印尼某濱海電廠工程取排水口布置

譚忠華，劉海源，陳漢寶，徐亞男，張亞敬

（交通運輸部天津水運工程科學研究所，工程泥沙交通行業(yè)重點實驗室，天津 300456）

0 引言

印度尼西亞由約17 508個島嶼組成，是全世界最大的群島國家，水資源非常豐富，位于沿海地區(qū)的電廠基本都采用海水直流冷卻方式。不同機組容量，其排水水溫通常都比取水水溫高7～10℃[1]。溫排水的排放可能會帶來系列影響，對機組本身可能會使得取水水溫升高，降低冷卻效率，亦可能會對周圍的環(huán)境帶來影響，形成一定的熱水富集區(qū)域[2-3]。為了減小溫排水排放帶來的影響，通常需要對取排水平面布置方案進行優(yōu)化。嚴冰[4]等采用數(shù)學模型，對取、排水口不同位置方案進行了數(shù)值模擬預測，分析了排水口、取水口位置等對取水溫升的影響。張曉艷[5]等結合某濱海電廠，通過數(shù)值模擬，分析了不同取排水布置形式下溫排水的輸移規(guī)律，建議取排水方案采用差位式取排水口布置方式。劉海成[6]等通過二維溫排水數(shù)學模型，研究了不同布置方案的溫排水在洋流和季風等長周期動力因素條件下的擴散規(guī)律。為了減小濱海電廠溫排水對取水以及周圍的環(huán)境的影響，本研究擬采用Mike21 FM的溫排水數(shù)學模型，針對印度尼西亞西加里曼丹海岸線某電廠的取排水平面布置進行溫排水水質(zhì)模擬，研究不同平面布置方案對取水溫升的影響，從而為取排水工程的平面布置設計提供科學依據(jù)。

1 工程概況

印尼Kalbar-1 2×100 MW（凈出力）燃煤電站廠址位于印度尼西亞加里曼丹省西部，距離山口洋市約20 km，距離坤甸市約110 km。工程所在地正對卡里馬塔海峽，概略坐標為0°49.2'N，108°50.5'E?，F(xiàn)階段暫考慮同步建設海水脫硫裝置。工程擬采用明渠取水，取水口位于廠區(qū)西南側，排水口位于廠區(qū)西北側。工程冷卻水系統(tǒng)采用海水一次直流冷卻系統(tǒng)，冷卻水水源為卡里馬塔海峽海水。

2 自然條件

工程海域潮汐類型為不規(guī)則半日混合潮，最大潮差為1.30 m，平均潮差在0.72 m左右；平均漲潮歷時6 h 29 min，平均落潮歷時5 h 57 min，漲潮歷時長于落潮歷時。

根據(jù)2016年10月—11月工程水域大、中、小潮潮流觀測資料可知，施測海域潮流總體呈現(xiàn)往復流，流向大致與岸線走向一致，主要為NNE—SSW向，有弱旋轉(zhuǎn)流的特征；潮流與潮汐關系的規(guī)律性不強，即潮流流向隨水位的漲落關聯(lián)性不強。最大流速1.11 m/s，平均流速0.70 m/s，N向和S向潮流平均流向分別為30°和210°。整體上N向潮流強度略大于S向潮流，中、小潮期間，由北向南的潮流歷時約為由南向北的潮流歷時的1.5～2倍。

根據(jù)2016年11月—12月實測波浪觀測資料可知，觀測期間工程區(qū)有效波高平均值為0.49 m，平均周期為3.2 s，最大有效波高為1.37 m，最大波高為2.18 m。該月（代表雨季）波浪常浪向是NW向，次常浪向NNW向，強浪向出現(xiàn)在NW向，次強浪向為WNW向。

