畢 業 論 文（設計） 題 目 ： 沿海油庫海水淡化后濃海水處置技術的研發 排海擴散器的設計 學 院： 石油化工學院 學生姓名： 虞邦煒 專 業： 油氣儲運工程 班 級： A06儲運 指導教師： 竺柏康 起 止 日期： 2011.2.21-2011.4.29 2011 年 4 月 25 日 目錄 中文摘要 . I 英文摘要 . 1 前言 . 1 1.1 背景 . 1 1.2 濃海水處理方法 . 1 1.3 濃海水處理排海工程 . 1 1.4 本文的工作 . 2 2 海水淡化的尾液影響 . 3 2.1 濃海水對海洋生態系統的影響 . 3 2.2 海水淡化廠污染物排放 . 3 2.3 排放水物理性質變化對海洋生態系統的影響 . 3 3 模型理論 . 4 3.1 近區模型研究現狀 . 4 3.2 遠區模型研究現狀 . 6 3.3 水動力學參數 . 7 3.4 海洋水動力學狀況評價方法 . 7 4 排海擴散器的設計 . 11 4.1 擴散器結構與要求 . 11 4.2 擴散器結構概念設計的原理和流程 . 13 4.3 設計中主要影響因素 . 14 4.4 孔口出流系數法 . 14 4.5 動壓力水頭法及其優化設計程序 . 18 4.6 六橫島臺門海水淡化工程 . 22 5 總結與建議 . 28 5.1 總結 . 28 5.2 建議 . 28 6 參考文獻 . 29 I 沿海油庫海水淡化后濃海水處置技術的研發 排海擴散器的設計 虞邦煒 (浙江海洋學院石油化工學院，浙江 舟山 316004) 摘要 濃 海 水處理排海工程就是將海水經過淡化處理的濃海水通過海洋放流管輸送到離海岸一定距離、一定深度的 強流區域，由海洋放流管尾部的擴散器排放，即充分利用海洋的擴散、降解和自凈能力，達到濃海水處理的 目 的。 海水經淡化之后，產生濃鹽水尾液，如果它不加處理，直接排放，勢必對環境造成嚴重影響。利用擴散器排放濃海水，能很好的利用自然海域的特點，海域本身的自凈溶解能力使濃海水及時得到擴散稀釋，達到凈化目的。這樣，既解決了環保問題，又使處理濃海水尾液成本得以降低。本文從我國水資源的嚴重缺乏角度，闡述了海水淡化的重要性，進而引出海水淡化之后所產生的濃海水尾液的影響。通過對近些年排海工程理論模型的了解，再對海洋水動力學進行研究 ，提出一些模擬方法。本文著重闡述如何進行排海擴散器的設計，從結構、要求、設計原理、流程和主要影響因素等多角度考慮，并介紹兩種擴散器水力設計方法 孔口出流系數法和 動壓力水頭法。 在 六橫島臺門海水淡化工程 中，采用 T 型走向擴散器 ， 通過數值模擬，對 軸線流速、濃度及稀釋度的沿程變化 進行 比較 ，得出結論。 關鍵詞 擴散器；濃海水尾液；孔口出流系數法；動壓力水頭法； T型走向擴散器 II The coastal depot sea water desalination with the r&d disposal technology,the emissions sea diffuser design Yu bangwei (Institute of petrochemical technology, Zhejiang Ocean University, Zhoushan 316004) Abstract Concentrated seawater discharging project is that seawater through desalinaton by marine discharging pipe deliver to thet coast which is distance from a certain depth of the high current region, discharge by the diffuser of sea discharging pipe rear, or take by the full advantage of the ocean spread, degradation and self-purification ability, so as to achieve the purpose of concentrated seawater. After the water desalinated,then produced the concentrated seawater, if it is not addressed, discharges directly, is bound to have serious impact on the environment. Concentrated sea water discharges by using the diffuser, the use of well characteristics of natural waters, waters dissolve their self-purification ability to dilute the concentration of water diffusion in time to achieve purpose of purification. In this way, not only to solve the environmental problem, but also to deal with the cost of concentrated sea water solution.From the perspective of a serious shortage of water resources in China, explaining the importance of desalination, and then leads the generated after the end of solution of concentrated sea water. Through the recent discharge engineering of the theoretical model to understand, and to study the dynamics of ocean water, we give out some simulation. From the structure, requirements, design principles, processes, and the main factors and many other considerations, this article focuses on how to design the diffuser, and describes two methods of hydraulic design of the diffuser-orifice the flow coefficient and the dynamic