沿程压力

2024-06-26

沿程压力（精选3篇）

沿程压力篇1

0 引言

红—克长输管线主要担负着将红山嘴稀油井区含水原油传输至采油一厂稀油处理站进行处理的任务,因为原传输管线传输能力不足、结垢严重等原因,需对原管线进行改造[1]。由于玻璃钢具有耐腐蚀性好、流体力学性能好、强度高、力学性能好、重量轻、安装及运输方便、导热系数低、热应力小、寿命长等优点[2,3,4],因此,改造工程的管道选用了玻璃钢输油管。但是红山嘴油田原油高析蜡点(23℃),部分区块原油高凝、高粘以及采出水中矿化度较高,混合后结垢趋势明显等特性,导致新建的玻璃钢输油管线在投产8个月后,首次投球就由于管线结垢结蜡严重而造成堵塞管线,严重的影响了红山嘴油田的正常生产[1,5]。因此,有必要对红—克管线中结垢特性进行研究并采取一定措施进行解决。

由于温度升高会导致管线结垢加重,而较低的温度又将导致原油析蜡,因此,需要控制输送油温,减少或避免管道内结垢[6,7]。同时,管线在控制油温下输送时,末段结蜡减小流通面积、温度降低增大原油粘度,均可增大管线压降,根据现场运行经验,最大压降值取1.8MPa。当压降达到1.8 MPa时需要恢复加热输送,保证管道的运行安全,因此,常温输送过程中管线压力波动必须控制在安全范围内。

针对红山嘴稀油常温输送技术,为确定红克长输管线常温输送方案,找到有效的防垢、防蜡措施,保证红-克长输管线的安全、稳定运行,在通过室内静态试验确定管线沉积系数和结垢临界温度之后[5],需要通过一定方法求得管道结垢区间的长度。本文采用Pipephase软件建立与现场相同的管道模型来模拟管道沿程的温度和压力分布,根据管道临界温度27℃来判断管线结垢区间的长度。

1 数值计算模型

1.1 物理模型

根据现场管道模型实际工况参数,建立如图1所示的物理模型。模拟类型:Network Model,流体类型:Blackoil(黑油)模型,度量单位:Metric,管线长度为31.7km,DN200,需要模拟的管道为玻璃钢管,管壁粗糙度为0.005 33 mm,管道导热系数为0.4 W/(m·℃),土壤的传热系数,入口流量、压力及出口流量均按现场管线运行实际参数进行设置。

1.2 流体参数设定

由于红—克线所输原油不含有气体,气液比设置为0。根据GB/T1884-83《石油和液体石油产品的密度测定法》[8],用玻璃浮计式密度计测定原油密度10℃,0.878 5 kg/L;20℃,0.873 1 kg/L;30℃,0.867 3 kg/L;40℃,0.860 9 kg/L。由于在模拟时原油温度变化较大,应用哈克MARSⅢ旋转流变仪测定原油粘度:35~60℃,31.64~13.65 cp;8~30℃,344.49~44.58 cp。

1.3 边界条件的设定

1)入口Source边界

在模拟过程中需要计算的是出口温度和入口压力,因此需设置一个预估的初始压力值1.2 MPa,设置与现场相对应的流量和流体温度值,分别为16 m3/h、40℃,同时将油气比和含水率输入软件中。

2)出口Sink边界

本文主要模拟的是入口压力与实际入口压力值相比较计算软件误差,出口压力按照现场实际数据设置为定值,在计算过程中,需设置一个固定压力值300 k Pa,并设置流体固定的流量值16 m3/h。

3)管道连接Link边界

红—克长输玻璃钢管线管径DN200,壁厚为5 mm,根据现场调研情况,管道在运行过程中前半段存在结垢现象,后半段存在结蜡现象,中间部分不结蜡也不结垢,在建立模型时中间设两个源点,为后期研究做准备。管道根据施工图纸对沿程的点进行设置,包括距离和高差,如图2所示。

Pipephase提供了32种管道压降计算方法供我们选择,如图所示,有BBM、BB、BBNS、MB、Dukler、OLIM、LM、GARY、MBE、BBMD、ED、XIAO这几种常见压降公式[9]。通过对各种计算方法的研究对比,BBM从能量守恒方程出发,推导了考虑管路起伏影响的两相管路压降梯度计算式,符合论文研究管线的实际情况,所以论文中采用贝格斯—布里尔(BBM)方法。

