段的TDG的輸移釋放過程如圖3所示。

圖3 巴塘壩址下游河段內TDG飽和度沿程變化示意

工況3洪水泄水生成的TDG飽和度為119.7%，至壩下0.5 km與發(fā)電尾水摻混后，下降5.5%，降為114.2%，壩下0.7 km處巴楚河支流TDG飽和度為100%，匯入后使河道內TDG飽和度降低0.7%，降為113.5%，至蘇洼龍庫尾，TDG飽和度降為111.7%。

工況4洪水泄水生成的TDG飽和度為125.3%，至壩下0.5 km與發(fā)電尾水摻混后，降低4.9%，降為120.4%，壩下0.7 km處巴楚河支流TDG飽和度為100%，匯入后使河道內TDG飽和度降低1.3%，降為119.1%，至蘇洼龍庫尾，TDG飽和度降為116.8%。

3.3 巴塘水電站與拉哇、葉巴灘水電站聯(lián)合運行

采用TDG釋放模型，分別對巴塘水電站與拉哇、葉巴灘水電站聯(lián)合運行工況5(兩年一遇)和工況6(五年一遇)過飽和TDG在巴塘至蘇洼龍庫尾河段的輸移釋放過程進行預測，計算河段內典型斷面預測結果(見表3)。

巴塘尾水出口至蘇洼龍庫尾段的TDG的輸移釋放過程見圖4。

工況5洪水泄水生成的TDG飽和度為119.7%，至壩下0.5 km與發(fā)電尾水摻混后，由于上游拉哇泄洪引起的TDG飽和度較高，至巴塘壩前溶解氣體仍釋放較少，巴塘泄洪水流與發(fā)電尾水混合后，飽和度升高2.9%，升至122.6%，壩下0.7 km處巴楚河支流TDG飽和度為100%，匯入后使河道內TDG飽和度降低1.1%，降為121.5%，至蘇洼龍庫尾，TDG飽和度降為118.5%。

表3 巴塘與葉巴灘、拉哇聯(lián)合泄洪下巴塘下游段過飽和TDG輸移釋放預測結果

圖4 巴塘壩址下游河段內TDG飽和度沿程變化

工況6洪水泄水生成的TDG飽和度為125.3%，至壩下0.5 km與發(fā)電尾水摻混后，升高3.5%，升高至128.7%，壩下0.7 km處巴楚河支流TDG飽和度為100%，匯入后使河道內TDG飽和度降低1.6%，降為127.1%，至蘇洼龍庫尾，TDG飽和度降為123.7%。

3.4 分析結論

根據(jù)上文預測分析，得出以下結論：

(1)通過對兩年一遇洪水和五年一遇洪水工況下的氣體過飽和影響預測可知，隨著泄洪流量的增大，其對下游氣體過飽和的影響也隨之增大。

(2)上游梯級聯(lián)合泄洪時，會對下游河段的氣體過飽和造成累積影響。

(3)根據(jù)分析預測可知，無論是巴塘單獨運行，還是巴塘與上游梯級聯(lián)合運行，溢洪道出口斷面的氣體過飽和值基本保持不變(兩年一遇為119.7%，五年一遇為125.3%)。因此，經過溢洪道挑流后，氣體過飽和基本維持一個穩(wěn)定值，不受上游梯級影響。

(4)根據(jù)分析預測可知，梯級累積影響主要集中在發(fā)電尾水中。巴塘單獨運行時，尾水斷面摻混后氣體過飽和值為110.2%和115.3%；巴塘與葉巴灘聯(lián)合運行時，尾水斷面摻混后氣體過飽和值為114.2%和120.4%；巴塘與拉哇、葉巴灘聯(lián)合運行時，尾水斷面摻混后氣體過飽和值為122.6%和128.7%，由此可見，梯級累積影響主要集中在發(fā)電尾水中。

4 結論與建議

通過對金沙江上游巴塘水電站單獨運行，對巴塘、葉巴灘聯(lián)合運行，對巴塘、拉哇以及葉巴灘聯(lián)合運行三個工況進行計算分析發(fā)現(xiàn)，梯級聯(lián)合泄洪對下游河段的氣體過飽和存在累積影響，主要集中在發(fā)電尾水之中。為避免梯級聯(lián)合泄洪對下游氣體過飽和的影響，同時考慮到葉巴灘水電站及拉哇水電站均有一定的調節(jié)能力，形成以下建議：

(1)泄洪發(fā)生頻率控制。金沙江上游水電站泄洪時段主要在6～9月。從流域角度考慮，充分利用葉巴灘和拉哇電站的調節(jié)能力，控制各電站的泄洪時間，盡量避免巴塘、葉巴灘和拉哇三個梯級同時泄洪。

(2)優(yōu)化機組運行與泄洪過程。當上游來流的TDG飽和度較低時，發(fā)電系統(tǒng)不改變TDG飽和度，泄洪期間加大機組發(fā)電流量或保持機組滿發(fā)，尾水與泄洪水流摻混有助于降低過飽和TDG不利影響。但若拉哇泄洪時生成的過飽和TDG至巴塘壩前仍保持高飽和度，同時巴塘泄洪生成的TDG水平相對尾水較低，這種情況下可考慮減小機組過流，增加泄洪流量。

(3)運行期監(jiān)測。鑒于國內外對高壩泄流下游TDG過飽和問題缺乏深入系統(tǒng)的認識和研究，因此為及時了解金沙江上游各梯級電站建成后高壩泄流下游TDG過飽和狀況及其對水生生物的影響，驗證數(shù)學模型預測結果，保護工程環(huán)境，為提高我國在高壩泄流TDG過飽和領域的研究水平提供可靠數(shù)據(jù)和基礎資料，有必要在電站泄洪期間開展泄洪的過飽和TDG生成預測，并對泄洪產生的過飽和TDG在各梯級庫區(qū)河段的釋放過程開展原型觀測研究。