pressure head method. The desalination projects of island of Taimen Liuheng, through numerical simulation with T diffuser, compared with the axis velocity, concentration and dilution,then make the conclusions. Key words diffuser； thick liquid water； the flow coefficient method of the orifice；dynamic pressure head method； T toward of the diffuser 1 1 前言 1.1 背景 淡水資源短缺是全球目前面臨的主要社會問題之一，解決淡水短缺問題除了傳統的節約用水、廢水利用、遠途調水等方法外，利用現代技術大規模開辟新的水源則首推海水淡化技術。 我國是一個水資源嚴重短缺的國家，人均淡水占有量僅為世界平均水平的 1/4。沿海地區經濟發達、人口稠密，淡 水供需矛盾更加突出。在陸地淡水資源日益短缺的嚴峻形勢下，人們把目光投向了海洋。我國海水淡化技術的研究起步較早， 1967 1969年全國組織海水淡化會戰，同時開展電滲析（ ED）、反滲透（ RO）和蒸餾多種海水淡化方法的研究。 1981年建成西沙 200m3/d電滲析海水淡化裝置； 1997年，浙江省重大科技攻關項目“ 500m3/d反滲透海水淡化示范工程”在浙江省嵊泗縣嵊山島建成投產 1； 2000年，在國家科技部重點科技攻關項目“日產千噸級反滲透海水淡化系統及工程技術開發”的支持下，先后在山東長島、浙江嵊泗建成了 1000m3/d反滲透海水淡化示范工程； 2003年，國家發改委高技術產業化項目“山東榮成日產10000噸級反滲透海水淡化示范工程”一期 5000m3/d機組在榮成市石島建成投產； 2004年，國家科技部科技攻關項目“低溫多效海水淡化示范工程”， 3000m3/d低溫多效海水淡化裝置在青島市黃島電廠建成 2。經過近 40年的研發和示范，我國海水淡化技術已日趨成熟，為大規模應用打下了良好基礎。我國已成為世界上少數幾個掌握海水淡化先進技術的國家之一 3。目前已建成運行的海水淡化水產量約為 12萬 m3/d， 在建和待建的工程規 模為 38萬 m3/d。根據國家海水利用專項規劃，我國海水淡化能力 2010年將達到 80萬 100萬 m3/d4， 2020年將達到 250萬 300萬 m3/d。 1.2 濃海水處理方法 世界上常用的濃海水處理方法可分為兩大類。一類是直接排放，如排入海洋、地表水、污水處理系統等；第二類將濃海水進行再利用，如地表灌溉、制鹽、提取化工原料等 5。其中，直接排放投資少、效益高，但其處理不當會對環境造成嚴重污染，故一般采用擴散器來加速濃海水的稀釋，達到保護環境的作用。 1.3 濃海水處理排海工程 濃 海 水處理排海工程就是將海水經過淡化 處理的濃海水通過海洋放流管輸送到離海岸一定距離、一定深度的強流區域，由海洋放流管尾部的擴散器排放，即充分利用海洋的擴散、降解和自凈能力，達到濃海水處理的 目 的。排海工程的規劃、設計、施工、運行，在國外已有幾十年的歷史。早期建造的排海工程一般只是一條簡單的放流管，末端開口，不帶擴散器，排放的污水也不經過任何預處理。至上個世紀 20年代，排海工程開始在放流管的末端增加了一段帶有多孔的擴散器，而且也逐步開始了排海前的預處理。例如，建于 1925年的英國 Heng istbury污水排海工程安裝了一個有 6個噴孔的擴散器。利 用多孔擴散器將污水分散排放更有利于污水與海水的 混合 ，它通過其噴嘴將濃 海 水射入環境水體，是一種用來增強污水與環境水體摻混稀釋能力的工程措施。 合理 地設計擴散器可使射出的濃 海 水 在較小范圍內獲得高倍數稀釋，并可以提高稀釋效率，降低局部海區的污染程度，避免形成穩定的濃海水場，便于 2 濃海水的進一步輸移擴散。這樣既充分利用納濃海水體的環境容量和自凈能力，顯著減少濃海水處理費用，又保證環境目標的實現 6。 1.4 本文的工作 本文應用數值模擬的方法對海水淡化濃海水尾液排放過程進行研究，預測污染物對環境可能造成的影響范圍和程度，針對 濃海水尾液，設計出合理的擴散器形式，并提供可行的減輕不良環境影響的措施，為管理部門提供決策依據，為開發工程的環境保護設計提供科學依據，為作業者實施完善的環境管理措施提供可操作依據，對沿海社會、經濟的可持續發展也有著較為重要的現實意義。 3 2 海水淡化的尾液影響 海水淡化可為內陸地區節省更多可以利用的淡水資源，這對于長遠解決我國水資源短缺問題具有戰略意義。但在大力發展海水淡化事業的同時，也不可避免地帶來海洋生態環境問題。海水淡化廠排放的濃海水及其所含的污染物 (重金屬、化學添加劑等 )以及物理性質（如溫度、密度 )的變化，如未經適當的處理而直接排放入海，將對海洋生態環境造成相當的沖擊。 2.1 濃海水對海洋生態系統的影響 海水淡化廠排放的濃海水的鹽度一般是取用海水的 2倍 7。若這些濃海水排放方式不當，將導致排放海域鹽度的升高。以膠州灣為例，按海水淡化水產量 20萬 m3/d、膠州灣海水交換周期為 60天計算，若產生的濃海水全部排入膠州灣，則膠州灣的平均鹽度將每年上升約 0.3個鹽度單位， 30年后膠州灣的平均鹽度將超過 40，與死海的鹽度相當。 鹽度的升高會改變海洋生物本身體液與其生活 環境海水中滲透壓的平衡，從而降低海洋生物的繁殖力 (主要是幼蟲和幼仔 )，甚至使其滅絕。研究發現許多類海洋生物的呼吸及排泄能力，都與其周遭環境的鹽度有密切的關系。有些海洋生物被稱為狹鹽性，因為它們僅能在一個狹窄的鹽度變化范圍內保持其體液與周圍環境間滲透壓的平衡。而能忍受環境中較大鹽度變化的海洋生物，則被稱為廣鹽性。有些海洋生物雖然在鹽度增高至某一程度時仍能生存，但其細胞的增殖能力卻已大為減低。此外，由于底棲生物無足夠的移棲能力，因此濃海水排放對排水口附近的底棲生物的影響尤其嚴重。 2.2 海水淡化廠污染物排放 海水淡化 廠排放水中污染物來源主要有兩類：一類是化學添加劑，如生物殺滅劑 (通常為氯氣或次氯酸鈉 )、抑垢劑 (通常為聚磷酸鹽 )、防沫劑、防蝕劑、酸洗劑等；另一類是由管路腐蝕產生的毒性重金屬，如 Cu、 Ni、 Mo、 Cr、 Zn 等。研究表明，以上這些污染物都會對海洋生態系統產生危害。以生物殺滅劑 氯氣為例，多級閃急蒸餾法排放水中游離氯含量一般在 (0.2 0.5)10-6，若按淡水 /排水 (含冷卻水 )比 1 9 來估算，一個 10 萬 m3/d 的淡化廠排放游離氯量為 180450kg/d。雖然稀釋作用和降解作用會降低接受水體的游離氯濃度 ，但即使很低的游離氯濃度也會對海洋生物產生毒害作用。首先，游離氯是一種高效的生物殺滅劑 (這也是作為海水淡化生物殺滅劑的原因 )；其次，游離氯與海水中的有機物發生化學反應，產生若干有致癌作用或毒害作用的鹵化物。