基于水力学模型试验的某消能井排水管道的优化设计

，凌峰，琦杰，

(华北水利水电大学，河南郑州450000)

消能井作为一种新型消能工，性能优越，结构简单，地形适应性强,是一种高效减少水流动能的构筑物，广泛应用于大型水利工程和城市排水排污管线中[1-2]。然而，绝大多数消能井仅仅降低水流动能，对通过其水流的流态、流速、掺气率等要求不高。对于掺气状况方面，在实际工程中许多大流量、高速水流泄水建筑物中甚至会设计建筑物结构以增大掺气率，掺气水流的确能够有效地减免设施免受空蚀破坏[3]。

旋流消能井是采用井内旋流与井底水垫进行消能(即压力消能工)。下游排水水流流态受出口处尾水位影响很大，若尾水水位高于排水管上壁，即尾水处于淹没状态时，管内内进口段为气水混合有压流，管道中段逐渐形成凹形明流段，然后在出口段又变成明满流过渡现象。管内气泡聚集形成压力气囊，导致管道震动，出水口高压气泡浮出水面也会产生气爆现象，使尾水池流态不稳定，因此需要在与消能井连接的出水管进口段设置水垫塘进行消能，在出口段也必须设排气井[4-5]。 廖常德、周力提出的新型塔式消能井，能够使掺气水流在底部扩大的竖井内产生旋滚，形成中央流速高而靠近边壁流速低的特征水流，从而使出流掺气略微减少，但这种消能井设计方案更侧重于降低出口流速，且主要用于水头高达200 m以上，泄洪量达4 000 m3/s的水利水电工程[6]，并不能解决出口水流大量掺气的问题。

本消能井工程在其类似的一期工程阶段没考虑到下泄水流掺气量过大的问题，运行后导致闸门井内大量泡沫溢出，而且掺气水流经过排水管道排入海水后也在海面上涌起大面积泡沫，给当地海面环境造成不良影响。为解决这一问题，本文通过模型试验，在消能井体型与设计尺寸不变的情况下，探讨几种不同管道优化方案下其流态、流速、掺气量、震动情况及系统消能率，以解决本工程问题，也为今后类似施工和设计提供参考依据[7]。

1 工程概况

菲律宾GNPower Dinginin2×660 MW燃煤电站为滨海电厂，采用海水直流循环供水系统，退水通过旋流消能井(消能井进水口高程约15.90 m)，闸门井及2条退水管路退入马尼拉海湾(平均海平面为-0.39 m)。受限于工程场地与经济要求，在消能井体型和结构已定的情况下，对消能井与闸门井之间长度15.7 m连接管道进行优化设计。要保证消能井的系统消能率，同时要求闸门井内流态稳定，震动小，掺气量低。

设计方案：连接消能井与闸门井的管道设计长度15.7 m,分为2个直径为3 m的水平圆形管道，管轴线高程-1.87 m,采用钢筋混凝土箱涵连接，上游为旋流式圆筒消能井，底板高程-5 m，闸门井尺寸13.0 m×12.0 m(顺水流长度13 m，宽度12 m)入海排水管线轴心标高-4 m，闸门井底板标高-7.15 m。

本文采用物理模型试验的手段，针对电站退水消能系统进行试验研究。试验范围包括前池、消能井、消能井出水管道、闸门井以及入海排水管路等，模型总体布置见图1。

图1 模型平面布置

模型采用重力相似准则设计，并满足紊动阻力相似要求，确定模型的几何比尺为λ=18.75。根据模型比尺关系，模型糙率比原型糙率小，消能井系统主体模型制作材料采用透明有机玻璃(n=0.008 5)，可以满足阻力(糙率)相似要求。其他相应的各物理量比尺见表1。

表1 模型设计比尺

2 设计方案试验

试验通过比较在不同设计流量(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)的工况下，比较不同管道结构内的流速、流态、进流能力，观察管道震动情况、闸门井内掺气状况，并分析系统消能率。

在一期工程的双管出流方案下，试验观察发现，尽管进水管口已经处于消能井旋流消能区的下部，但依然有大量的气泡掺混进入管道。在管道缩小口处，主流与边界分离，形成上翻旋涡，紊动剧烈，造成管道震动[8-9]。而且由于双圆管出口与闸门井出口的双圆管位置相对，导致在闸门井内形成2条涡流，消能井的掺气小部分被带走，大部分在闸门井内扩散，导致闸门井内有大量气泡，水面波动较大，考虑到实际工程循环退水为循环的海水，可能产生气泡比例较大，为避免泡沫涌出，需对连接管道段进行优化设计。

3 优化方案试验

3.1 方案一

为了进一步减少消能井出水管道掺气量，削弱连接管道震动，优化方案一将原双管圆形连接管道换为高3 m、宽4.5 m的矩形管道，水平管轴线由-1.87 m降至-4.7 m，并在联接管内设置两排格栅式消能工，每排格栅宽度0.4 m，间距0.42 m，顺水流厚度0.4 m，前后两排格栅交错布置。管道过流面积由圆管14.13 m2，变为方管13.5 m2，在格栅段为6.3、7.56 m2，具体布置立面见图2，格栅式消能隔板示意见图3。

