喬俐媛，郝瑞霞

(太原理工大學 水利科學與工程學院，太原 030024)

大型火/核電廠常建于沿海區(qū)域，利用海水作為冷卻水源，向受納水域排放大量廢熱水，使海水溫度升高，不同程度地影響了海洋生態(tài)環(huán)境[1-2]，同時也會使取水溫度升高，從而影響電廠的運行效率[3]。因此，為減小溫排水對沿海水環(huán)境和電廠運行效率的影響，對取排水工程進行合理布置和優(yōu)化具有重要的現(xiàn)實意義。陳惠泉[4]、CHENG et al[5]對差位式、重疊式、分列式3種取排水布置形式的特點和適用條件進行了介紹。ABOHADIMA et al[6]通過數(shù)值模擬，分析取排水明渠擋墻和排水渠寬度對沿海環(huán)境和取水溫升的影響。SALEHI[7]建立嵌套模型，研究排水口位置、方向和季節(jié)變化對河口電廠取水溫升的影響。LI et al[8]、張新周等[9]通過模擬分析明渠排水和管道排水的溫排水影響。上述研究多側重于分析取排水形式結構，對于水域地形對方案布置的影響研究較少。本文針對半封閉海灣熱交換能力差的特點，借助平面二維水動力模型，以羅源灣某電廠為例，通過對不同取排水方案下溫排水水力熱力特性的模擬計算，分析半封閉水域取排水布置方案的水力熱力特征，為類似工程設計提供借鑒。

1 數(shù)學模型

1.1 控制方程

考慮科氏力、風應力等，潮汐水域二維水動力模型控制方程[10]。

1) 連續(xù)性方程：

(1)

式中：ζ為水位，m；t為時間，s；u、v分別為x，y方向的水深平均流速，m/s；H是水深，m.

2) 運動方程：

(2)

(3)

式中：g為重力加速度，m/s2；f為科氏力系數(shù)；C是謝才系數(shù)；τsx，τsy是表面風應力在x，y方向上的分力，N/m2；Ex、Ey是在x，y方向上的渦粘性系數(shù)。

3) 溫度方程：

(4)

1.2 數(shù)值計算方法和定解條件

1) 數(shù)值計算方法

采用分步雜交法[11]對基本方程進行離散和求解。該方法的穩(wěn)定性較好，利用能較好適應邊界的三角形網(wǎng)格系統(tǒng)，將各時間步長分為兩步計算。前半步選用特征線法，以對流作用為主；后半步選用集中質量有限元法，以擴散作用為主。

2) 初始條件

給定初始時刻的速度、水位和溫度，表示如下：

u(x,y)=u0(x,y);v(x,y)=v0(x,y);
ζ(x,y)=ζ0(x,y);θ(x,y)=θ0(x,y) .

3) 邊界條件

取排水處：速度、溫度根據(jù)其流量、質量以及熱量守恒獲得。計算時排水流量恒定，排水溫度隨取水溫度的變化而變化，但取排水溫差恒定。

2 潮流計算及驗證

2.1 地形和潮流特點

羅源灣位于福建東北沿海，口小腹大，是一個典型的半封閉水域。最大水深74 m，灣口寬約1.3 km，風浪較小，周邊基本無大河溪注入。羅源灣潮汐為正規(guī)半日潮型，潮流主要特征為往復流。根據(jù)海流資料，羅源灣平均潮差4.94 m，最大潮差6.91 m.灣口流速較大，最大漲潮流速1.09 m/s，最大落潮流速1.17 m/s，其他區(qū)域流速稍小，廠區(qū)附近最大流速約0.70 m/s.

2.2 計算域和網(wǎng)格劃分

模擬計算的水域面積約310 km2.根據(jù)電廠溫排水對水域影響程度的不同，全域采用四層疏密不同的三角形網(wǎng)格，對應空間步長400 ，200 ，100 ，50 m，時間步長2 s.潮流驗證時劃分網(wǎng)格單元8 241個，計算節(jié)點4 386個。溫排水計算采用網(wǎng)格單元9 476個，計算節(jié)點5 018個(不同方案，計算網(wǎng)格稍有變化)，具體見圖1.