美國國家環保局規定海水中游離氯不得超過 0.01310-6(短期 )和 0.0075 10-6(長期 )。另外，在濃海水中濃度最大的重金屬是銅，其含量比自然海水高 12 個數量級 8。 2.3 排放水物理性質變化對海洋生態系統的影響 排放水物理性質的改變主要有兩點：溫度升高和密度增大。排放水密度的增大主要影響接受水體的 物理性質，由于濃海水的密度大于自然海水，其入海后易于沉降在水底，阻礙了海水的垂直混合，并在排水口附近形成高鹽沙漠。而排放水溫度的升高 (尤其是蒸餾法 )則直接影響海洋生物的生長和繁殖。大部分的海洋生物都是在一定的溫度范圍內生長和繁殖，溫度的改變會影響海洋生物的生理機能，并影響其產卵、生長及幼蟲孵化能力。此外，排放水溫 4 度的升高將導致接受水體溶解氧含量的降低，而間接對海洋生物和水質產生不利影響。 3 模型理論 3.1 近區模型研究現狀 國內外對城市污水海洋處置工程近區的稀釋擴散規律的研究已有較長的歷史，與污染近區有關的射流理論 也由規則邊界中靜止環境內的平面與單孔射流向復雜流動中的復雜射流發展，如橫流、分層流、淺水域射流，潮汐流中的多孔射流、表面射流、旋動射流等。 射流是指一般流體從各種排放口或噴口流入周圍環境流體，并同其發生強烈混合的流動狀態。根據射流的形成可將射流分為三種：噴口處初始動量對流動起支配作用的射流為純射流或動量射流，由于噴口處流體與環境流體的密度差產生的浮力作用形成的射流為羽流和卷流，而浮射流則是即受動量作用又受浮力作用，同時具有射流和羽流特性的一種射流。射流的基本特征就是由于射流與周圍環境流體之間速度差形成的卷吸 和摻混，使射流斷面不斷擴大，射流流速沿程減小，濃度或溫度降低。目前，射流理論被廣泛的應用在水利、航空航天、環保、冶金、化工、交通、礦山等多個領域。 浮射流是環境水力學和流體力學近年來的重要研究對象。從上世紀 20 年代開始研究無限空間同類流體中等密度自由紊動射流理論以來，國內外學者進行了大量有關浮射流的研究工作，使浮射流理論有了較大的發展。浮射流特性研究的目的主要是在于確定它的稀釋度、射流軸線的軌跡、射流擴展的范圍和射流中流速的分布等。對于變密度、非等溫和挾帶有污染物質的射流還要確定密度分布、溫度分布、和挾帶物 濃度分布。研究方法主要有物理模型和數學模型兩種。 3.1.1 物理模型 物理模型即根據水力相似性原理，采用將原型縮小到一定比尺后進行污染物排放物理實驗，通過實測數據分析污水經排放口出流后浮射流的行為特征，從而得到描述其運動規律的經驗半經驗公式。 量綱分析是物理模型常采用的方法，通過分析影響射流運動的諸多因素，如環境水體因素、擴散器幾何要素、浮射流自身排放要素等，得到描述浮射流運動特性的關系式。在浮射流初始研究階段，量綱分析方法在分析整理試驗資料和數據上發揮了巨大的作用，獲得了有關浮射流的許多基本特征和基本參 數，為人們認識和研究浮射流現象提供了強有力的手段，即使在當今的江河湖海尾水排放的物理模型實驗中，該方法仍不失為有效的手段。 List 和 Papanicolaious（ 1988）和 Fischer（ 1979）在分析了大量前人的研究過后分別確定了射流區和羽流區內的速度和濃度的高斯分布函數中的指數系數，以及斷面擴展半寬度等特征參數。他們還對各流速沿軸線的衰減規律進行了研究，并在采用量綱分析方法對實驗數據整理分析的基礎上進一步證實了時均速度和濃度斷面符合高斯分布形式。 國內的許多專家和學者利用該方法對不同形式和排放條件 的污水排放口進行了模型試驗研究，取得了大量的寶貴資料和工程經驗，對排放口的設計和工程運行起到了很好的指導作用，同時也為其它類似污水排放口的建設提供了寶貴的經驗，推動了我國污水江河湖海處置技術的發展。采用該方法，韋鶴平（ 1989）分別對上海星火工業園區污水排海工程排放口模型進行了實驗研究，得出了適用于該工程的排放口參數 9；徐高田（ 1997）結合上海河流污水 5 治理二期工程白龍崗排放口水利模型試驗，采用量綱分析法對近區初始稀釋度的變化規律進行了研究，得出了描述該排放口條件下初始稀釋度變化規律的經驗公式；嚴忠民、 蔣傳豐等人（ 1991）還依據無量綱分析結果，對污水排放管的物理模型試驗準則和實驗方法進行了有益的探索。 3.1.2 數學模型 數學模型主要包括積分模型和場模型，以及長度比模型。 1）積分模型 數學模型中最經典的是射流積分模型，它始于 20 世紀 60 年代后期， 70 年代有較快的發展，提出的模型有 20 多種。射流積分模型的基本思路是：首先假定沿射流各個斷面上的流速分布、濃度（溫度）分布相似性，通常將射流近區分為初始段和主體段，初始段是射流流態形成區，沿程側向斷面上各因變量的變化多用橢圓分布近似，主體段是射流流態發展區， 沿程側向斷面上因變量的分布多用高斯分布逼近。其次必須對射流的厚度作線性擴展假定或對浮射流從側邊卷吸流體的流量作出一個卷吸假定，常用卷吸系數又可近似是常量。對有環境來流的情況還應確定繞流阻力系數。射流積分模型是上述假定的基礎上，根據質量、動量和物質守恒的原理，對與射流軸線垂直的橫斷面積分獲得的。然而，積分模型由于采用了許多對稱假設，使之不能很好的應用于邊界條件較為復雜的情況，只能適用于簡單的流動計算。Morton， Taylor 和 Turner（ 1973）提出了半無限水域、水體靜止且密度均勻的理想環境中單孔或長孔 射流研究的積分模型， List 和 Imberger 以及 Lee 等應用該方法對不同環境水體特性條件下的浮射流運動規律進行了研究，取得了大量成果，豐富了積分模型理論。我國學者韓保新（ 1996）等人研究了一種污水排海的近遠區計算與控制方法，并應用于大亞灣水容量計算和污水排海?；蔽男暮屠顭槪?1993）應用此方法研究了浮射流卷吸模式本身的特性。徐田高和韋鶴平（ 2000）研究了積分控制模型，并應用于嘉興污水海洋處置工程中。 從文獻可以看出，有關排污射流的研究其環境流體為恒定橫流的較多，并取得了豐富的成果，但實際上多數排污工程 的受納域是受潮汐作用強烈的河流和近海水域，因此對非恒定橫流作用下射流性質的研究更具有實際意義，但就目前的科學研究的狀況來說，認識和描述脈動量及非恒定問題存在很大的困難，對潮流中的排放問題的實驗研究也較少，因此也只能在恒定橫流研究的基礎上近似模擬非恒定橫流中污染物排放的射流問題。 2）場模型 在浮射流的近區，水流紊動劇烈，有強剪切層存在，一般的時均化模型較難于應用，特別是在動水條件下，采用紊流模型才能較準確的把握。紊流模型較上述積分法的應用范圍要廣，并可以考慮復雜的流動，考慮潮流的動態變化對濃度場的影響，但是 紊流模型相對比較復雜，其發展尚不成熟。紊流方程一般分為：零方程（混合長度方程），單方程（紊動動能方程 K 方程），雙方程（ K f， K方程等）。