李盼盼，駱佳成，袁超哲，郝宇馳，陶潤禮

（中交疏浚技術(shù)裝備國家工程研究中心有限公司，上海 200082）

0 引言

目前，河湖庫主力清淤設(shè)備為環(huán)保絞吸船，其在河湖庫清淤過程中往往距離堆存區(qū)域（或吹填區(qū)）較遠，且環(huán)保絞吸船裝機功率較小帶來漿體管道輸送排距不足的問題?，F(xiàn)有管道輸送增排設(shè)備主要為接力泵站，該增排方案存在能耗較大、使用和維護成本較高、容易泵送能力過剩且設(shè)備復雜、占地較大、場地要求高、環(huán)境友好性較差等問題。隨著河湖庫環(huán)保清淤和生態(tài)文明建設(shè)的需求，亟需一種操作簡單、安裝方便、場地要求低、使用維護成本低、環(huán)境友好性強，適用于環(huán)保絞吸船長排距輸送的輔助增排技術(shù)。

現(xiàn)有輔助增排技術(shù)中，已有研究從理論機理和室內(nèi)試驗層面對管道加氣增排技術(shù)的可行性進行了探索。于利偉等[1]、湯勃等[2-3]和蔡勇[4]對加氣輸送室內(nèi)試驗平臺進行了設(shè)計和分析，熊庭等[5-6]建立了管道加氣輸送的三相流的阻力計算模型，并對室內(nèi)試驗裝置進行了優(yōu)化[7]。然而目前管道加氣增排技術(shù)的研究在實際工程中開展較少，工程現(xiàn)場仍多采用傳統(tǒng)接力泵工藝延長排距。當前僅有廈門馬鑾灣生態(tài)修復工程[8]和南安海峽科技生態(tài)城疏浚工程利用空壓機對排泥管道直接加氣進行了初步探索，但未對加氣增排效果進行更深入地探究，也未形成適用于工程現(xiàn)場的加氣增排工藝參數(shù)。

本文針對當前研究的不足，依托現(xiàn)場工程開展射流管加氣和風炮管直接加氣2 種不同加氣方式的增排技術(shù)試驗研究，并對其增排效果和能效進行對比分析，優(yōu)選出適用于河湖庫清淤環(huán)保絞吸船長排距輸送的加氣增排技術(shù)方案，為河湖庫清淤環(huán)保絞吸船的長排距施工提供參考。

1 現(xiàn)場試驗

1.1 工程背景

莆田市秀嶼區(qū)石門澳產(chǎn)業(yè)園滯洪區(qū)清淤工程（以下簡稱石門澳工程）沿滯洪區(qū)河道展開，地形狹長，清淤區(qū)與吹填區(qū)距離較遠（石門澳工程現(xiàn)場清淤如圖1 所示）。在吹填過程中所采用環(huán)保絞吸船因裝機功率較小存在排距不足的問題，采用傳統(tǒng)接力泵站增排方式增加排距又存在泵送能力過剩、能耗較大、使用和維護成本較高，以及接力泵站占地較大，安裝布置不便的問題。針對上述問題，依托現(xiàn)場工程開展環(huán)保絞吸船管道輸送加氣增排技術(shù)試驗研究，通過探究射流管加氣和風炮管直接加氣2 種不同加氣方式的增排效果，并對其能效進行對比分析，優(yōu)選出適用于河湖庫清淤環(huán)保絞吸船長排距輸送的加氣增排技術(shù)方案。

圖1 石門澳工程現(xiàn)場清淤圖Fig.1 Field dredging in Shimen'ao

1.2 試驗裝置

根據(jù)現(xiàn)場規(guī)模和應(yīng)用成本，本試驗自行設(shè)計了一套加氣助推管道漿體輸送成套裝置，主要包括發(fā)電機、空壓機、儲氣罐、調(diào)壓閥、氣量計、射流管、鋼制加氣管、監(jiān)測儀器以及配套風炮管、高壓氣管、電纜、球閥、短接等設(shè)備，具備供氣、氣源控制、加氣和效果監(jiān)測等功能。主要試驗裝置連接布置如圖2 所示。