圖1 溫排水計算階段網(wǎng)格分布圖Fig.1 Mesh distribution of thermal discharge calculation

2.3 主要參數(shù)選取

科氏力系數(shù)：f=5.23×10-5；糙率系數(shù)：灣外n=0.02，灣內因地形變化較大，取n=0.03；渦粘性及擴散系數(shù)：Ex=Ey=5 m2/s，Kx=Ky=10～50 m2/s；熱季水面綜合散熱系數(shù)：Ks=48.5 W/(m2·℃).

2.4 潮流計算結果及分析

驗證資料來自2003年9月羅源灣的綜合水文觀測資料。計算域內包含4個潮位觀測站點A1-A4和4個流速站點K1-K4，地形及測站位置見圖2.

限于篇幅，本文僅給出大、小潮時廠址附近A3站點潮位和K3測站流速、流向的驗證情況見圖3.由圖3可以看出，潮位、流速和流向的計算值與實測值基本吻合。圖4為大潮漲急和落急時的流速分布圖。漲潮潮流沿可門水道向灣內推進，通過水道后主要分為兩股水流，一股沿西北方流動，另一股水流流至西南灣頂，沿程不斷向西部灘涂分流；落潮時潮流方向基本相反，往復流性質明顯，與觀測資料一致。因此，潮流場模擬基本準確，可以進一步研究沿海水域溫排水特性。

圖2 電廠及測站位置示意圖Fig.2 Location of power plant and measuring sites

圖3 廠址附近潮位、流速和流向驗證Fig.3 Validation of water level, velocity, and direction near the plant

圖4 大潮典型時刻流速分布圖Fig.4 Distribution of velocity during spring tide

3 取排水方案對溫排水特性的影響

3.1 電廠取排水布置情況

電廠位于羅源灣南岸，采用直流供水系統(tǒng)，規(guī)劃一、二、三期工程總裝機容量6 400 MW，冷卻循環(huán)水213 m3/s，其中三期工程裝機容量4 000 MW，冷卻水量131.32 m3/s，各期取排水溫差均為8.5 ℃.一、二期取排水為差位式深取淺排布置。為分析半封閉水域潮流和熱量傳輸特點，三期工程建設前規(guī)劃設計了3個取水位置和3個排水位置，為減小其對一、二期的影響設置了導流堤，具體布置見圖5.三期取排水具體方案如下。

1) 3種排水方案：排水方案Ⅰ布置在廠區(qū)東北側端部，一、二期排水口東側，距灣口較近；方案Ⅱ和方案Ⅲ布置在廠區(qū)西北側，距一、二期排水口較遠，其中方案Ⅱ位于17#與18#碼頭后方，方案Ⅲ則更靠近灣內。各方案排水口水深均約3.5 m.

2) 3種取水方案：均布置在14#碼頭附近。方案Ⅰ采用碼頭前沿取水，取水頭設在14#碼頭前沿10 m處，水深約17.5 m；方案Ⅱ采用明渠岸邊取水，不占用碼頭岸線；方案Ⅲ采用碼頭后方取水，取水頭于14#碼頭后方20 m處布置，水深11 m.

圖5 取排水及導流堤布置圖Fig.5 Layout of intakes, outlets, and diversion dike

3.2 排水方案對水域溫升分布的影響

針對3種排水方案，在不考慮導流堤影響的情況下，對一、二、三期工程同時運行時的溫排水特性進行數(shù)值計算(冷卻水總量213 m3/s，排水溫升均為8.5 ℃).表1為各排水方案全潮最大和平均溫升面積。圖6為工程近區(qū)小潮時各排水方案平均溫升分布等值線圖。