還有很多學者對紊流模型進行了改進： Rodi 首先采用了代數應力 /通量模型對熱電廠的溫排放浮羽流特性進行了模擬； Chen 和 Li 采用此模型及改進的單尺度、多尺度模型，對不同分層環境射流進行了較好的模擬；此外 Gu Jie 等采用模型結合尾水排放近區的模擬； Kim 等應用垂向坐標變換對多孔擴散器近遠區進行了數值模擬。在“七五”期間，我國學者深入研究了潮汐流動中底部排放污染混和區近區 K模型，岸邊排放污染混合區完全深度平均模型及實用化計算方法等課題，取得了一定的成果。 3）長度比模型 自 80 年代以來，一種以量綱分析為基礎來對流動進行分區的長度比模型得以開發和應用。 6 它容易處理較為復雜的環境條件和各種不同的排放方式。這種模型中引入了大量以實驗為依據的經驗參數，使其計算結果以較強的實踐背景為依托，而計算工作量較場模型大大減少，為工程問題混合區流場的分析提供了便利。 3.1.2 智能化軟件 伴隨著污水海洋處置工程近區模型的日益完善，智能化的軟件模型也得到開發和應用，已知的各種智能化軟件以美國 開發的為多，其中多半是由美國國家環保局（ USEPA）組織開發的。 1985 年 USEPA 推薦了 5 個污水排海稀釋度計算模型（ UPLUME， UOUTPLM， UM，UDKHDEN 和 ULINE）。最早的 UPLUME 模型針對在靜水中的圓形單孔排放，基本上只是講Abraham 的浮射流理論計算機化，它適合于環境水體為任意分層，射流的傾角可以是 -5o90o。UOUTPLM 模型則是基于 Frick 冷卻塔熱羽流模型，適用于環境流體為均勻流動中的單孔排放，環境流體的密度分層可以是任意的，射流的傾角可以是 -5o90o。 UM 模型則比 UPLUME 模型大進一步，其可以用于單孔圓形浮射流，也可用于多孔排放圓形浮射流，并允許環境流體有流速分布。 UDKHDEN 模型運用歐拉積分方法計算浮羽流的軌跡、半寬、濃度和溫度方程，適用于浮羽流的單孔或者多孔排放。 ULINE 模型是針對在流動水體中的線狀擴散器的，是對Roberts 在密度不分層的橫流中的線源浮力羽流實驗數值外推，環境水體密度分層和流速分布可以是任意的。后來 Roberts 又完成了在密度分層橫流中的線源浮力羽流實驗，將此結果合并入 ULINE 模型形成了一個新的模型，稱之為 RSB 模型。 1995 年 USEPA 在頒布這些模型時，又把 UM 和 RSB 模型并入含有遠區稀釋度計算的 PLUMES 軟件。 2001 年， USEPA 改進了PLUMES 模型，發布了 Visual Plume 模型軟件，包括 UM3（ UM 的升級版本）、 DKHW（ UDKHDEN 的升級版本）、 PDSW、 NRFIELD（ RSB）、 PDS、 DOS PLUMES 等模型。 此外還有 DKHEN 模型及基于拉格朗日方法的 OUTPLM 模型。 1993 年康奈爾大學更開發了一個專家系統 CORMIX，它把水流的各種水動力條件，如射流與水體表面和水底的動力相互作用都考慮在內，采用特征長度綜合 了大量的實驗資料，因而該專家系統可以掃描各種可能的初始混合情景。 Lee 開發的 Jetlag 模型 10對環境水流成任意夾角的圓形浮射流進行全場模擬，并可應用于在同一噴頭上有多個噴孔的情形?；蔽男诺纫膊?用數學模型對射流進行了一系列研究。 3.2 遠區模型研究現狀 近區研究側重根據污水的初始動量、浮力、環境水體的分層情況以及水流的作用，遠區研究的重點是污水進入海洋水體，污染物經紊動混合與輸運擴散后時空分布特性。近岸海域是陸地、海洋和大氣之間各種過程最活躍的界面，該水域的環境和生態系統受到來自陸地和海洋的雙重作用的影響， 對大范圍內各種自然過程變化所引起的波動和人類活動的影響十分敏感，生態系統相當脆弱。因此，近海水域環境污染物的遷移轉化機理一直是環境科學的熱門課題。污染物經過海流不斷的紊動混合與輸運擴散過程逐漸形成光滑變化的濃度場，稱其為平衡濃度場，平衡濃度場是污染物時空分布特性表征，其理論基礎就是污染物的擴散輸運模型。近海水域的水質預測、評價和管理中，最為實用的流場模型為 2D 淺水環流模型和二維輸運模型。這些模型的應用中，由于控制方程和邊界條件的復雜性，其求解過程仍需借助于數值方法，應用最多的如 FDM， FEM， FVM， FAM 等。 Georgetal（ 2003）則將二維水動力模型與生態模型偶合，進行了復合模型研究； Tsanisetal 及張行南等（ 2001， 2004）分別將二維 7 水質模型與 GIS 技術相結合；劉成等（ 2003）應用二維模型分別對尾水排入長江口工程的污染物運動軌跡進行了模擬；婁安剛、王學昌等（ 1993 2006）分別對渤海海峽、膠州灣等海域應用二維數值模型進行水質分析。 近年來三維水質模型得到了應用，如沈永明（ 2000 2004）就將三維模型應用于香港維多利亞港、日本九州島博多灣等地污染預報中；陳祖軍等（ 2003）應用三維 模型對長江口水質模擬研究；林衛強、逄勇等（ 2003）在珠江口海域三維水質模型的應用；閆菊等（ 2001）將三維模型在膠州灣水質模擬中的應用。美國普林斯頓大學三維海洋模式（ POM）及河口陸架海洋模式（ ECOMSI）因國際海洋界的認可而得到廣泛應用。國內經過吸收改進，成功將這兩個模式用在我國的河口海灣的數值模擬中。另外，還有不少三維模型與生態或富營養模型等混合模型。近年還出現有超標概率場模型、概率分析法模型等模型的應用。 目前文獻中常見的三維水質模型系統還有 WASP， CE-QUAL-ICM， EFDC/HEM3D，MIKE3， Delft3D 和 RMA10 等，可實現河流、湖泊、水庫、河口和沿海水域等一系列水質問題的模擬 11。 3.3 水動力學參數 排入海域后濃海水濃度的分布除受海洋生物、化學過程影響外，主要受海洋物理過程的控制，其中海洋水動力學是支配海洋中濃海水濃度分布的最主要因子。因此，掌握濃海水排放海域的水動力學狀況是了解濃海水濃度分布和變化的關鍵。 1） 潮汐 評價海域內潮汐類型及潮汐特征值，包括平均海平面、深度基準面、最高高潮高、最低低潮高、平均高潮高、平均低潮高、最大潮差、平均潮差、平均漲潮時間、平均落潮時間。 2） 潮流 日 平均流速、最大流速、最小流速。 3） 波浪 常波向、強浪向、最大波高、平均波高、波浪平均周期。 4） 海水密度 海水平均密度及排放口附近海水密度范圍和季節變化。 5） 非周期海流 非周期海流的基本特征和季節變化，包括表層流速、底層流速、海水交換量、近岸區和離岸區的紊流流速和流向。 6） 表面漂流 表面漂流的流速及流向。 3.4 海洋水動力學狀況評價方法 為了預測污水在海流驅動下的輸運狀況，需要更深入地了解排海區域的海水動力學現狀。通過建立適合排污海區的潮波模型進行數值模擬，并在此基礎上建立水質模型討論排污后對周圍海域的影響，同時還應建立拉 格朗日質點追蹤模型，模擬污水標識質點輸運的軌跡，從而選擇出較佳的污水排放海域。 3.4.1 潮波數值模擬 8 根據排放海域的實際情況，選擇合適的潮波數值模型模擬該海域的潮流場，比較模擬和實測的潮位潮流結果，在計算潮流場的基礎上，闡明歐拉余流場的特征。潮流場的計算結果可以作為進一步模擬污染物濃度和軌跡的依據。 由于一般擬選海域的水平尺度遠大于垂直尺度，海水混合比較強烈，鹽度、溫度等要素的垂直分布較均勻，可采用非線性二維潮波動力學模型進行海區的潮波數值模擬，其基本方程為： 22221 ( ) ( )abXXU U U A U UU V f V gt X Y X H X Y （ 1） 22221 ( ) ( )abYYV V V A V VU V f V gt X Y X H X Y （ 2） ( ) ( ) 0H U H Ut X Y （ 3） 式中： UV、 分別為 x、 y 方向的平均流速分量； Hh水體的深度， h 為從靜水面起算的水深； 自靜止水面起算的水位高度； 海水密度； t 時間坐標； f 柯氏參量； aaxY、 海面風應力，如不考慮風影響，則： ax 0， aY 0； A 側向湍粘性系數； bbxY、 海底摩擦力的 X、 Y 方向分量。采用二次律公式： 1 / 2222( ) ( , )bbxY UVg U VC 、 （ 4） 式中： c chezy 系數，主要取決于海底粗糙度和 水深，一般采用美國水利學界普遍采用的 Manning 公式： 1/ 64.64CHn （ 5） 式中 ： n 表征海底粗糙度的 manning 系數。 3.4.2 濃度預測 根據二維濃度模型公式： ( ) ( ) ( ) ( ) ( )H P H P U H P V P PH D x H D y ft x y x x y y （ 6） 式中： P 垂直平均后的濃海水濃度； Dx Dy、 污染擴散系數在 xy、 方向的分量。按 Elder 的公式： 1 / 2 1( ) 5 . 9 3 ( )gD x D y H C U、 、 V （ 7） 式中： f 污染物質的排放速度或者由于生物、化學、物理等因子引起的衰減速率。 確定定解條件和離散格式，利用不同時刻的流速作 為平流速度場，計算擬建排污口在不 9 同時刻 (包括落潮中間時、低潮時、漲潮中間時、高潮時 )排放的 COD 濃度增量。 3.4.3 濃海水運移軌跡 濃海水通過擴散器進入海水后，污染物大多處于溶解態或懸浮態，它們在海洋中的輸移與海水質點一樣，其輸運途徑和去向可以用拉格朗日標識質點軌跡來描述。 假定：1tt時刻在計算海域里投下一標識海水微元，其坐標位置為1()jXt， j 表示標識微元編 號。當21t t t t 時刻，該微元的位置為2()jXt，可表示為： 2121( ) ( ) ( ) ,tj j L jtX t X t U X t t d t （ 8） 式中： ( ),LjU X t t為微元的拉格朗日速度，它是微元的位置和時間的函數。由于潮流場變化的連續性，可以認為 t 足夠小時，2t時刻標識微元的拉格朗日流速可用該微元1()jXt位置上展開的歐拉流速的泰勒級數逼近： 2 2 1 2 1 2( ) , ( ) , ( ) ,L j L j L jU X t t U X t t X H U X t t LL（ 9） 若 略 去 2X 以上的項并將 X 近似地取為： 211( ) ,tLjtX U X t t d t （ 10） 則該微元從1nt到nt的位置改變可用下式確定： 111 1 1 1( ) , ( ) , ( ) , ( ) , ( ) , nnttj n j n L j n L j n L j nX t t X t t U X t t U X t t d t H U X t t d t （ 11） 由 此得到一個潮周期的拉格朗日漂移和拉格朗日漂移速度 (或拉格朗日 余流 )； 00( ) ( ) ( )L j j m jX t X t X t（ 12） 00 ( ) ( )() j m jLj X t X tUt T （ 13） 式中： T 一個潮周期， 0mtt、 一個周期的終了和開始的時間。 根據模型計其結果，可以預測濃海水經過一個潮周期運動以后 的實際輸送方向和速度，并以此結果劃分出海域水交換的活躍區和滯緩區，評價海域的稀釋擴散能力。 3.4.4 工程海域稀釋擴散模擬實驗 為了保證數值模擬結果的可靠性，使排?？谶x擇更科學合理，一般都需要在現場進行示蹤劑擴散試驗，用現場實測數據校核理論計算結果，可更直觀地了解該海區的稀釋擴散能力和規律。 目前國外在水中用作示蹤劑的熒光染料有 8 9 種之多，國內一般選用國產羅丹明 B 作為示蹤劑。結合工況方案，在選擇好的投放點以點派形式投放到海水表面，間隔一定時間跟蹤取樣。通過實驗室分析，確定羅丹明 B 濃度與時 間的函數關系，測定羅丹明 B 在不同潮時的運移軌跡，計算稀釋因子和海水擴散系數。 1）稀釋因子 污染物質進入水體之后，隨時間過程被逐漸稀釋的 倍數，即稱為稀釋因子 (diffusion factor，DF)。 mg mgDF 原 始 污 染 物 質 的 濃 度 （ /L ）不 同 時 間 海 水 中 污 染 物 濃 度 （ /L ） （ 19） 10 DF 值愈大，表示污染物濃度愈低。在相同時間內， DF 值愈大，表示稀釋愈快，反之亦然。 2）擴散系數 K 對海區的表層平流擴散系數可采用下列公式計算： 2 2e x p44X U t YMKt c t（ 20） 式中： M 投放羅丹明 B 的用量 (g)； t 時間 (s)； c 測定的羅丹明 B 的濃度 (mg/L)。 根據對污染物濃度增量的預測和擴散實驗結果的分析，可以初步確定排污口離岸的距離范圍，結合進一步的工程設計參數的研究，可以確定出更適宜的距離。 11 4 排海擴散器的設計 濃海水排海工程是濃海水處理和處置的一種常用方法。在濃海水排海中，需要合理利用海洋的稀釋和凈化容量，否則會造成海洋污染和海洋的生態破壞。擴散器的結構直接影響濃海水排放后在近區的濃海水場的形成，不同的環境保護需求所要求的水質不同，對擴散器結構的要求可能也不一樣。以前的工程多采用線源模 型指導擴散器的結構設計，這與實際工程中的導流管型擴散器不相吻合。近年來海洋排放近區模型研究取得很大進展，出現了一些三維模型。運用這些模型來模擬污水排放后的近區濃海水場狀況 (如初始稀釋度 )，將濃海水排放近區的水質影響同擴散器結構緊密地聯系起來。尤其在濃海水海洋處置的環境影響研究或可行性研 究階段，在擴散器結構設計還沒有進行的情況下，采用本論文提出的擴散器結構 概念設計的方法不僅可以評價濃海水排海對環境的水質影響，還可以幫助優化擴散器結構，對實際的設計具有指導作用。 4.1 擴散器結構與要求 4.1.1 擴散器結構的參數 擴散器設計的主要目的是使濃海水水得到足夠初始稀釋度，同時又投資較省，更充分地利用天然水體的容量。其設計參數包括： 1） 擴散器離岸距離 (放流管長度 ) 放流管占工程造價的很大一部分，放流管越長，造價越高，其決定與環境因子水深有直接關系也是工程選址所需考慮的決定因素。 