2 模型验证及结果分析

2.1 模型验证

红—克管线从2013年11月13日(11:00停炉)进行现场常温输送试验,11月15日(11:00启炉)恢复加热输送。加热输送—常温输送—加热输送过程中自拟定时刻起,停止加热炉加热,以两小时为间隔记录管输工艺参数,包括流量、进口压力、进口温度、出口压力、出口温度。通过上述方法建立模型,模拟得到红—克管线常温输送试验管输工艺参数变化规律预测值,将数值模拟求得的管线沿程压降值、出口温度值和现场记录的管线沿程压降值、出口温度值进行对比分析,对比结果如图3和图4所示。

从图3、4中看出:数值模拟得到的管线沿程压降、出口温度与现场实测管线数据变化规律一致,但数值上存在一定程度的误差。

2.2 结果误差分析

图5为沿程压降绝对误差分布图,可看出误差范围为0~10%,大部分值都处在5%以内,部分值超出5%,但接近10%。由于管道在运行过程中管道内壁生成垢样,改变了管壁的内壁粗糙度,模拟时设置的管壁粗糙度相对实际运行数据存在一定合理范围内的误差,导致模拟值与实际值存在误差。误差相对最大是在13号开始和16号结束位置,这是由于13号12点开始停炉,16号12点恢复加热炉,温度波动较大,在模拟时会出现一定误差。

图6为出口温度绝对误差分析图,可看出误差范围为0~10%,只有少数点的误差在5%以上,比较明显的是11月13号,这是因为13号12点开始停炉实行常温输送,油温存在一个变化过程,在模拟时不能很好地反映出来,在设置土壤温度时现场大气温度取值为日平均温度,没有随时间的变化而变化,使土壤温度和现场土壤温度存在差异,导致结果与实际数据有所偏差。

可见,现场实验数据与数值模拟的结果吻合较好,验证了数值仿真模型的可靠性,说明采用所建立有限元模型在分析管道沿程温度和压力分布是可行的。

3 影响因素分析

3.1 原油含水率

原油的含水率对原油的流变性具有很大的影响[6,10]。在其他参数不变的情况下,管道沿程压力分布随着原油含水率的变化而变化,对不同含水率的原油进行模拟,基本参数设置为:流量80 m3/h,出口压力0.3MPa,入口温度40℃,环境温度25℃,管壁粗糙度0.005 33 mm,传热系数0.4。

图7为不同含水率条件下沿程压力及温度分布曲线。图7(a)中,在其他条件不变的情况下,因为水的密度比油的密度大,相同体积下水的重量比油的重量大,因此管线所需入口压力随着含水率增加而增大。同时,沿程压降也增大。从7(b)中可以看出,在其他条件不变的情况下,沿程温降随着含水率的增加而减小,说明含水率的增加将会增加管线的结垢率。

3.2 输送流量

在其他参数不变的情况下,管道沿程压力、温度分布随着输送流量的变化而变化,对不同输送流量进行模拟,基本参数设置为:含水率80%,出口压力0.3 MPa,入口温度40℃,环境温度25℃,管壁粗糙度0.005 33mm,传热系数0.4。

图8为不同输送流量条件下沿程压力及温度分布曲线。图8(a)中,在其他条件不变的情况下,随着输送流量的增加,管线所需的初始压力越大,沿程压降越大。图8(b)中,在其他条件不变的情况下,沿程温降随着输送流量的增加而减小,管线结垢风险就将增大,不利于管道安全运行。

3.3 管道内壁粗糙度

由于管道在运行过程中会有垢和蜡沉积在管道内壁上,从而改变管道的内壁粗糙度,需要对不同管壁粗糙度对结果的影响进行研究。玻璃钢管的初始粗糙度为0.005 33 mm,管道粗糙度的波动范围为:0.005 33~1.0 mm。基本参数设置为:含水率80%,出口压力0.3MPa,入口温度40℃,环境温度25℃,输量80 m3/h,传热系数0.4 W/(m·℃)。模拟结果如表1所示。

从表1中可以看出,内壁粗糙度的改变对沿程温度的分布基本没有影响,但是对压力的影响很大。图9中,随着管壁粗糙度增大,管线沿程压降增大。同时,当管壁粗糙度不高于0.015 mm时,粗糙度对沿程压降基本一致。

3.4 环境温度

对处在不同环境温度中的管道进行模拟,基本参数设置为:含水率80%,出口压力0.3 MPa,入口温度40℃,管道内壁粗糙度:0.005 33 mm,输量80 m3/h,传热系数0.4 W/(m·℃)。

图10为不同环境温度条件下沿程压力及温度分布曲线。图10(a)中,在其他条件不变的情况下,管线沿程压降随着环境温度的增加而减小,同时沿程压降变化趋势基本一致且变化幅值较小。图10(b)中,在其他条件不变的情况下,沿程温降随着环境温度的增加而减小,且管线越长,沿程温度波动幅值越大。

