基于水力學模型試驗的某消能井排水管道的優化設計

，凌峰，琦杰，

(華北水利水電大學，河南鄭州450000)

消能井作為一種新型消能工，性能優越，結構簡單，地形適應性強,是一種高效減少水流動能的構筑物，廣泛應用于大型水利工程和城市排水排污管線中[1-2]。然而，絕大多數消能井僅僅降低水流動能，對通過其水流的流態、流速、摻氣率等要求不高。對于摻氣狀況方面，在實際工程中許多大流量、高速水流泄水建筑物中甚至會設計建筑物結構以增大摻氣率，摻氣水流的確能夠有效地減免設施免受空蝕破壞[3]。

旋流消能井是采用井內旋流與井底水墊進行消能(即壓力消能工)。下游排水水流流態受出口處尾水位影響很大，若尾水水位高于排水管上壁，即尾水處于淹沒狀態時，管內內進口段為氣水混合有壓流，管道中段逐漸形成凹形明流段，然后在出口段又變成明滿流過渡現象。管內氣泡聚集形成壓力氣囊，導致管道震動，出水口高壓氣泡浮出水面也會產生氣爆現象，使尾水池流態不穩定，因此需要在與消能井連接的出水管進口段設置水墊塘進行消能，在出口段也必須設排氣井[4-5]。 廖常德、周力提出的新型塔式消能井，能夠使摻氣水流在底部擴大的豎井內產生旋滾，形成中央流速高而靠近邊壁流速低的特征水流，從而使出流摻氣略微減少，但這種消能井設計方案更側重于降低出口流速，且主要用于水頭高達200 m以上，泄洪量達4 000 m3/s的水利水電工程[6]，并不能解決出口水流大量摻氣的問題。

本消能井工程在其類似的一期工程階段沒考慮到下泄水流摻氣量過大的問題，運行后導致閘門井內大量泡沫溢出，而且摻氣水流經過排水管道排入海水后也在海面上涌起大面積泡沫，給當地海面環境造成不良影響。為解決這一問題，本文通過模型試驗，在消能井體型與設計尺寸不變的情況下，探討幾種不同管道優化方案下其流態、流速、摻氣量、震動情況及系統消能率，以解決本工程問題，也為今后類似施工和設計提供參考依據[7]。

1 工程概況

菲律賓GNPower Dinginin2×660 MW燃煤電站為濱海電廠，采用海水直流循環供水系統，退水通過旋流消能井(消能井進水口高程約15.90 m)，閘門井及2條退水管路退入馬尼拉海灣(平均海平面為-0.39 m)。受限于工程場地與經濟要求，在消能井體型和結構已定的情況下，對消能井與閘門井之間長度15.7 m連接管道進行優化設計。要保證消能井的系統消能率，同時要求閘門井內流態穩定，震動小，摻氣量低。

設計方案：連接消能井與閘門井的管道設計長度15.7 m,分為2個直徑為3 m的水平圓形管道，管軸線高程-1.87 m,采用鋼筋混凝土箱涵連接，上游為旋流式圓筒消能井，底板高程-5 m，閘門井尺寸13.0 m×12.0 m(順水流長度13 m，寬度12 m)入海排水管線軸心標高-4 m，閘門井底板標高-7.15 m。

本文采用物理模型試驗的手段，針對電站退水消能系統進行試驗研究。試驗范圍包括前池、消能井、消能井出水管道、閘門井以及入海排水管路等，模型總體布置見圖1。

圖1 模型平面布置

模型采用重力相似準則設計，并滿足紊動阻力相似要求，確定模型的幾何比尺為λ=18.75。根據模型比尺關系，模型糙率比原型糙率小，消能井系統主體模型制作材料采用透明有機玻璃(n=0.008 5)，可以滿足阻力(糙率)相似要求。其他相應的各物理量比尺見表1。

表1 模型設計比尺

2 設計方案試驗

試驗通過比較在不同設計流量(22、44、48 m3/s)下,以及不同排水口海平面高程(最高天文潮水位0.73 m，平均海平面水位-0.39 m，最低天文潮水位-1.37 m)的工況下，比較不同管道結構內的流速、流態、進流能力，觀察管道震動情況、閘門井內摻氣狀況，并分析系統消能率。

在一期工程的雙管出流方案下，試驗觀察發現，盡管進水管口已經處于消能井旋流消能區的下部，但依然有大量的氣泡摻混進入管道。在管道縮小口處，主流與邊界分離，形成上翻旋渦，紊動劇烈，造成管道震動[8-9]。而且由于雙圓管出口與閘門井出口的雙圓管位置相對，導致在閘門井內形成2條渦流，消能井的摻氣小部分被帶走，大部分在閘門井內擴散，導致閘門井內有大量氣泡，水面波動較大，考慮到實際工程循環退水為循環的海水，可能產生氣泡比例較大，為避免泡沫涌出，需對連接管道段進行優化設計。

3 優化方案試驗

3.1 方案一

為了進一步減少消能井出水管道摻氣量，削弱連接管道震動，優化方案一將原雙管圓形連接管道換為高3 m、寬4.5 m的矩形管道，水平管軸線由-1.87 m降至-4.7 m，并在聯接管內設置兩排格柵式消能工，每排格柵寬度0.4 m，間距0.42 m，順水流厚度0.4 m，前后兩排格柵交錯布置。管道過流面積由圓管14.13 m2，變為方管13.5 m2，在格柵段為6.3、7.56 m2，具體布置立面見圖2，格柵式消能隔板示意見圖3。