2） 擴散器長度 3） 擴散器形式及走向 擴散器形式是為了充分地利用海流，同時使潮周內最小稀釋度或擴散器的有效長度盡可能的大，保證在潮周內初始稀釋度的振蕩幅度最小，濃度的變化更均勻，其實質仍是個擴散器長度問題。初始稀釋度預測公式及實驗均表明，除了靜水及流速很小的 情況下，擴散器的走向對初始稀釋度相當敏感，直觀的判斷也很清楚，對于往復流而言，參加稀釋的水體總是在擴散器的范圍之內，因而，如果環境流向與擴散器正交，則通過擴散器的流量為最大，若為零，則通過擴散器的流量也就最小，一般來說，長的擴散器，首尾兩個噴嘴出來的羽流半寬相對于擴散器長度是微不足道。因此，就設計的角度而言，擴散器走向與流向夾角為 90是最佳的選擇。但是在環境流速流向不斷變化的復雜流動的情況下，擴散器的設計就需要考慮其他類型，而不是總是考慮一種形式。 擴散器形式可分為（見圖 1）： I型 即擴散器是放流管的直 線延伸，多適用于具有往復流特性的沿岸流地區。 L型 即擴散器在與放流管末端連接時有一定的夾角，其用意在于滿足地形要求及流向要求，使總的管道長度最小，投資最低，而又能使擴散器與環境流向正交。 T型 擴散器的中部與放流管連接呈 90 角，濃海水從擴散器中部分兩個方向流入擴散器。這樣設計擴散器管徑可減少變化。這種 T 型結構主要運用于向岸流及離岸的情況，使擴散器 12 能與流向正交。 Y型 與 T 型相似，擴散器在放流管末端形成兩個分支，但與放流管軸線的夾角不是 90 ，一般為 45 ，這種結構運用于旋轉流的地區可使擴散器的有效長度 能保持在一定的水平上，而不至于流向的變動，使擴散器有效長度降至或接近于零，影響污水的有效稀釋。 圖 1 擴散器形式 Fig.1. Diffuser form 4） 噴口高程 5） 噴口角度 6） 噴口直徑 其中，前三項的作用最為關鍵，是主控參數，后幾個參數相對比較次要，為輔控參數，一般對韌始稀釋度的影響較小。在負浮力射流中，噴射傾角成為主控參數之一。 早期的擴散器只是一根末段開口的管子，而現在的擴散器則沿管道方向在末段設置多個導流管，并在導流管末端設置多個噴口，稱為導流管型擴散器。擴散器結構設計的內容在于確定擴散器各部分的 尺寸，將擴散器結構進行簡化后 ， 包括：擴散器的管徑、導流管根數、每根導流管上的噴口數、噴口直徑和擴散器長度。噴口的噴射流量、流速和角度是影響近區初始稀釋度和近區污水場的關鍵因素。這些因素反映到擴散器的結構上與導流管根數、每根導流管上的噴口數和噴口直徑有關。擴散器的管徑由水力學計算得到，在明確導流管根數和導流管間距后，擴散器的長度也就得到了。因此，考慮影響近區濃海水場水質的擴散器結構主要集中在導流管根數、每根導流管上的噴口數和噴口直徑這 3 個因素上。擴散器結構概念設計將討論在設計的排放流量下，初始稀釋度與導流管根 數、每根導流管上的噴口數和噴口直徑的關系。 4.1.2 擴散器結構設計的要求 現代排海工程中，對于擴散器的結構有下面幾點共識： 1） 為保證擴散器最末端仍能保持一定的噴射流速，同時能量損耗不太大，噴口的平均噴射流速應選擇在一定范圍內，如 2.03.0m/s12，也有建議選 2.53.5m/s。噴口平均噴射流速的計算公式如下： 24jjQVN n d(21) 式中：jV 噴口的噴射流速， m/s； 13 Q 設計的濃海水排放流量， m3/s； N 導流管根數； n 每根導流管上的噴口數； jd 噴口直徑 ， m； 2） 擴散器在運行期間應避免發生海水倒灌現象 13。試驗結果表明，當噴口弗勞德 (Froude)數 大于 1.0 時即滿足要求。為更安全，有人建議采用更嚴格的要求，如要求弗勞德數大于 2或 2。弗勞德數的計算公式如下： irjVFgd （ 22） 式中：rF 噴口弗勞德數； jd 噴口直徑， m； g 有效重力加速度， 2/ms， 00agg ，a、0分別為排放口處海水和原污水的密度， g 為重力加速度； iV 噴口的噴射流速， m/s。 3） 為防止噴口被阻塞，擴散器 噴口直徑應大于 0.055m；也有建議不小于 0.08m14，如果濃海水只進行了預處理，建議的噴口直徑不小于 0.15m15。 4） 每根導流管上的噴口數通常設置為偶數，這樣便于均勻布置，方便施工。噴口數增加有利于分散出口的污水，但噴口數也不能太多。國外的實驗室研究表明，噴口數超過 8 個將由于密集噴射的污水形成環狀反而不利于稀釋 16。 4.2 擴散器結構概念設計的原理和流程 近區模型用于擴散器結構概念設計的原理是：利用近區模型廣泛模擬一定范圍內的擴散器結構 (不同導流管數、每根導流管上的噴口數和噴口直徑范圍的組合 )在排放濃海水時的初始稀釋度和近區邊緣水質，依據近區邊緣水質目標的要求，尋求滿足水質要求的合適的擴散器結構范圍。近區水質的要求僅僅是限制擴散器結構的一個因素，此外還需要考慮水力學要求 (滿足一定的噴射流速的要求 )和工程要求 (防止海水倒灌 )。當然，如果還有其它要求或限制因素，相應也可以考慮進去。 擴散器結構的概念設計流程見圖 2。 14 圖 2 擴散器結構概念設計流程 Fig.2.The structure concept design process of diffuser 4.3 設計中主要影響因素 影響擴散器設計的因素主要有： 1）排放流量 排放流量是擴散器水力設計中最主要的影響因素，排放流量的變化能帶來： 管道內流速的變化，在排放流量達不到設計流量時，會造成懸浮物和顆粒物的沉積； 各噴口出流不均勻。 2）噴口面積與主管面積之比 下游擴散器所有噴口面積與相應主管截面積之比超過 0.5 時，噴口出流量開始變得不均勻。 3）管道坡度及上升管高度 管道坡度對擴散器的影響有兩個： 對噴口流 量分布的影響，坡度變大，噴口流量將不均勻； 對海水入侵的影響，在坡度變大時，所需阻止海水入侵的最小流量增加。 4） 管道摩擦系數 摩擦系數增大，擴散器噴口出流量將不均勻。在實際工程中，管道摩擦系數的增大往 往是由于管道內顆粒和懸浮物的沉積造成，由于管道內的沉積，流量變得不均勻。 4.4 孔口出流系數法 4.4.1 孔口出流系數法 隨著排海工程技術的發展，擴散器的水力設計方法 (即擴散器水力計算 )已趨成熟主要是采用水力學原理，應用能量方程和流量連續性方程，確定擴散器各部尺寸。 設計海水排放流量 環境水文物理條件 導流管 根數 每根 導流管 上的根數 噴口直徑 近區模型 預測初始 稀釋度 濃海水水質及近區水質標準 最小出口密度弗勞德數 噴口噴 射流速 滿足前面共同要求的合適的擴散器結構 調整擴散器結構尺寸 否 否 是否 防止海水倒灌 是 合適的擴散器結構 之三 滿足噴射流速要求 合適的擴散器結構 之二 是否滿足水質要求 合適的擴散器結構之一 15 圖 3 擴 散器簡圖 Fig.3.The diagram of diffuser 1)噴口流量方程 在第 j 噴口，污水出流的能量方程為： 2 2 212 2 2j j j a j jjjV P U P Uh h kg g g (23) 式中：1k 局部阻力系數； g 重力加速度。 