3.5 入口温度

对不同入口温度下的管道进行模拟,基本参数设置为:含水率80%,出口压力0.3 MPa,环境温度25℃,管道内壁粗糙度:0.005 33 mm,输量80 m3/h,传热系数0.4 W/(m·℃)。模拟结果如表2所示。

从表2中可以看出,入口温度的改变对沿程温度和沿程压力的分布都有较大的影响。由于入口温度为25℃时,与环境温度相同,沿程不存在热交换,温度不会发生变化。

图11为不同入口温度条件下沿程压力及温度分布曲线。图11(a)中,在其他条件不变的情况下,管线沿程压降随着入口温度的增加而减小,入口处压力减小,同时沿程压降变化趋势基本一致且变化幅值较小。图11(b)中,在其他条件不变的情况下,当入口温度低于环境温度时,沿程温度逐渐增大;当入口温度高于环境温度时,沿程温降随入口温度增大而增大。

4 结论

针对红—克长输玻璃管线,为保障管线的安全、稳定运行,通过建立数值仿真模型研究了原油含水率、输送流量、管道内壁粗糙度、环境温度、入口温度等因素对管线沿程压力及温度分布的影响规律,得到以下结论:

1)将本文所建的数值仿真模型运算结果与现场采集所得数据进行对比分析,可知数值模拟结果与现场实际数据变化规律一致,误差在10%以内,因此,本文所建立的数值仿真模型可靠。

2)当含水率从70%增加到90%,压降增加0.261MPa,出口温度增加0.75℃,故原油含水率越高,造成管线沿程压降越大,温降越小;输送流量由50 m3/h增加到80 m3/h,压降增加0.717 MPa,出口温度增加2.42℃,说明输送流量越高,引起管线沿程压降越大,而沿程温降越小;管道内壁粗糙度由管线使用的玻璃钢管的0.005 33 mm增加到常用钢管1.0 mm,压降增加0.44MPa,对温度无影响,因此管线粗糙度越大,会使得管线沿程压降越大,但沿程温度分布所受影响较小;环境温度由0℃增加到45℃时,压降减小0.183 MPa,出口温度增加29.66℃,故环境温度越高,管线沿程压降越小,且变化幅值较小,同时,沿程温降也越小,且沿程温度波动幅值随管线长度的增加而增大;入口温度由20℃提升到45℃,压降减小0.166 MPa,出口温度提升8.52℃,所以入口温度越高,沿程压降越小且变化幅值较小,同时,当入口温度低于环境温度时,沿程温度逐渐增大;当入口温度高于环境温度时,沿程温降随入口温度增大而增大。

3)入口温度的增加可适当降低管线结垢率;原油含水率、输送流量的增加,会增加管线运行所需入口压力。

参考文献

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沿程压力篇2

曝气生物滤池(Biological Aerated Filter,简称BAF)是在普通生物滤池的基础上,借鉴给水滤池工艺而开发的污水处理新工艺,现已在国内广泛应用于城镇污水处理及废水的深度处理[1]。与活性污泥法相比,它具有负荷高、占地面积小、基建投资省、无污泥膨胀、氧利用率高、出水水质高等优点。

本文在国内曝气生物滤池研究的基础上,重点研究曝气生物滤池沿程污染物降解规律,旨在进一步丰富BAF工艺的理论和技术体系,指导曝气生物滤池工艺的实际工程应用。

2 试验设计及研究方法

2.1 试验装置及材料

如图1所示,试验用BAF分两级,第一级主要去除有机物及部分氨氮,第二级主要去除剩余有机物及氨氮[2]。原水从污水箱经泵提升,由流量计计量后先后流入两级曝气生物滤池,并从第二级上端流至清水池排放。空气进入滤料层底部经扩散器后与水流同向向上扩散。反冲洗采用气水联合反冲洗,反冲洗周期24～48 h。

所用滤料为马鞍山钢铁设计研究院研制的球型轻质多孔陶粒。陶粒的主要成分为:SiO252.29%、Al2O316.44%、Fe2O34.32%、CaO2.86%、Mg O0.46%。这种陶粒外表粗糙,比表面积大,易于挂膜;形状规则,运行中对气泡的剪切效果好;比重小、强度高、耐冲洗。

2.2试验水质

模拟生活污水中以葡萄糖为主要碳源,以碳酸氢铵为氮源。同时投加适量铁、镁、钙及其它微量元素,以保证反应器的挂膜和正常运行,以NaHCO3调节p H使其保持在6.5～7.5之间。模拟生活污水水质情况如表1所示。