表1 各排水方案溫升面積Table 1 Temperature rise area of different drainage schemes

圖6 工程近區(qū)各排水方案平均溫升分布圖(明渠取水)Fig.6 Average temperature rise distribution of different drainage schemes in near area(open channel intake)

由表1和圖6可以看出：受往復流影響，溫排水主要在南岸呈帶狀分布，隨漲、落潮流擴散沿岸向上下游輸運。漲潮時熱水隨潮流向西南方向輸移擴散，落潮時方向相反。與大潮相比，小潮由于潮動力較弱，熱量擴散輸移能力弱，灣內熱量累積現(xiàn)象明顯，最大和平均溫升影響范圍均較大，為不利潮型。

各排水方案由于位置不同，溫排水的分布規(guī)律有所區(qū)別：方案Ⅰ與其他兩方案相比，高溫升面積稍大但低溫升面積明顯減小。高溫升面積稍大主要是由于與一、二期排水口位置較近，溫排水集中排放，不利于近區(qū)擴散。方案Ⅰ大、小潮4 ℃最大溫升面積較方案Ⅱ平均增加0.2 km2，約為方案Ⅰ的42%；4 ℃平均溫升面積增加約0.1 km2，約為方案Ⅰ的63%.但方案Ⅰ靠近灣口，所處潮流稍強，最大流速約0.29 m/s，熱水易于摻混稀釋，故其低溫升影響范圍遠小于其他方案，小潮時尤為明顯，1 ℃最大溫升面積低于方案Ⅲ約12.3 km2，1 ℃平均溫升面積偏低約5.8 km2，變化幅度約為方案Ⅰ面積的3倍。方案Ⅰ大、小潮1 ℃最大溫升面積約為方案Ⅱ的43%，方案Ⅲ的31%；1 ℃平均溫升面積約為方案Ⅱ的61%，方案Ⅲ的36%。排水方案Ⅱ和Ⅲ距灣口稍遠，最大流速約0.20 m/s，方案Ⅱ的各項溫升面積均低于方案Ⅲ。因此，離灣口最近的排水方案Ⅰ熱量累積最小，最靠近灣頂?shù)姆桨涪鬅崃坷鄯e作用最大。

由上述分析可得：1) 電廠各期工程排水口分散布置，溫排水分散排放，有利于近區(qū)高溫升面積降低；2) 對于半封閉海灣來說，電廠排水口越靠近灣內，熱量累積作用越明顯，對環(huán)境水域的熱影響越大。若條件允許，建議半封閉水域電廠排水口靠近潮流較強的灣口布置。

3.3 取排水方案對電廠取水溫升的影響

通過對9種取排水組合方案進行溫排水計算，獲得各取排水方案的取水溫升特征值見表2.

表2 各取排水方案取水溫升特征值Table 2 Excess temperature at intake of different schemes

由表2可知：三期工程不同排水方案布置會對一、二期取水溫升造成不同程度的影響。方案Ⅲ由于熱量累積作用強，對平均取水溫升影響最大，方案Ⅰ影響最小。但由于方案Ⅰ距一、二期取水口較近，受大潮強潮動力影響，熱水易于隨漲潮流回歸至取水口，使其大潮時最大取水溫升較高，高出其余兩方案0.6～0.7 ℃.

對于三期取水溫升，3種取水方案由于均設置在14#碼頭附近，取水溫升相差較小，未超過0.3 ℃.明渠取水方案最大取水溫升較低，這可能是因為明渠取水頂高程偏低，更易取得下層低溫水。在采用排水方案Ⅰ時，明渠取水方案最大溫升低于其余兩方案0.2～0.3 ℃，平均溫升基本一致。