從上式可以看出：11 / ( 1 ) 2jjU k g E（ 24） 式中： 22j a j jjP P VEg （ 25） 令：j j j jq C a u（ 26） 式中：jC是收縮系數，合并兩式得： 同時令：11 / (1 )jjC C k （ 27） 2j j j jq C a g E （ 28） 對于 圓 形噴口的jC經驗公式 (Brooks)為： 2 3 / 8 3 / 80 . 9 7 5 1 / 2 0 . 9 7 5 1 j j jC V g E j （ 29） 此公式僅應用于噴口 (或噴嘴 )的收縮系數為 4： 1 或更大及 0.10jjdD的條件下，而且由于jV、jE的不同，jC在各噴口是變化的。 在以上計算中，為獲得各噴口的流量值，通常是從擴散器遠端開始計算，并假定最遠端的條件是已知的，即可假定流量1jQ、jq、jQ；流速1jV、jU和jV，壓力1jP和jP及管道高程jh和1jh是已知的。 2）管段的能量方程 對第 J 管段可得如下能量方程： 16 1 jjj j ljPPh h h （ 30） 其中： 22jlj jjVlhfDg（ 31） 式中：jf 達西摩擦系數 在上式中1jh、jh、jP、 是已知的，并且ljh可根據方程（ 31）算出，因此 P 可以求出。 在計算中管道壓水頭是恒定的，可以得出 ： 2211j j j jV P V Pgg （ 32） 公式（ 32）右邊是已知的，將公式（ 25）的右邊與公式（ 32）的左邊比較，當假設1ajP是已知的，1jE可以得出，但由于 21 /2jVg不知道，式（ 29）中也需要知道1jV來計算1jC。在最初的計算中， 2 /2jVg可以代替式（ 29）中 21 /2jVg，來第一次計算1jC， 則第一次的1jq可以用公式（ 28）計算得到。 利用公式：11j j jQ Q q（ 33） 可以得到第一次1jV的值，1jV的計算可利用流量連續方程： 21 1 1/ ( )4j j jV Q P （ 34） 這樣可以第二次得到 21 /2jVg，以上過程可重復計算，直到兩次計算獲得1jV的值較接近為止。 在以上計算中，可以利用計算機編成程序 方便地完成，直到 Q 等于NQ為止。 4.4.2 孔口出流收縮系數的計算 上已述及，在常用水力設計方法中，對于管壁出流圓形噴口的收縮系數計算經驗公式為： 2 3 / 80 . 9 7 5 1 / 2 j j jC V g E （ 35） 除此之外，其它經驗公式還有： 1） 管壁出流尖角噴口收縮系數經驗計算公式： 20 . 6 3 0 . 5 8 ( / 2 )j j jC V g E （ 36） 2） 立管 單噴口收縮系數近似計算公式： 2 2 44( / 2 ( 1 ( / 2 ) ) )j j j j jjjY V g E V g E rCr （ 37） 4121( ) ( )prj e n r er r cDLfD D C (38) 17 圖 4 立管 單噴口示意圖 Fig.4. The stand pipe-Single spout schematic 式中：rL 立管長度； rD 立管直徑； pD 噴口口徑最小處直徑； cC 射流收縮系數，等于 /pjUU； r 等于 /prUU； jU 出流速度； en 立管進口局部阻力系數； 1 肘形彎管局部阻力系數； e 收縮段局部阻力系數； rf 立管流程阻力系數。 （ 37）、（ 38）兩式 參見圖 4。收縮系數cC可以根據自由流線理論導出，它是 /prDD和 的函數， 由下式確定： ( ) / 2 r p ca r c t g D D L （ 39） 式中：cL 收縮段長度。 相應于不同的 /prDD比值和 值的cC值列于表 1。 表 1 射流收縮系數 Cc Table.1.Jet contraction coefficient of Cc Dp/Dr 45 90 135 180 0.0 0.746 0.611 0.537 0.500 0.1 0.747 0.612 0.546 0.513 0.2 0.747 0.616 0.555 0.528 0.3 0.748 0.622 0.566 0.544 0.4 0.749 0.631 0.580 0.564 18 0.5 0.752 0.644 0.599 0.586 0.6 0.758 0.662 0.620 0.613 0.7 0.768 0.687 0.652 0.646 0.8 0.789 0.722 0.698 0.691 0.9 0.829 0.781 0.761 0.760 1.0 1.000 1.000 1.000 1.000 當 / 1 / 4prDD時，en可由下式確定： 2211( / )e n n rB r V U （ 40） 式中： B 為常數，對于銳角進口，取 0.406B ，對于圓角 進口，取 0.1 0.2B ；1 /rr D D；rU為立管內流速。 1取決于肘形彎管的曲率半徑。對于圖 4 所示的 90 肘形彎管，1 0.80 。 21( 1)e k （ 41） 20 . 0 4 30 . 5 71 . 1 ( / )prDD （ 42） 式中： k 為與 2 有關的系數，可由表 2 選取。 表 2 k 與 2的系數 Table.2. The coefficient of k and 2 2 10 20 40 60 80 100 140 k 0.40 0.25 0.20 0.20 0.30 0.40 0.60 3） 立管 多噴口的jC對于立管 多噴口的出流系數，尚未有可用的近似的方法，只能依靠實驗來確定。 4.4.3 孔口出流系數法的局限性及缺陷 從上述分析可看出： 1)孔口出流系數法的關鍵在于噴口出流收縮系數jC的計算，而且目前只有上述兩種 (管壁、立管 單噴口 )計算出流系數的計算經驗公式，對 于其它形式的噴口還無法使用，因此，這就限制了該方法應用的范圍，使該方法有一定的局限性。 2)在孔口出流收縮系數的計算中，大多為經驗公式不能利用現有計算阻力損失的方法，使該方法的應用有一定的缺陷。 4.5 動壓力水頭法及其優化設計程序 4.5.1 動壓力水頭法及其優化設計程序 針對孔口出流系數法的局限性及缺陷，目前擴散器水力設計方法主要采用動壓水頭法。以下將對動壓水頭法計算公式進行推導，并根據排海管道的特點設計計算優化程序。 19 圖 5 排海管道計算示意圖 Fig.5.discharge seawater pipe calculating schematic 設1q離岸最遠端第一個上升管的濃海水排放量，則對第一個上升管和第一段擴散管，根據能量方程及連續方程可得如下方程： 2 2 1 1 1 11 2 1() ()2 wP V V HZ Z hg （ 43） 2 2 21 1 1 1 1 1 1()4 4 4q V d U d V D （ 44） 2 2 2 21 1 1 1 1 1 11 1 1 1 111()2 2 2 2wl V U H U VhD g g d g g （ 45） 計算1P、1q。 