2.3 系统挂膜

采用活性污泥接种法挂膜,接种污泥取自南京锁金村污水处理厂曝气池,MLSS为2 500 mg/L。挂膜启动时,先将两柱并联,分别通入模拟生活污水,使两柱内液面刚好淹没陶粒滤料,再向第一、二级BAF柱分别投加6 L和4 L接种污泥,通气闷曝36 h后排出上清液,再加入新鲜污水继续闷曝。每天换一次新鲜污水闷曝,每次进水停留一天。

培养初期,进水量控制在8 L/h,然后逐渐增至15 L/h。挂膜期间,进水COD浓度在200～250 mg/L之间,氨氮浓度在25～35 mg/L之间,水温为23～25℃。半个月后,观察到系统出水较清澈,并有土腥味,连续检测6天,第一级BAF柱COD、氨氮去除率分别在75%～90%、10%～15%之间;第二级BAF柱COD、氨氮去除率分别在15%～30%、60%～75%之间。同时镜检结果发现BAF柱滤料表面生物膜内有大量钟虫、草履虫、变形虫、轮虫和线虫等,由以上试验结果,可以认为系统挂膜成功[3]。

3 试验结果及分析

曝气生物滤池可以看成是推流式反应器,污染物浓度空间变化呈现出一定的规律,因此滤料层高度对反应器的工作性能影响很大,并在一定程度上决定了工程的基建投资和运行管理的难易程度。试验主要考察水力负荷、有机负荷、氨氮负荷等工艺参数对曝气生物滤池工艺沿程污染物降解特性的影响,研究该工艺对有机物、氨氮和总氮的降解规律。

沿滤料层高度依次从取样口取样检测COD、氨氮和总氮。此处滤料层高度为两级曝气生物滤池滤料层高度之和,两级滤料层高度分别为1.6 m、1.4 m,总高3.0 m。0高度为第一级反应器内承托层顶端所在高度(即对应进水污染物浓度),0～1.6 m高度以下为第一级BAF段,1.6～3.0 m高度以上为第二级BAF段。

3.1 水力负荷对污染物沿程降解的影响

试验结果如图2～图4所示。图2～图4分别为水力负荷从2.0 m3/(m2·h)逐渐增至5.5 m3/(m2·h)时,曝气生物滤池中COD、氨氮及总氮浓度和去除率沿滤料层高度变化的情况。

试验结果表明,水力负荷≤3.0 m3/(m2·h)时,COD的去除主要在0～1.1 m滤料层高度内完成,氨氮的硝化主要是在1.1～2.5 m内完成;水力负荷>3.0 m3/(m2·h)时,整个滤层对COD都起到了明显的去除作用,水力负荷的增大导致了硝化菌群的流失[4]且生物膜的迅速更新不利于硝化菌的增殖,氨氮去除率明显降低,不同水力负荷下的去除率同比相差较大。各水力负荷下,总氮去除率沿程变化规律大致相同,即随着滤料层高度的增加,总氮去除率曲线斜率逐渐变小,最终趋于平缓或下降,总氮的去除主要是微生物的同化作用[5]。

3.2 有机负荷对污染物沿程降解的影响

试验结果如图5～图7所示。图5～图7分别为有机负荷从3.8 kg COD/(m3·d)逐渐增至11.7 kg COD/(m3·d)时,曝气生物滤池中COD、氨氮及总氮浓度和去除率沿滤料层高度变化的情况。

试验结果表明,无论有机负荷大小如何,COD的去除主要在0～1.5 m滤料层高度内完成,总的来看,曝气生物滤池具有较高的有机负荷和较强的抗有机负荷冲击的能力[6];有机负荷≤6.0 kgC OD/(m3·d)时,氨氮的去除主要在0.7～2.5 m滤料层高度内完成,而有机负荷>6.0 kgC OD/(m3·d)时,氨氮的去除主要在1.5～3.0 m滤料层高度内完成;各有机负荷下,总氮去除率沿程变化规律大致相同,即随着滤料层高度的增加,总氮去除率曲线斜率逐渐变小,最终趋于平缓。

3.3 氨氮负荷对污染物沿程降解的影响

试验结果如图8～图10所示。图8～图10分别为氨氮负荷从0.48逐渐增至1.08 kg NH4+-N/(m3·d)时,曝气生物滤池中COD、氨氮及总氮浓度和去除率沿滤料层高度变化的情况。