圖2 優化方案一管道布置立面

a)1號格柵 b)2號格柵圖3 格柵式消能隔板示意

3.2 方案二

為了降低滿管時水流流速，促使從排水消能井進入閘門井內的氣泡快速上升擴散，改善閘門井內水流流態，本設計方案主要改變了管道內后半段的尺寸大小。在距消能井出口5.35 m處將管道尺寸由4.5 m×3.0 m擴大為4.5 m×4.5 m,擴大段長度10.35 m，而且去掉了方案一中的2號格柵。增大了管道過流能力，以降低出口處流速，具體設計方案見圖4。

圖4 優化方案二管道布置立面

3.3 方案三

本方案在方案二的基礎上將管道在距出口處5 m將管道上壁增高至閘門井井口高度，左右邊壁由4.5 m拓寬至閘門井同寬12 m，下底板不做調整，形成2個倒階梯的形狀，使摻氣水流上浮加快。具體設計方案見圖5。

圖5 優化方案三管道布置立面

4 優化方案比選

4.1 閘門井流態

3種優化方案均以降低管道出水流速，穩定閘門井內流態為目標。通過觀察記錄在不同排水流量(48、44、22 m3/s )對應平均海平面下的試驗工況，觀察閘門井內流態，由設置在閘門井底部的測壓管測得不同水位下的壓力水頭，結合旋槳流速儀測得管道出口平均流速和下閘門井水面波動的水位差，試驗結果見表2。

表2 各工況下閘門井水流特征值

通過分析可以看出，隨著方案的不斷改進，閘門井波動程度、底板壓強峰值均有降低，閘門井內流態變得更穩定。在正常運行流量下，方案一管道形狀變為矩形，防止出現一期方案雙圓管產生的對流旋渦，并且加入2排消能格柵，增大消能率；方案二后段管道面積擴大為原面積1.5倍，出口流速相比方案一平均降低約3%，水面波動平均降低約25%，優化效果明顯；而方案三在方案二的基礎上進一步使流動平衡時閘門井水面高程降低，將管道淹沒出流帶來的閘門井水面波動高度降低51%。管道出口處底板形成一段擴散段，擴散寬度越大，單寬流量越小，水流在橫向方向能量越分散，對閘門井邊壁沖擊越小，回流波動降低，也達到穩定流態的目的，方案三水面試驗情況見圖6。

4.2 氣泡輪廓線與出流摻氣率

以降低閘門井水面氣泡量，同時減少流向閘門井出水管摻氣為試驗目的，做出氣泡主體區域下輪廓線可以清楚描繪氣泡主體流動形態，見圖7。

圖6 優化方案三水面波動

圖7 摻氣水流氣泡下輪廓線

可以清楚看出優化方案使摻氣水流更早流向水面，這樣可以使氣泡浮出、波動集中在一小部分區域。優化方案三中提前5 m打開上管壁；管道出口處下底板由寬4.5 m擴大為12 m，靠近出口段的流態由淹沒出流變為近似明渠出流，突然擴大的流道使摻氣水流上浮提前；試驗中體現得尤為明顯，見圖8。

圖8 優化方案三氣泡輪廓示意

同時，摻氣水流主體已經在閘門井進口處排出，流向下游的摻氣量已經極少，而且形成突然擴大出口后，會在出口左右側形成2個小型漩渦，卷積氣泡，減少流向下游的氣泡數量。通過測量3個特征流量下的入海管道摻氣率，其中優化方案三在最大流量時工況下入海管道摻氣比僅為1.24×10-5，符合實際工程要求，入海管道摻氣率見表3。

表3 入海管道摻氣率 ‰

4.3 系統消能率

消能井的消能率是實際工程中比較關心的問題，管道與閘門井作為整個消能井排水系統，消能部分主要存在于旋流式消能井，在3個優化方案中，消能井下游的消能部分主要包括格柵式消能孔板、倒臺階式管道，以及突然縮小管道段、管道出口。根據研究，系統消能率可以采取下面公式進行估算[10]：

(1)

式中φ——系統消能率；h——參考水面處平均水深；H——上游水位與參考斷面處的水位差；q——管道內單寬流量。

根據模型試驗，在平均海平面的工況下按照公式對系統消能率進行估算，3種流量的系統消能率見圖9。從圖9可以看出，優化方案在不同運行流量下消能率均有明顯提升，優化方案三在正常運行流量下的系統消能率達到80.2%，完全可以滿足工程的要求。

圖9 3種方案下的系統消能率

5 結論

a) 本試驗經過方案對比，優化方案三相較于方案二閘門井水面波動高度降低51%，入海管道摻氣率相比降低44%，整個管道系統基本無震動，滿足工程對于閘門井內流態以及入海管道摻氣量的要求。

b) 在尾水位為平均海平面這一特征水位下，優化方案三的系統消能率在3種工作流量下分別為84.7%、80.2%、70.8%，相較于其他2個方案均有較大提升，滿足實際工程消能要求。

c) 通過模型試驗可以得出，對于類似工程，在不改變消能井、閘門井主要結構與位置的條件下，為了避免閘門井內涌起泡沫，防止摻氣水流大量流向下游排水管道。若不設排氣孔，消能井下游管道應盡量保證為無壓管道，提前與外部相連通，使摻氣水流盡快溢出。