對第 2 個上升管和第 2 段擴散管，根據能量方程及連續方程可得如下方程： 222 1 1 2 22 3 2 1()()2 wP P V UZ Z hg （ 46） 2 2 2 1 / 2122 2 2 2 1 1 2 2 2 2 ( ) (1 ) ( ) 4PHq d g H V （ 47） 212222 1 22 2 2 2 1 221 ()2 2 2wl V VhUD g g g （ 48） 計算2P、2q。 20 式中： 2 2 2( / ) ； 22 2 2( / )D； 21 2 1( / )D D V ； 22 2 2 2 2 2( / )BH 。 類似，對第 i 個上升管和第 i 段擴散管，根據能量方程及連續方程可得如下方程： 22111 ( 1 )()()2i i i i ii i w i iP P V UZ Z hg （ 49） 2 2 2 1 / 212 ( 1 ) 1 2 ( ) (1 ) ( ) 4 iii i i i i i i iPHq d g H V （ 50） ( 1 )222 1( 1 )1 ()2 2 2w i i i i ii i i i i iil V VhUD g g g （ 51） 由此計算iP、iq。 式中： ( / )i i i ； 2( / )i i iD； 211( / )i i iD D V ； 2( / )i i i i i iBH 。 對于高位井或出水泵站，其水位滿足： 22010 1 11()n n n T n nT n nnD P V Z Z D VZZZ g D g （ 52） 根據 以上各方程，可以得到計算的排放總量iQq計，若計算結果滿足 QQ計 實（允許誤差），則計算結束；否則，重新設定1q，重復上述計算。 4.5.2 擴散器水力設計計算優化程序見圖 21 圖 6 擴散器設計計算優化程序圖 Fig.6.The program diagram of the diffuser design calculating optimize 4.5.3 擴散器水力設計計算參數的選取 1）管道沿程阻力 沿程水頭損失反映水流為克服摩擦阻力做功而消耗的能量，因而其數值的大小主要取決于管徑和管材。根據 謝才公式可以得 到 阻力系數 28/gC ，其中謝才系數 C 可由曼寧公式計算得到，即 1/ 61 ()4DC n， D 為管徑， n 為管壁粗糙系數，則單位管道長度的水頭損失22ViLDg 。 2） 局部阻力系數 局部 水頭損失反映由于局部邊界急劇變化，水流在急劇調整過程中所消耗的能量，因而局部阻力系數 的大小主要由管道的局部構造所決定，一般視情況作如下處理： 放流管沿程各轉彎處均按急轉彎考慮，相應局部阻力系數根據管線沿程轉彎角度按經驗值選取。 擴散段變徑管道按突縮考慮。 上升管與擴散管之間按三通管考慮，其阻力系數按塔里葉夫公式進行計算： 21 1 1 1 1 1 11 ( / ) 2 ( / ) c o s m m m mQ A Q A Q A Q A （ 53） QQ計 實 22 22 2 2 2 2 2 21 ( / ) 2 ( / ) c o s m m m mQ A Q A Q A Q A （ 54） 上升管各噴口可簡化為一等效噴口，在計算時按 90 急轉彎加突縮情況考慮，即211 . 0 0 . 5 (1 / )AA ，2A、1A分別為噴口截面積和上升管截面積，而對于其他形 式的噴口，可以按等阻力進行校核，對于精確的計算可以從物理模型試驗獲得。 4.5.4 程序的優點 對比孔口出流系數法及程序本身設計特點，可以得出該程序設計的如下優點： 1) 該程序不僅能確定擴散器各工藝參數，而且可以比較多方案水頭損失的大小。 2） 該程序能反映各擴散器設計參數對噴口出流量的影響，如摩擦阻力系數、局部阻力系數、噴口開孔大小、上升管直徑、上升管間距等。 3） 該程序在噴口阻力的處理中，是按 90o 彎頭逐漸收縮，因此，可以利用現有公式進行計算，計算結果較準確，而對于其它形式的噴口，可以按其噴口的特點，對程序本 身進行很方便的改寫，也可按實驗或計算得到的阻力相等的原則進行換算，而 不對計算結果產生影響。 4.6 六橫島臺門海水淡化工程 某大型海島油庫海水淡化廠位置位于舟山六橫島臺門海域，日產淡化海水 1.25 萬噸，主要為油庫碼頭漁船供水、油庫生產用水、生活用水和消防冷卻用水，并向周圍制冰和漁業加工等企業供水。經淡化后的濃海水排放海域處于二島嶼之間的狹長水道中，為保護海洋生態環境，要求設計一個高效率大規模濃海水排海擴散器。 4.6.1 選取設計方案 由于 濃海水排放海域處于二島嶼之間的狹長水道中 ，排海擴散器走向較適合采用 T 型 17。因為從水道的利用功能來說，大中型江河多數為航運水道，船只往返頻繁，水生生物回游范圍要求較大，不允許擴散器布置在水道中央，并且，從施工及運行管理來看，中心布置施工困難，不便于維修及反沖洗，嚴重影響通航。 T 型對江河的航運、生物回游等影響較小，施工與管理都較為方便，工程投資少，值得推廣使用 18。 T 型擴散器就是將擴散器布置成順水流方向，與輸水管道成 T 型，如圖 7 所示的排放近區物理形態模型。濃海水射入環境水體的摻混稀釋特性及流態的變化規律，取決于 T 型擴散器的幾何尺寸、噴嘴射流參數及河道水流條件 19。因此， 排放近區特征參數可表達為 0 1 0 0 0( , , , , , , , , , , , , , )s D a a a af a L h L u C h u C 23 圖 7 T 型擴散器排放近區物理形態模型 Fig.7.Flow model of T diffuser discharge in nearfield region 式中： 為擴散器噴嘴排放角； 0a為噴嘴孔口面積； sL為噴嘴孔口間距； 1h為孔口距河床高度； ah為河道水深； 為環境水體運動粘滯系數； 為擴散器與河道水體流動方向的夾角， T 型擴散器 0o 4.6.2 T 型擴散器排放近區的數值模擬 為了預報 T 型擴散器排放近區的特性，運用本文所取的擴散器在寬淺江河中排放的流 場和濃度數值模型來模擬計算 T 型擴散器排放近區。要進行計算，首先將 T 型擴散器排放口由點排放概化到所在網格單位時間單位體積的質量源，其表達式為0 0 0 / ( )sau a L h y ，則噴嘴所在網格的連續方程為： 0 0 0 / ( )sah h u h u h u a L h yt x y （ 55） 式 中 ： y 為網格尺度 ； 水深ahh。 噴嘴所在網 格的動量源 0xm ， 20 0 0 / ( )y s am a u L h y， 則得到 X 方向動量方程 ： () 2 ( ) ( ) b b xe e xg h Z hh u h u h u u u u hu v v h v h mt x y x x x y