试验结果表明,氨氮负荷在0.48～1.08 kg NH4+-N/(m3·d)之间变化时,氨氮负荷对COD及其去除率沿程变化规律影响不大;随着氨氮负荷的增大,氨氮沿程去除率呈同比下降趋势,氨氮的去除主要在1.1～3.0 m滤料层高度内完成,但随着氨氮负荷的增加,氨氮的去除负荷达到一个极限值,故在保证一定的出水氨氮浓度时,氨氮负荷也存在一极限值[7];在各氨氮负荷下,总氮去除率曲线呈现相似的变化规律,均呈缓慢上升之势,最终趋于平缓或下降。

4 结语

本试验以曝气生物滤池工艺处理生活污水为研究课题,系统地研究了水力负荷、有机负荷和氨氮负荷等工艺参数对COD、氨氮、总氮沿程降解的影响。主要得出以下结论:在本试验条件下,影响曝气生物滤池的主要工艺参数有水力负荷、有机负荷和氨氮负荷。其中,影响COD去除效果的主要参数为水力负荷和有机负荷,氨氮负荷对其影响不大;影响氨氮去除效果的主要参数为水力负荷和氨氮负荷。为使COD和氨氮同时达到处理要求,建议滤料层高度不低于3.0 m。

曝气生物滤池工艺具有工艺简单、占地少、出水水质好、抗冲击负荷能力强等优点。根据对沿程污染物降解规律特性的研究,可以优化选择最佳设计参数,使该工艺能够在城镇污水处理及废水深度处理中得到更加广泛的应用。

摘要：介绍了对曝气生物滤池处理生活污水沿程污染物降解规律的试验研究,并对曝气生物滤池工艺的设计参数、运行参数提出合理建议,为曝气生物滤池的推广提供一定的理论依据。

关键词：BAF,生活污水,污染物沿程降解

参考文献

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沿程压力篇3

河流水温决定着生态系统的稳定性,但却受一定的地域性制约。而新疆位于我们中国西北边陲的严寒地区,每年冬季气温极低,一些河流水温便急剧下降,导致各种不同程度的冰情产生,如岸冰、水内冰、流冰花、流冰、冰盖、冰塞、冰坝等,这些冰情的产生与变化过程,不仅对渠道输水能力有影响,也带来一系列影响工农业生产、人民生活及水电站经济效益等问题。

为了有效地改善渠水水温,利用水泵抽取温度较高的井水,将其注入水温较低的引水渠道内,使它们在渠道中混合后进行热交换,从而提高渠道水温,保证引水渠道冬季运行畅通。

国内外对水内冰演变、寒区隧道、渡槽低温下输水的水温变化及分布等现象已有大量研究。其中张自强等对引水渠道内水内冰演变建立了数学模型,就分界温度、引水流量、风速对水内冰演变进行了模拟分析[1];蒲灵等通过开展水文水温同步原型观测,探求了水温的沿程变化规律以及水电站运行对河道水温的影响[2];邹振华等通过对宜昌和寸滩两站同期旬水温变化过程、水温差值、水温相关性和温变率相关性的分析,揭示了旬水温特性的变化[3];郭新蕾等将冰情发展模型与树状明渠系统复杂内边界条件下的渠道非恒定流模型进行集成耦合,开发了大型长距离调水工程冬季输水冰情数值模拟平台,并利用该平台系统模拟了在寒冷气温条件下总干渠初冰、冰盖形成发展和消融过程[4];靳国厚等建立了由一维非恒定流水力学模型和一维热力学模型组成的综合模型,用来预测渠道的水流特性和水温沿程分布[5];夏依木拉提等对天山西部河流水温变化特征进行了研究与分析[6];Lal等建立了综合河冰模型RICE,引入了流冰分层输移概念,模拟了河冰过程[7]。Hammer和Shen利用二维紊流模型对水内冰的演变进行数值模拟,分析了水内冰和水温的分布规律[8];穆祥鹏等分别对渠道设保温盖板后的气、水、冰及地层间的热交换进行了分析,并通过设置一维渠道冰期输水数学模型确定了其对冬季输水及冰情的影响[9];在一维模型的基础上,吴剑疆等又建立了河道中水内冰形成及演变的垂向二维紊流数学模型,确定水内冰体积分数沿水深呈指数分布[10];王晓玲等建立了三维非稳态Euler-Euler两相流k-ε紊流模型,通过模型模拟分析了气温变化条件下流速、水温、冰温及冰体积分数的沿程分布[11];蒋红等对长引水隧洞对水温影响进行了试验研究分析[12];陈武等根据传热传质理论,建立了流固耦合对流换热三维数值模型,对寒区封闭的引水渡槽进行了水温预测分析[13]。以上这些研究表明,对于寒区引水工程来说,气温、地温、太阳辐射、风速等太多因素都会影响河道、水库、隧洞和渡槽中的水温变化。现有研究主要集中在水流中冰的形成和演变过程上,目前针对引水渠道中冰花消融规律和温度变化方面研究较少;用较高温度井水通过热交换提高渠水温度(抽水融冰)研究较少;抽水融冰一般是多井运行,井水沿渠道分段注入,形成接力补温格局,融冰过程有外界能量持续加入,现有研究成果对此也未涉及。因此本文在对引水渠道水温的沿程变化规律进行分析基础上,对注入温度较高井水后,渠水流量、井水流量和井水位置的变化对水温沿程分布规律的影响进行了分析研究。