本工程所在區(qū)域?qū)儆诘湫偷臒釒Ъ撅L氣候，分為旱、雨兩季。旱季一般集中于4月—9月，雨季集中于10月—翌年3月，具有溫度高、降雨多、風力小、濕度大的特征。該地區(qū)氣溫常年多在19.9～35.0℃變化，月季變化較大；相對濕度多年在33%～100%之間變化；蒸發(fā)量多年在1 010～1 625 mm之間變化；年降雨量多年在2 000.4～3 399.0 mm之間變化。

3 數(shù)學模型

針對工程所在海域的特點，使用MIKE21軟件包建立適用于該海域的二維潮流溫排數(shù)學模型。MIKE21是由丹麥水工所（DHI）開發(fā)的二維表面流動模擬軟件包，適用于湖泊、河口、海灣和海岸地區(qū)的水力及其相關現(xiàn)象的平面二維仿真模擬。MIKE21在國內(nèi)外水環(huán)境研究領域已被廣泛應用，且數(shù)值模擬的科學性已得到大量工程的驗證。

3.1 基本方程

連續(xù)方程：

X方向動量方程：

Y方向動量方程：

式中：t為時間；x、y為笛卡爾坐標系空間坐標；η為水面高程；d為水深；h為總水深h=η+d；u、v為流速在x、y方向上的分量；f為科氏力；g為重力加速度；ρ為水體密度；ρ0為參考密度；pa為大氣壓強；sxx、sxy、syx、syy為輻射應力分量；（τsx，τsy）和（τbx，τby）分別為水面和底床的切應力在 x、y方向上的分量；A為水平渦黏系數(shù)；S為源匯項流量；us、vs為源匯項對應的速度分量；T為沿水深的平均溫度；H?為水體與大氣的熱交換項；Ts為源項的溫度。

3.2 數(shù)值解法

在空間上模型采用有限體積法（FVM）進行離散，在時間上采用顯式的歐拉格式，在固邊界上采用干濕網(wǎng)格技術。

3.3 邊界條件

水動力的初始條件為：u（x、y，0）=0，v（x、y，0）=0。

水動力的邊界條件為：1）開邊界采用潮位邊界條件：η=η（x、y，t），根據(jù)現(xiàn)場觀測潮位過程線確定；2）固邊界：Vn=0，即邊界法線方向流速為0。

溫度初始條件為：T=T0，即全場溫度為某一常數(shù)。

溫度邊界條件為：1）開邊界：流入時水溫為某一常數(shù)，T=T0；流出時，采用擴散梯度為0的條件，Tn=0；2）固邊界：Tn=0。

3.4 計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

潮流和溫排水數(shù)學模型計算域東西方向長約100 km，南北方向長約127 km。為了提高計算效率，同時又保證工程海域有足夠的分辨率，采用局部加密的非結構三角形網(wǎng)格對計算域進行劃分。外海區(qū)域空間步長較大，在開邊界約為2 km，工程區(qū)域空間步長約為10 m。

3.5 模型參數(shù)的選取

在外海給定潮位開邊界，水位過程由MIKE Global Tide Model推算得到。計算時間步長為0.05～36 s。使用干濕判別法對水陸交界、碼頭等進行處理，參數(shù)取默認值：干水深為0.005 m，淹沒水深為0.05 m，濕水深為0.1 m。需要率定的參數(shù)主要為Smagorinsky公式渦黏系數(shù)Cs和反映海床糙率的曼寧系數(shù)M，率定的結果為Cs=0.28，M取值60 m1/3/s，邊界處取10 m1/3/s。

3.6 模型驗證

模型采用2016年10月—11月期間大、中、小潮及半月潮水文測驗資料作為模型率定資料；模型通過在外海給定潮位開邊界，經(jīng)過反復調(diào)試后使得模型內(nèi)各個主要驗證點的潮位和流速均滿足要求。根據(jù)模型驗證情況，潮位和流速流向驗證結果較好，模擬的潮位、流速和流向過程與實測基本吻合，說明建立的數(shù)學模型能夠較好地反映工程海域的潮汐潮流特征，可進一步用于溫排水數(shù)值模擬計算。限于篇幅，圖1僅給出了離工程較近的C4測站和T1潮位站的大潮期驗證過程曲線，從圖中亦可看出計算值與實測值吻合較好。