考慮在同一取水方案布置下，排水方案對三期取水溫升的影響。以明渠取水為例，排水方案Ⅰ因距三期取水位置較遠且靠近灣口，取水溫升相對較低，大、小潮時最大取水溫升平均低于其他兩方案0.3～0.4 ℃，平均溫升偏低約0.3 ℃.在不利小潮時方案Ⅰ優(yōu)勢更為明顯，瞬時最大溫升值低于其他兩方案0.4～0.6 ℃，平均取水溫升偏低0.4～0.5 ℃左右。排水方案Ⅲ與Ⅱ相比，雖然排水口距取水口位置更遠，但由于更靠近灣內，熱量累積作用強，取水溫升反而略高，大、小潮最大值平均偏高約0.1 ℃，平均取水溫升基本一致。一般取水溫升高低主要取決于取排水相對位置，取排水距離越遠，取水溫升相對越小。但對于半封閉水域，考慮排水口在灣內位置對降低取水溫升也尤為重要，應盡可能靠近灣口布置。

3.4 導流堤效果分析

考慮到明渠取水工程取水溫升略低，且造價低，不占用碼頭岸線。而排水方案Ⅰ距灣口近，熱量易于輸出灣外；同時與一、二期排水口并排布置，有利于工程建設和管理。但唯一不足之處是距一、二期取水口較近導致其大潮瞬時最大取水溫升較高，故對增設3 m高導流堤的效果進行分析，具體位置見圖7.

導流堤使熱水帶偏向下游分布，漲潮時熱水向上游取水口的輸移路徑延長，取水口處所屬溫升帶溫度降低，熱回歸效應減小。由圖7(a)可以看出，增設導流堤使一、二期取水溫升明顯降低，瞬時最大取水溫升降低約0.6～0.7 ℃，平均溫升降低約0.1～0.2 ℃.三期取水口由于距離較遠，導流堤影響較小，最大取水溫升稍有降低，平均值基本一致。因此，當取排水位置較近時，在取排水口間增設導流堤是減少熱量回歸、保證電廠運行效率的有效手段。然而，導流堤使熱水向上游擴散受阻，排水口近區(qū)熱量摻混和稀釋作用減弱，使溫升面積有所增加，但變化幅度相對較小。根據(jù)圖7(b)計算可得，與無導流堤相比，增設導流堤后各溫升的最大面積平均增加約19%，各溫升的平均面積增加約25%.

圖7 導流堤設置前后取水溫升和溫升面積對比圖Fig.7 Comparison of temperature rise area and excess temperature at intake before and after the construction diversion dike

4 結論

本文以羅源灣某電廠為例，借助平面二維水動力模型，對電廠三期工程取排水布置方案進行潮流和溫排水特性的數(shù)值模擬，比較溫升分布和取水溫升，并分析對已建一、二期工程的影響，得出以下結論：

1) 針對羅源灣水域構建了平面二維數(shù)學模型，并利用原體觀測資料進行潮流驗證，潮位、流速和流向吻合良好。

2) 對于半封閉水域，小潮最大和平均溫升面積均大于大潮，小潮為不利潮型。

3) 半封閉海灣電廠排水口越往灣內布置，熱量累積越明顯，對環(huán)境水域和取水溫升影響越大。排水方案Ⅰ距灣口最近，潮流相對較強，其低溫升面積遠小于其他方案，1 ℃最大溫升面積約為方案Ⅱ的43%，方案Ⅲ的31%；1 ℃平均溫升面積約為方案Ⅱ的61%，方案Ⅲ的36%。采用相同取水方案時，排水方案Ⅰ的小潮最大取水溫升值低于其他兩排水方案0.4～0.6 ℃，平均取水溫升偏低0.4～0.5 ℃.因此建議排水口盡可能靠近潮流較強的灣口布置。

4) 取排水布置時應盡可能保證取排水口平面距離，且取水高程越低越好。如果由于廠區(qū)條件限制等原因難以實現(xiàn)時，在排水口附近增設導流堤是降低取水溫升、保證電廠運行效率的有效措施。導流堤使?jié)q潮時熱水向上游擴散受阻，熱水至取水口的輸移路徑延長。排水方案Ⅰ增設導流堤使一、二期最大取水溫升降低0.6～0.7 ℃，平均溫升降低0.1～0.2 ℃，熱量回歸明顯減少。