1 引水渠道抽水融冰基本原理

抽水融冰示意图如图1所示,它采取凿井提取地下水注入引水渠的方法,提高渠水水温,使渠水中的冰花、冰块在水温升高了的水的浸泡和冲刷下部分融化,控制了渠道内底冰、岸冰发育,使渠道畅通,再利用地下水体流经电站形成的势能发电,使发电量大于或等于抽水的耗电量,从而产生增能作用,最后水体用于下游工、农业生产和人民生活。这种技术使地下水所具有的热能、势能、灌溉作用同时发挥,从而取得水利水电工程安全、发电、灌溉等水资源利用综合效益。

2 试验概况

2.1 试验模型

模型按照红山嘴电厂二级引水渠实际尺寸设计,设计比尺为1∶20。试验模型布置如图2所示,主要由4条渠道组成,每条渠道长约20 m,渠道总长83 m;渠道底宽0.05 m,顶宽0.837 5m,高0.225 m,边坡系数m=1/1.75,渠道纵坡为1/1 000。地下水库为引水渠道提供稳定水源,通过离心泵使水流呈S形线路流经4个渠道流,并通过尾水渠流入地下水库,形成循环水流。渠道流量通过安装在进口段阀门控制,其大小用电磁流量计测量;融冰井位置分别设计在距离渠道进口断面17、32、45和65m处,具体如图2中P1、P2、P3和P4所示;自渠道进口每隔4m设置一个断面观测渠道水温沿程变化,共设置了16个观测断面。

2.2 试验步骤及方法

试验内容主要包括渠道内未注入井水和注入井水两种情况下,引水渠道沿程水温变化情况。主要变化参数为引水渠渠水流量Q(Q1~Q8)、井水流量q(q1~q3)、井水注入位置P(P1~P4)。试验组次如表1所示。未注入井水试验主要测取在没有外界能量注入情况下,引水渠道不同流量下水温的沿程变化规律;注入井水试验主要测取在有外界能量注入情况下,引水渠渠水不同流量、井水不同流量以及不同井水注入位置等的水温沿程变化规律;注入井水试验又分为单井注水和双井注水两种试验,单井注水主要指每次试验只有一口井注水,双井注水指每次试验有两口井同时注水,具体试验步骤如下:

(1)未注井水试验:首先,通过阀门控制渠道进水口的流量Q,并在进水口处对渠水温度进行测量;然后,在水流完全流经整个渠道约3~5min后,根据图1中所设定断面,用精度值为0.01的温度计对各断面进行渠水水温测定,16个断面的渠水水温全部测完为一个渠道流量组次;调节下一个引水渠道流量Q,重复上述步骤,直至所有渠道流量对应下渠水水温测量完成。

(2)注入井水试验:在渠水流量Q一定时,调整井水流量q并确定其注入位置P,在井水出口测得井水温度,同时等待井水与渠水充分混合3~5min并完全流经整个渠道后,进行各断面以及注水点前后断面的渠水水温测量;当16个断面渠水水温全部测量结束后,保持渠水流量Q和井水流量q都不变,移动井水注入点位置P,重复上述步骤,直至4个注水点全部测量完毕;然后,调节另一个井水流量q,重复上述井水注入点位置移动步骤;当3个井水流量对应渠水水温测量完毕,开始调节另一个渠水流量Q,重复上述井水流量和井水位置所有步骤,直至所需要所有渠道流量对应下不同井水流量和不同井水位置的水温测量完毕。双井注水试验方法和步骤与单井注水类似,只是井口位置由单一位置变为4个位置的两两组合。

3 结果与分析

3.1 未注井水时渠水水温沿程变化规律

根据现有研究成果可知:影响引水渠道水温的主要外界因素有气温、相对湿度、风速等,这三个影响因素的影响程度各不相同,气温对水温的影响最大。气温对水温的影响主要体现在与水体上界面之间进行的热量交换,一般来说气温与水温呈正相关趋势;在气温影响下,水流流经的距离越长,它与冷空气所进行的热量交换也就越多,对应水温将随着流程逐渐降低。