图2 优化方案一管道布置立面

a)1号格栅 b)2号格栅图3 格栅式消能隔板示意

3.2 方案二

为了降低满管时水流流速，促使从排水消能井进入闸门井内的气泡快速上升扩散，改善闸门井内水流流态，本设计方案主要改变了管道内后半段的尺寸大小。在距消能井出口5.35 m处将管道尺寸由4.5 m×3.0 m扩大为4.5 m×4.5 m,扩大段长度10.35 m，而且去掉了方案一中的2号格栅。增大了管道过流能力，以降低出口处流速，具体设计方案见图4。

图4 优化方案二管道布置立面

3.3 方案三

本方案在方案二的基础上将管道在距出口处5 m将管道上壁增高至闸门井井口高度，左右边壁由4.5 m拓宽至闸门井同宽12 m，下底板不做调整，形成2个倒阶梯的形状，使掺气水流上浮加快。具体设计方案见图5。

图5 优化方案三管道布置立面

4 优化方案比选

4.1 闸门井流态

3种优化方案均以降低管道出水流速，稳定闸门井内流态为目标。通过观察记录在不同排水流量(48、44、22 m3/s )对应平均海平面下的试验工况，观察闸门井内流态，由设置在闸门井底部的测压管测得不同水位下的压力水头，结合旋桨流速仪测得管道出口平均流速和下闸门井水面波动的水位差，试验结果见表2。

表2 各工况下闸门井水流特征值

通过分析可以看出，随着方案的不断改进，闸门井波动程度、底板压强峰值均有降低，闸门井内流态变得更稳定。在正常运行流量下，方案一管道形状变为矩形，防止出现一期方案双圆管产生的对流旋涡，并且加入2排消能格栅，增大消能率；方案二后段管道面积扩大为原面积1.5倍，出口流速相比方案一平均降低约3%，水面波动平均降低约25%，优化效果明显；而方案三在方案二的基础上进一步使流动平衡时闸门井水面高程降低，将管道淹没出流带来的闸门井水面波动高度降低51%。管道出口处底板形成一段扩散段，扩散宽度越大，单宽流量越小，水流在横向方向能量越分散，对闸门井边壁冲击越小，回流波动降低，也达到稳定流态的目的，方案三水面试验情况见图6。

4.2 气泡轮廓线与出流掺气率

以降低闸门井水面气泡量，同时减少流向闸门井出水管掺气为试验目的，做出气泡主体区域下轮廓线可以清楚描绘气泡主体流动形态，见图7。

图6 优化方案三水面波动

图7 掺气水流气泡下轮廓线

可以清楚看出优化方案使掺气水流更早流向水面，这样可以使气泡浮出、波动集中在一小部分区域。优化方案三中提前5 m打开上管壁；管道出口处下底板由宽4.5 m扩大为12 m，靠近出口段的流态由淹没出流变为近似明渠出流，突然扩大的流道使掺气水流上浮提前；试验中体现得尤为明显，见图8。

图8 优化方案三气泡轮廓示意

同时，掺气水流主体已经在闸门井进口处排出，流向下游的掺气量已经极少，而且形成突然扩大出口后，会在出口左右侧形成2个小型漩涡，卷积气泡，减少流向下游的气泡数量。通过测量3个特征流量下的入海管道掺气率，其中优化方案三在最大流量时工况下入海管道掺气比仅为1.24×10-5，符合实际工程要求，入海管道掺气率见表3。

表3 入海管道掺气率 ‰

4.3 系统消能率

消能井的消能率是实际工程中比较关心的问题，管道与闸门井作为整个消能井排水系统，消能部分主要存在于旋流式消能井，在3个优化方案中，消能井下游的消能部分主要包括格栅式消能孔板、倒台阶式管道，以及突然缩小管道段、管道出口。根据研究，系统消能率可以采取下面公式进行估算[10]：

(1)

式中φ——系统消能率；h——参考水面处平均水深；H——上游水位与参考断面处的水位差；q——管道内单宽流量。

根据模型试验，在平均海平面的工况下按照公式对系统消能率进行估算，3种流量的系统消能率见图9。从图9可以看出，优化方案在不同运行流量下消能率均有明显提升，优化方案三在正常运行流量下的系统消能率达到80.2%，完全可以满足工程的要求。

图9 3种方案下的系统消能率

5 结论

a) 本试验经过方案对比，优化方案三相较于方案二闸门井水面波动高度降低51%，入海管道掺气率相比降低44%，整个管道系统基本无震动，满足工程对于闸门井内流态以及入海管道掺气量的要求。

b) 在尾水位为平均海平面这一特征水位下，优化方案三的系统消能率在3种工作流量下分别为84.7%、80.2%、70.8%，相较于其他2个方案均有较大提升，满足实际工程消能要求。

c) 通过模型试验可以得出，对于类似工程，在不改变消能井、闸门井主要结构与位置的条件下，为了避免闸门井内涌起泡沫，防止掺气水流大量流向下游排水管道。若不设排气孔，消能井下游管道应尽量保证为无压管道，提前与外部相连通，使掺气水流尽快溢出。