圖2 加氣助推管道漿體輸送試驗裝置連接布置圖Fig.2 Connection and arrangement of test devices for gas injection to boost slurry transportation in pipeline

鋼制加氣管沿上、中、下3 個方位均預留有DN32、DN25、DN20 等不同口徑的3 個垂向加氣口以及1 個45?方向的DN25 口徑的斜向加氣口。本試驗擬采用射流管加氣和風炮管直接加氣2 種加氣方式。其中，射流管加氣采用純加氣的方式，即僅對射流管加氣口進行加氣，不加水。采用風炮管直接加氣時需將射流管、小口徑高壓氣管、調(diào)壓閥等儀器卸掉，將與儲氣罐出氣口連接的大口徑風炮管經(jīng)氣量計直接與鋼制加氣管相連接。2種加氣方式如圖3 所示。

圖3 加氣方式Fig.3 Methods of gas injection

1.3 試驗方案

石門澳工程現(xiàn)場排泥管線布置如圖4 所示，接力泵站后西北—東南走向的排泥管線長度為1 200 m，其布設(shè)范圍為已吹填地塊，地勢較為平坦。本試驗根據(jù)現(xiàn)場情況，距接力泵站后約150 m處開始，每間隔約300 m 布置1 個測點，依次布置①、②、③、④4 個測點，并在吹填圍區(qū)入口和排泥口附近額外布置⑤、⑥測點，分別將本試驗鋼制加氣管替換至原排泥管線中，并將①號測點作為本次試驗的加氣點。每根鋼制加氣管上分別安裝有4 個壓力傳感器和1 個密度計，分別將壓力傳感器所測的管道壓力平均值作為該測點的管道壓力值，將密度計所測密度值作為該測點管道輸送泥漿的密度值。同時分別在①測點鋼制加氣管前端和⑥測點鋼制加氣管后端安裝流量計，分別用于監(jiān)測加氣過程前后加氣點前和圍區(qū)排泥口的流量變化情況。本試驗具體測點布置如圖4所示。

圖4 現(xiàn)場試驗加氣點位布置示意圖Fig.4 Layout of gas injection points for field test

本次試驗擬選?、偬柤託恻c鋼制加氣管上部DN32 口徑進行加氣。在此加氣條件下，風炮管直接加氣的加氣壓力可待加氣穩(wěn)定后從儲氣罐壓力表讀取，射流管加氣的加氣壓力可通過調(diào)壓閥讀取，2 種加氣方式的加氣量則由氣量計測得。風炮管直接加氣方式的工況為一定值，而射流管加氣方式的工況設(shè)置則由加氣壓力通過調(diào)壓閥調(diào)節(jié)至與風炮管直接加氣方式加氣壓力相當，2 種加氣方式的具體試驗工況設(shè)置如表1 所示。

表1 不同加氣工藝參數(shù)測試工況表Table 1 Test conditions of different gas injection processes

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 分析方法

基于現(xiàn)有加氣助推管道輸送理論[5-6，8]，在管道輸送過程中，根據(jù)泥沙輸送情況，向管道內(nèi)部合理注入高壓空氣，一方面使管道壁面形成封閉環(huán)形水氣薄膜，使壁面變得光滑，另一方面使?jié){體顆粒懸浮以及壓縮空氣在管道內(nèi)部沿程膨脹，從而起到減少輸送阻力、增大輸送壓強的作用；同時管道內(nèi)部水氣混合也可降低漿體的黏滯系數(shù)，增大漿體的輸送流速，進而使?jié){體的流量增加。在疏浚排泥管道加氣過程中，管道內(nèi)部增壓減阻均會引起排距的增加。為綜合評價排泥管道的加氣增排效果，這里不考慮其他能耗損失，將排泥管加氣過程中增壓引起的增加排距量ΔLP和減阻引起的增加排距量ΔLD之和作為管道加氣總的增加排距量ΔL，則總體增排計算公式如下：

式中：ΔL 為排泥管加氣所引起的總的增加排距量，m；ΔLP為排泥管加氣過程中增壓引起的增加排距量，m；ΔLD為排泥管加氣過程中減阻引起的增加排距量，m；ΔP 為排泥管加氣引起的增壓量，kPa，采用加氣過程中各測點的管道壓力值相比于加氣前的增量的平均值進行計算；D0為加氣前的管道沿程阻力，kPa/m，以每延米壓降表示，可采用兩測點之間的壓差與測點間距的比值計算；L 為加氣點后的管線長度，m；r 為排泥管加氣的減阻率，%，采用加氣過程中排泥管道的沿程阻力系數(shù)λ 相比于加氣前的減少百分比進行計算。

排泥管道的沿程阻力系數(shù)λ 可采用式（4）進行計算：

式中：ΔPp為兩測點之間管段的壓差，Pa，這里剔除高程因素對管線壓差的影響；ρ 為排泥管道輸送泥漿的平均密度，kg/m3；d 為管道直徑，m；l 為所測管段長度，m；v 為管道內(nèi)輸送泥漿的平均流速，m/s。

已知排泥管管徑為DN400，接力泵站后管線總長為1 800 m，試驗時現(xiàn)場吹填排距總長為3 000 m，加氣前和加氣過程中的密度、流速以及壓力變化分別由各測點位置的密度計、流量計以及壓力傳感器所測數(shù)據(jù)求平均值獲得。

2.2 2 種加氣方式加氣效果對比

2.2.1 排泥口出流對比

基于Ⅱ和Ⅲ組次試驗，采用射流管加氣和風炮管直接加氣2 種加氣方式，通過對圍區(qū)排泥口加氣過程前后出流形態(tài)變化進行觀察，可直觀地觀測出2 種加氣方式的加氣效果，分別如圖5（a）～圖5（c）所示。

圖5 2 種加氣方式加氣過程前后排泥口出流變化觀測Fig.5 Observation on change of sludge outlet flow before and after during two types of gas injection operations

由圖5 可知，較加氣前，2 種加氣方式均使圍區(qū)排泥口出流增大，說明2 種加氣方式均可實現(xiàn)增排和增流效果，且效果較為明顯。但2 種加氣方式的排泥口出流特點存在差異。

采用風炮管直接加氣方式進行加氣時，其在排泥管道內(nèi)的氣泡形態(tài)主要為大氣泡，見圖6（a）。

圖6 2 種加氣方式排泥管內(nèi)氣泡形態(tài)示意圖Fig.6 Bubble morphology in sludge discharge pipe of two types of gas injection methods

在加氣過程中，排泥管出口處漿體出流形式為劇烈的間歇式噴涌，并存在爆炸聲，其管道內(nèi)部壓縮空氣的氣團壓力較大，其對管道的密封性和強度提出了極大的要求，在非順直管段（例如彎管、爬坡管、水上管）容易發(fā)生泄漏、法蘭破損、尖銳噪音和水體污染等現(xiàn)象，易導致停工檢修，影響疏浚吹填施工的連續(xù)性、安全性和環(huán)保性。因此風炮管直接加氣方式對管線排布和安裝質(zhì)量要求極高。

采用射流管加氣方式進行加氣，其在排泥管道內(nèi)的氣泡形態(tài)主要以微小氣泡的形態(tài)存在，如圖6（b）所示。管道內(nèi)部壓縮空氣在射流管的作用下破碎效果和漿體混合效果較好，排泥管出口處漿體出流較為穩(wěn)定，不存在劇烈的間歇式噴涌，且出口處的爆炸聲較小。因此，其對現(xiàn)有疏浚排泥管的密封性和強度并無特別要求，在現(xiàn)場測試期間，并未出現(xiàn)泄漏和法蘭破損的現(xiàn)象。

2 種加氣方式的具體增排效果和能效情況則需根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)定量測算得出。

2.2.2 增排效果對比

基于Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ組次試驗，2 種加氣方式下的加氣增排和增流效果如表2 所示。

表2 試驗結(jié)果匯總Table 2 Summary of test results

基于Ⅰ、Ⅱ組次試驗，采用射流管加氣方式進行加氣，加氣壓力較大，即加氣量較大時，加氣總體增排的效果較為明顯。當加氣壓力由480 kPa（4.8 bar，對應(yīng)加氣量7.5 m3/h）增加到760 kPa（7.6 bar，對應(yīng)加氣量10 m3/h）時，在原排距3 000 m 的基礎(chǔ)上總體增排由389.87 m 提升至499.00 m，即在原排距的基礎(chǔ)上可以進一步延長排距由原來的13.0%提升至16.6%。同時相比于減阻增排，增壓增排增幅較為明顯。