在未注井水时,测量得到的不同渠水流量下渠水水温的沿程变化情况,主要是气温与渠道水流的热交换结果。图3给出了不同渠水流量对应下渠水水温的沿程变化情况,由于试验所处位置固定在很小范围内且试验时间很短,所以认为试验过程中气温、相对湿度、风速等外界因素不发生变化,在分析渠水水温沿程变化规律时将不考虑气温、相对湿度、风速等等外界因素的影响。

从图3中可以看出,在相同气温、相对湿度、风速等外界因素下,由于气温明显低于渠水温度 (试验时外界气温为 -9℃),所以渠水水温在低气温等条件影响下,温度逐渐减低;在Q=1.0L/s,对应流程为80 m时水温由8.25 ℃ 下降为6.6℃,降低了1.65 ℃;Q=1.5L/s对应水温下降了1.2 ℃,Q=2.0L/s对应水温下降了1.1 ℃,Q=2.5L/s对应水温下降了1.7 ℃。可以看出,流量越小,渠水水温下降越显著,如图3:Q=1.0L/s的渠水水温下降趋势最明显,降幅比Q=1.5L/s和Q=2.0L/s多了近1℃,平均每4m下降0.1℃。所以可以得出结论:当气温等外界条件不变时,渠水流量越小,则渠水水温沿程下降越快。

不考虑其他外界热量交换情况下,可以用下式表示渠水水温与流程的变化规律:

式中:T为渠水水温,℃;Q为渠水流量,L/s;v为渠水断面平均流速,m/s;T0为进水口水温,℃;L为沿程距离,m;a为系数,根据试验结果得到为a=0.01。

将实测值与式(1)计算得到的理论值进行比较,结果如图4所示。从图中可以看出,理论值与实测值基本一致,两者差异也都在允许误差范围内,充分说明式(1)用于计算渠道水温随流程变化的可行性。

3.2 单井注水时渠水水温沿程变化规律

为了保证渠道在低温情况下能够使渠水通畅流动,采取抽出温度较高井水注入温度较低渠水方法(抽水融冰),使热量从水温高得井水传到水温较低的渠水中,改变其内能。这种热能传递只要物体之间或同一物体不同部分之间存在温度差,就会发生,并且将一直继续到温度相同的时候为止。通过这种改变热能的方式,提高渠水温度,来解决渠道输水安全问题。新疆红山嘴水电站就应用抽水融冰技术成功解决冬季引水渠道的冰害问题,该电站自1995年开始凿单井试验至2008年共在引水渠沿线凿井17眼,最大流量可抽取地下水2.15 m3/s注入引水渠,利用地下水的升温作用有效解决了引水渠结冰问题,使引水渠输水通畅,结束了电站大规模打冰、炸冰、排冰运行和冬季停机运行的历史,极大改善了电厂的冬季运行条件[14]。

图5给出了在P1、P2、P3、P44个不同注水点注入3个不同井水流量时,部分渠水水温的沿程变化情况。从图5中可以看出,渠水水温在每一个注水点前,都是沿程下降的,但当井水注入渠水中后,渠水水温就会迅速提高,这充分说明了井水的注入对渠道水温的明显增温效果。因本实验井水温度较为稳定,最高13.4 ℃,最低11.7 ℃,所以注水点后水温升高幅度差别较小,因此注入井水后渠水水温的变化可以用式(2)表示:

式中:ΔT为注入井水后,渠水水温的提升值,℃;t为井水温度,℃;q为井水流量,L/s。

表2给出了渠水水温由进水口到不同距离的注水点时的水温下降幅度,从表中可以看出,井水的注水位置是影响混合后渠水水温的重要因素之一,若注水位置布设的离进水口太近,水温还没有下降就又升高,从注水位置到渠尾这段距离较长,渠水水温又会逐渐降温,难控制;若离进水口太远,注水点前距离长,水温下降多,再注入井水提温,升高幅度不大。因此,为保证所开井口数最少,且保证渠水畅通,井水注入位置很关键。所以,通过对这段渠道水温下降的分析,可以用百分比确定当第一个井水注入点最好可以布设在整个渠道的20%~30%处。

3.3 双井注水时渠水水温沿程变化规律

从图5单井注水试验结果可以看出,虽然井水注入渠道后,有效地提高了渠水的温度,但是因为布设的井口距离进水口很近,导致从注水点到渠尾的在这段距离的水温下降较快,所以再次进行多井试验,以减小它的温度差。多井注水和单井注水的原理一样,只是注水的位置由单一位置变为4个位置的两两组合。