圖1 潮位及潮流驗證曲線Fig.1 Verification curves of tide level and tidal current

4 模擬結果分析

4.1 模擬工況介紹

本次研究考慮了不同隔熱堤布置形式、不同攔沙堤長短以及不同排水口位置等因素，對該電廠取水口的溫升進行了數(shù)值模擬分析。工況1為初始方案1，該方案取水采用深槽引水方式，設置1條引水深槽，重力自流將海水引入陸地上的明渠內(nèi)。引水深槽將從岸邊向海內(nèi)延伸約690 m。引水深槽底寬20 m，底標高為-3.50 m（Ortometrik高程，下同）。取水明渠北側設置隔熱堤，總長約725 m；南側為攔沙堤，總長約615 m，兩堤中心線距離130 m；排水口位于隔熱堤北側，距堤根約180 m；取水口與排水口之間直線距離約225 m。取排水流量為13.58 m3/s；排水溫升為7.83℃。

在初始方案1的基礎上，主要從3個方面進行優(yōu)化：1）延長隔熱堤，改變隔熱堤堤頭方向，計算工況為方案2、方案6和方案7；2）隔熱堤長度一定，改變攔沙堤長度，計算工況為方案2～方案5；3）改變排水口位置，計算工況為方案8～方案9。所有取排水布置方案如圖2所示，不同取排水布置方案取水口溫升及累積頻率計算結果見表1和表2。

圖2 取排水布置方案圖Fig.2 Layout of water intake and outfall system

表1 不同取排水方案取水口平均溫升與最大溫升計算結果Table 1 Average and maximum temperature rise of intake for different plan layouts

表2 各方案取水口處溫升累積頻率結果Table 2 Cumulative frequency of intake temperature rise of different plan layouts%

4.2 排水口布置對取水溫升的影響

對比分析方案1、方案2、方案8和方案9的結果，排水口位置對溫排水的平均溫升有一定的影響，最大溫升影響不大，平均溫升均大于1℃。結合工程區(qū)域的實測潮流及水動力數(shù)值模擬結果來看，工程區(qū)域的潮流基本屬于沿岸往復流，在隔熱堤長度一定時，排水口無論位于北側或是南側，在潮流的作用下，均有溫排水進入取水口，使得取水口溫升增大。當不改變堤長時，僅改變排水口位置時，方案1的平均溫升較方案8大；方案2較方案9的平均溫升大。分析原因，溫排水無論在由南向北的潮流還是由北向南的潮流帶動下，均有熱水繞過隔熱堤堤頭進入取水明渠和取水口；溫排水在感潮海域，主要在潮流的作用下發(fā)生對流作用，因此，其輸移的快慢及遠近主要由潮流動力決定。根據(jù)實測資料顯示，中、小潮期間，由北向南的潮流歷時約為由南向北的潮流歷時的1.5～2倍，這將導致溫排水在由北向南的潮流作用下進入明渠的持續(xù)時間增長，使得取水平均溫升增大。方案8和方案9改變了排水口的位置，從潮流歷時來看，由南向北的潮流歷時較由北向南的潮流歷時短，取水口溫升累積頻率較方案1和方案2有所減?。坏捎诜桨?隔熱堤和攔沙堤的尺寸和方向不變，堤頭水深仍較淺，仍有大量溫水較易進入取水明渠內(nèi)，平均溫升仍較高；方案9隔熱堤堤頭水深增加，平均溫升大幅降低。

4.3 隔熱堤布置對取水溫升的影響

根據(jù)計算結果可知，隔熱堤的布置對溫排水的影響較大。

1）隔熱堤長度

對比方案1和方案2～方案5可知，當采取北排南取方式，隔熱堤垂直于岸線段長度不變，延長隔熱堤堤頭，并改變其方向，即延長隔熱堤約300 m，延長段方向為ENE～WSW向，各方案取水口處的平均溫升均降低，取水口處溫升大于1℃的累積頻率大幅降低。這是因為延長隔熱堤，一方面增加了取、排水口之間的距離，能夠有效地阻隔溫排水繞過隔熱堤進入取水明渠及取水口，大部分溫排水在延長段堤頭挑流后，直接向S向繼續(xù)運動，小部分則隨隔熱堤南側的回流進入取水明渠；另一方面，延伸段隔熱堤堤頭處水深較深，溫排水運移至深水區(qū)，能夠有效地進行垂向混摻和擴散，使得越過堤頭的溫排水水溫降低。

2）隔熱堤堤頭水深

對比方案2和方案6，隔熱堤垂直于岸線段長度不變，隔熱堤延長段分別為300 m和340 m，方案2的平均溫升較方案6稍小。這是因為，雖然方案6隔熱堤延長段增加了長度，但其堤頭水深較方案2變淺；溫排水運移至延長段堤頭時，其垂向混摻和擴散作用弱于方案2，取水口溫升及累積頻率均較方案2稍大。因此，增加隔熱堤延長段堤頭處的水深，對溫排水的排放有利。

結合方案7，繼續(xù)延長隔熱堤且增加-5 m水深，取水口處的平均溫升進一步降低。

4.4 攔沙堤布置對取水溫升的影響

根據(jù)方案2～方案6計算結果可知，當排水口位置一定時，即排水口位于北側，且隔熱堤長度一定時，改變南側擋沙堤長度，對取水口處的平均溫升影響不大。

4.5 生態(tài)環(huán)保的影響

由上述分析可知，相同堤長條件下，排水口位于北側較其位于南側，取水口的平均溫升有所增大，從取水溫升角度來看，排水口位于南側較優(yōu)；但據(jù)現(xiàn)場勘測知，擋沙堤南側有三處珊瑚礁，從生態(tài)保護的角度看，初始設計方案1中將排水口布置在隔熱堤北側是合理的。

4.6 取排水口相對位置優(yōu)化原則

1）從取排水溫升的角度來講，在感潮段區(qū)域，潮流動力的強弱及持續(xù)累積時間會對取排水口的布置產(chǎn)生一定的影響。因此，在項目初期需對工程區(qū)域的潮流動力進行分析，將取水口布置在排水口的潮流上游段。

2）從取排水溫升角度來講，應盡量增加取排水口之間的溫排水有效擴散距離。當工程區(qū)域的潮流性質(zhì)屬于沿岸往復流時，盡量采用差位式布置原則，“深取淺排”或“淺取深排”；若由于工程造價等原因，無法深取或深排時，應加大取水口和排水口之間的水平有效擴散距離；若由于廠區(qū)條件限制，無法直接增加取水口或排水口之間的直接排放距離，則需在取排水口之間設置一定長度的隔熱堤來增加取排水口之間的垂向和水平有效擴散距離。

3）從生態(tài)環(huán)保的角度，排水口位置應盡量遠離珊瑚礁、養(yǎng)殖區(qū)或生態(tài)保護區(qū)等區(qū)域。

5 結語

本文通過數(shù)學模型試驗，對印尼西加里曼丹燃煤電廠不同取排水平面布置方案下的溫排水擴散進行了研究，得出以下主要結論：

1）根據(jù)本工程研究成果可知，排水口位置及隔熱堤長度、走向?qū)嘏潘绊戄^大。增加取水口上游的隔熱堤長度，一方面增加了取排水口之間的溫排水水平擴散距離，另一方面亦可增加二者之間的垂向擴散距離，對溫排水有利；縮短取水口下游的攔沙堤長度，對取排水溫升影響不大。

2）取排水口的一般布置原則需盡量增大二者之間的水平或垂向有效擴散距離。

3）取排水口的布置不僅要從工程的角度考慮，還需要考慮對生態(tài)環(huán)保方面的影響。