基于Ⅱ、Ⅲ組次試驗，當射流管加氣和風炮管直接加氣2 種加氣方式加氣壓力相當，此時風炮管直接加氣的加氣量遠大于射流管加氣方式，試驗結(jié)果表明，相比于射流管加氣方式，風炮管直接加氣的增壓效果較好，減阻效果相差不大，總體增排效果較好。

由上述組次試驗可知，射流管加氣和風炮管直接加氣2 種加氣方式的加氣壓力相當時，風炮管直接加氣總體增排效果較優(yōu)。但由于風炮管直接加氣的加氣壓力無法調(diào)節(jié)，在給定加氣條件下為一定值，當射流管加氣方式的加氣壓力通過調(diào)壓閥調(diào)節(jié)至較高壓力時，風炮管直接加氣方式的總體增排效果將較次于射流管加氣方式。同時，試驗結(jié)果表明，相比于減阻效果，增壓效果對加氣量的變化較為敏感。

2.2.3 能效對比

在不加氣工況條件下，通過統(tǒng)計測試母船的清淤產(chǎn)能，并結(jié)合石門澳工程當?shù)氐牟裼秃碗娰M單價，綜合考慮絞吸船油耗、接力泵電費、所購置設(shè)備材料損耗以及工人投入等費用，來分析計算吹填過程的單方成本。不加氣工況下環(huán)保絞吸船吹填施工單方成本分析計算所需的統(tǒng)計參數(shù)為：絞吸船油耗，t/d；接力泵電耗，度/d；清淤產(chǎn)能（按1 d 20 h 的有效施工計），m3/d；絞吸船油費，元/d；接力泵電費，元/d；合計清淤燃油電費，元/d；設(shè)備材料損耗，元/d；人員投入費用，元/d；單日綜合成本，元/d；單方成本，元/m3。

環(huán)保絞吸船吹填施工的單方成本可看作絞吸船施工單日綜合成本與單日清淤產(chǎn)能的比值，環(huán)保絞吸船吹填施工的單日綜合成本則可看作平均單日清淤燃油電費（包括絞吸船油費、接力泵電費）、設(shè)備材料損耗以及人員投入費用之和，其中單日有效工時按20 h 計算，油價、電費等按工程當?shù)貎r格計算。

在本次試驗過程中，為滿足風炮管直接加氣工況的測試需求，本試驗所配置空壓機組的功率為75 kW。其性能遠超射流加氣測試需求，在射流管加氣工況時，通過調(diào)壓閥調(diào)低輸出壓力進行現(xiàn)場測試與應(yīng)用?；诒驹囼灱託庵乒艿罎{體輸送成套裝置，分別考慮空壓機組購置和租賃2種方案。

75 kW 螺桿空壓機組購置費用約25 萬元，其租賃費用約1.2 萬元/月。采用風炮管直接加氣方式進行加氣時，其他加氣設(shè)備材料購置總費用約10.99 萬元；采用射流管加氣方式進行加氣時，需額外考慮射流管、調(diào)壓閥和小口徑高壓氣管等費用，則其他加氣設(shè)備材料購置總費用約11.59 萬元。所有購置設(shè)備均考慮2 a 折舊。另外，75 kW空壓機單日電耗費用約1 500 元/d?；谏鲜霾患託夤r下環(huán)保絞吸船吹填施工所計算單日綜合成本，綜合考慮空壓機組投入費用、其他加氣設(shè)備材料投入費用以及空壓機組電耗，即可分別計算出不同投入方案下風炮管直接加氣和射流管加氣2 種加氣方式吹填施工時的單日綜合成本。進而結(jié)合對應(yīng)加氣工況下的單日清淤產(chǎn)能，測算出不同投入方案下2 種加氣方式吹填施工對應(yīng)的單方成本。

基于環(huán)保絞吸船特定土質(zhì)條件下穩(wěn)定連續(xù)施工，管道漿體的濃度在加氣過程中與不加氣時相比波動不大，因此，可假設(shè)管道漿體濃度保持不變?；? 種加氣方式的增流效果，則在原排距條件下，其清淤產(chǎn)能可提高相應(yīng)的百分比。若按照表1 工況進行加氣施工，2 種加氣方式環(huán)保絞吸船吹填施工單方成本與不加氣工況下傳統(tǒng)接力泵方式對比分析結(jié)果如表3 所示。

表3 不同加氣方式環(huán)保絞吸船吹填施工單方成本分析表Table 3 Dredging cost per cubic meter analysis of reclamation by environment-friendly cutter suction dredger with different gas injection methods

由表3 可知，在原排距輸送條件下，相比傳統(tǒng)接力泵方式，風炮管直接加氣和射流管加氣2種加氣方式均起到增流增產(chǎn)的作用。但在能效方面，經(jīng)測算采用風炮管直接加氣方式比傳統(tǒng)接力泵方式單方成本較高；采用射流管加氣方式，當加氣壓力調(diào)節(jié)至較高壓力時，相比于傳統(tǒng)接力泵方式單方成本較低，反而起到節(jié)能降本增效的作用。此外，分析結(jié)果表明相同加氣條件下，相比于風炮管直接加氣方式，射流加氣方式更加節(jié)能。經(jīng)市場調(diào)研，22 kW 螺桿空壓機組的1 000 kPa（10 bar）輸出壓力、192 m3/h 加氣量的輸出性能即可滿足I 組次射流管加氣要求。由于22 kW 空壓機功率較小，租賃市場極少見，不考慮租賃方案。該22 kW 空壓機購置費用約2 萬元，同樣按2 a折舊，分攤到單日投入費用約為27.40 元/d，單日電耗費用約440 元/d。經(jīng)測算采用22 kW 空壓機組購置方案，進行I 組次射流管加氣，相比于傳統(tǒng)接力泵方式，可降低單方成本約6.0%。

綜上所述，基于本試驗加氣工況，相比于傳統(tǒng)接力泵方式，使用22 kW 螺桿空壓機組的射流管加氣760 kPa（7.6 bar）、加氣量10 m3/h 可增產(chǎn)約9%，降低單方成本約6.0%，若換算為排距，可在原排距基礎(chǔ)上增排約16.6%，其節(jié)能增排效果顯著。采用75 kW 空壓機組的風炮管直接加氣450 kPa（4.5 bar）、加氣量264 m3/h 可增產(chǎn)約6%，增加單方成本約2.1%，換算為排距，可在原排距基礎(chǔ)上增排約16.2%。射流管加氣與風炮管直接加氣方式相比增排效果相當，但單方成本降低約7.9%。因此，綜合考慮增排增流增產(chǎn)效果、使用成本以及對管線排布安裝質(zhì)量和施工穩(wěn)定等要求，射流管加氣方式優(yōu)于風炮管直接加氣方式。

3 結(jié)語

1）試驗研究表明，在泥沙輸送過程中，采用射流管加氣和風炮管直接加氣2 種加氣方式均能起到增壓減阻增排和增流增產(chǎn)的作用。當2 種加氣方式加氣壓力相當時，風炮管直接加氣方式的總體增排效果較優(yōu)于射流管加氣方式，但風炮管直接加氣方式相比于射流管加氣方式能耗較高且對管線排布和安裝質(zhì)量要求較高。

2）采用射流管加氣方式，加氣壓力較大時，加氣總體增排效果較為明顯，且相比于傳統(tǒng)接力泵方式單方成本較低，起到節(jié)能降本增效的作用。

3）通過工程現(xiàn)場測試，相比于傳統(tǒng)接力泵方式，采用射流管加氣工藝可增產(chǎn)約9%，降低單方成本約6.0%，若換算為排距，可在原排距基礎(chǔ)上提升排距約16.6%，其節(jié)能增排效果顯著，優(yōu)于風炮管直接加氣工藝。本試驗研究結(jié)果可為河湖庫清淤環(huán)保絞吸船的長排距施工提供參考。