如图6为注入双井时渠道的水温沿程变化,在相同渠水流量、不同井水流量、不同注水位置的情况下,渠水水温逐渐减低;但是均在水温均在注水点位置有明显上升趋势;随着井水和渠水充分混合后,又按照一定的规律逐渐下降,但是显然其渠水水温的降幅已经大大减小。在P(17,32)m位置,q=0.06L/s时,Q=1L/s对应流程为80m时水温由8.3℃下降为7.2℃,降低了1.1 ℃;Q=1.5L/s,对应水温下降了1.1 ℃,Q=2.0L/s对应水温下降了0.7 ℃,Q=5L/s对应水温下降了0.4 ℃;Q=7.5L/s,对应水温下降了0.1 ℃;Q=12.5L/s,对应水温下降了0.3 ℃。在P(17,45)m,q=0.06L/s时,Q=1L/s对应流程为80m时水温由8.3 ℃ 下降为7.6 ℃,降低了0.7℃;Q=1.5L/s,对应水温下降了0.8℃,Q=2.0L/s对应水温下降了0.6 ℃,Q=5L/s对应水温下降了0.3 ℃;Q=7.5L/s,对应水温下降了0.3 ℃;Q=12.5L/s,对应水温下降了0.3℃。在P(17,65)m,q=0.06L/s时,Q=1L/s对应流程为80m时水温由8.0 ℃下降为7.5 ℃,降低了0.5 ℃;Q=1.5L/s,对应水温下降了0.5 ℃,Q=2.0L/s对应水温下降了0.4 ℃,Q=5L/s对应水温下降了0.1 ℃;Q=7.5L/s,对应水温下降了0.2 ℃;Q=12.5L/s,对应水温下降了0.3 ℃。在P(32,45)m,q=0.06L/s时 ,Q=1L/s对应流程为80m时水温由7.9 ℃下降为7.3 ℃,降低了0.6 ℃;Q=1.5L/s,对应水温下降了0.4 ℃,Q=2.0L/s对应水温下降了0.4 ℃,Q=5L/s对应水温下降了0.2 ℃;Q=7.5L/s,对应水温下降了0.3 ℃;Q=12.5L/s,对应水温下降了0.3 ℃。在P(32,65)m时,q=0.06L/s时,Q=1L/s对应流程为80m时水温由7.5 ℃下降为6.7 ℃,降低了0.8 ℃;Q=1.5L/s,对应水温下降了0.5℃,Q=2.0L/s对应水温下降了0.4 ℃,Q=5L/s对应水温下降了0.3 ℃;Q=7.5L/s,对应水温下降了0.2 ℃;Q=12.5L/s,对应水温下降了0.4℃。在P(45,65)m时,q=0.06L/s时,Q=1L/s对应流程为80m时水温由8.2℃下降为7.6℃,降低了0.6 ℃;Q=1.5L/s,对应水温下降了0.5 ℃,Q=2.0L/s对应水温下降了0.5 ℃,Q=5L/s对应水温下降了0.4℃;Q=7.5L/s,对应水温下降了0.3 ℃;Q=12.5L/s,对应水温下降了0.2 ℃。可以看出,双井注水大大减小了渠水水温沿程下降的幅度,但如果双井位置选择布设不合理,渠水水温也会下降1 ℃左右,所以第二个井水注入点布设在整个渠道的50%~60%时为最优。

4 引水渠道水温沿程变化计算

根据邹振华等[4]提出的温度率计算公式:

式中:η为温变率;Ti为第i个位置的渠水水温,℃;Ti+1为(i+1)个位置的渠水水温,℃。

根据式(3)计算得出,当井水流量分别为0.06,0.10和0.14L/s时,其温度下降率分别为1.33%,1.17% 和1.17%,即注入的井水流量越小,渠水水温下降的幅度相对就大;注入的井水流量越大,渠水水温下降的幅度相对就小。

因此结合式(1)和(2)得到注入井水后渠水和井水的混合温度计算公式如下:

式中:TA为注入井水后,注水点处渠水和井水的混合温度,℃。

4.1 单井注水水温沿程变化计算

单井注水时,从注水点至渠末的沿程水温计算公式如下:

式中:TB为单井注水时,从注水点至渠末的沿程水温,℃;vq为井水断面平均流速,m/s,由得出,其中r为井管半径,试验中为r=0.02m;q为井水流量,L/s;Pi为注入进水的位置,m。

以单井注水时渠水流量为1.0L/s为例,验算该公式,得到结果如图7所示。理论结果与实测结果拟合较好,最大误差为6.25%,最小误差为0.1%,在误差允许范围内,可以用于实际工程计算。

4.2 双井注水水温沿程变化计算

双井渠道水温计算公式则为: