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城市污水管道通过一般检查孔与外界环境进行气体交换，故通风效果有限，难以及时补充污水中被微生物消耗的溶解氧(dissolved oxygen ，DO)，极易形成厌氧环境[1]，从而导致厌氧气体积累，甚至可能发生爆炸事故。控制污水管道爆炸性气体的方式有：通过鼓风充气以抑制厌氧生物膜的活性，减少 H2S 和 CH4 的产生[2]；通过投加化学药剂(包括氢氧化钠、硝酸盐、金属盐等)来抑制厌氧气体产生的措施[3-6]。上述措施一般需持续性的操作，药剂投加和特殊的操作条件均使得城市管网的管理成本增加[7]。
目前，国内城市建筑密度大、污水管道长，有必要建立一种消除 CH4 爆炸性隐患的可持续方法。张二飞等[8]探究了建筑排水立管未经化粪池直接接入污水管网的气流规律，发现立管带入气体有94%用于改善污水管道顶部的气相环境。该方法能改善污水管网通风状态的长度为5～32 m，对于密集的城市污水管网而言，其改善长度有限。高如月等[9]使用脉冲通气方法在水流速度为 0.2 m·s−1时，可实现对有害气体的最佳控制效果，但该方法同样面临改善区域有限的问题。卢金锁等[10]从整个污水集输管道系统角度出发，探讨了化粪池对气流组织的隔断效应，发现利用排水立管连通大气可降低污水管道中有害气体的浓度。而污水管道内外气体的温度、湿度差异会影响自然通风效果[11]，故自然通气控制方法的影响范围有限。硫酸盐还原菌(sulfate-reducing bacteria，SRB)受高温影响在夏季管道中会产生更多CH4[12]，夏季高温情况下，CH4与干空气密度差减小，建筑立管直接与污水管道相连的通风效果会受到一定限制。
基于上述背景，本课题组提出一种用风机推动建筑物直立管道及污水管道中气相流动，以增强污水管道通风、控制有害气体安全风险的新方法，其风机系统如图1所示。通过在上下游建筑立管顶部分别安装风机，使得上游立管向内鼓入新鲜气体，下游立管向外排出有害气体并设置气体吸附装置。该方法可使建筑立管与污水管道直接相连以改善通风，且不受制与管道内外温度差(如夏季高温)的影响，还可以增加建筑立管在排水时所需补气量，加强建筑立管与污水管道直接相连对下水道通风状态的影响长度。将该方法应用于西安市某建筑的部分污水管道，建立了通风效能的计算流体力学(CFD)模型，并进行现场实验验证，以期为城市污水管道中有害气体的控制提供参考。
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西安市某建筑立管不经化粪池直接与污水管道相连，为实验提供了可操作空间，如图2(a)所示。以此建筑为原型，运用CFD 建立与图2比例为 1:1的模型，计算尺寸和边界条件设置情况，如图2(b)所示。
该建筑中楼层建筑立管高度为22 m，管径为DN100，于建筑立管伸顶通气顶部安装风机。选用4寸口径大小的风机，风量310～330 m·h−1、风速7～8 m·s−1、风压180 Pa、功率40 W，检查井深1.4 m，间隔1 m。 CFD模拟风机运行风速设置7.5 m·s−1，污水管道充满度为 0.5，底部水流流速为 0.6 m·s−1。
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采用二维数值模拟的基本方程，包括质量守恒方程、能量守恒方程、动量守恒方程、标准方程等，具体内容见表1。采用有限体积法进行求解方程，湍流耗散率、湍动能方程使用二阶迎风格式求解。模拟实验为管道中气流流动情况，为尽量贴近实际管道中气流流动，采用多相流VOF模型，模拟管道中气液两相流动情况。其中，建筑立管不排水时污水管道中气液流动相对平缓，湍动能方程和耗散率设置为一阶迎风格式，后续模拟建筑立管排水情况时湍动能方程和耗散率设置改为二阶迎风格式。
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现场案例为7层高教学楼，每层高3 m，通风帽伸出楼顶1 m。男卫生间大便器为实验所选取的卫生器具，额定流量为1.2 L·s−1。污水流速约为0.6 m·s−1。污水管道管径为 DN600，坡度为0.3% ，检查井口通风面积均为2 cm2。
实测用到的仪器有：Testo-2风速计，可对随时间变化的瞬时风速及某段时间内的平均风速进行记录，精度为0.01 m·s−1；521-1 气压计，可对瞬时气压变化进行记录，精度为0.1 Pa。
测量指标：检测8个位置的空气流速，其中包括4个检查井井口处的流速及相应井口下略高于污水管道水面的位置处的流速。检测井口风速时，用空装瓶盖住井口以隔除自然风速影响。当建筑立管排水时，开始记录上述8处的瞬时风速和气压的变化情况；当瞬时风速和气压不再变化时，记录结束。根据某一段时间内瞬时风速、气压的变化，每0.25 s取1个值。根据这些值计算这段时间内瞬时波动的平均值。每次实测时，各层卫生间排水时间均为20 s；要求在最上层楼层排水过程中，其他楼层不得排水，以排除对实验的影响。
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将模拟部分与实测部分进行对照，以实测数据为基准调整CFD模拟参数以确保模拟的准确性，然后模拟不同风机工况下对污水管道气体通风的长度范围影响。通过对不同风机工况、不同楼层排水工况下模拟建筑立管各处压强的变化情况，模拟检查风机运行对与建筑立管相连的各层横支管的水封影响情况。
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风机运行风速设定为7.5 m·s−1。由于建筑立管的顶部与风机距离很近，这两处的风速几乎无变化。实测内容主要考察井口实测结果与CFD模拟结果的匹配度，以验证CFD模拟条件设置的准确性。在建筑立管自然通风的情况下，检查井口及井下略高于污水管道水面位置处监测点风速变化，结果如图3所示。在风机强化通风运行情况下各检查井监测点的风速变化如图4所示。
由于本身气流速度偏小，且与风速计精准度相近，在自然通风条件下CFD模拟结果与实测结果最大偏差为22%。在建筑立管风机强化通风运行条件下，CFD模拟结果与实测结果偏差可控制在6.5%以下。该结果表明，本研究设置的CFD模拟条件较为适宜。在风机运行下，鼓入气体主要通过前3位检查井口逸出，从第4位检查井口及其后逸出的气体量很少，则不计入统计。前3位检查井口逸出的气体约为75 m3·h−1，为风机鼓入气体310 m3·h−1的2.4%，其余鼓入气体用于改善污水管道的厌氧环境。
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污水管道中的气体流动是由水流流动对气体产生同向牵引力而产生。而由于管道顶部气体远离污水表面，故其流速与污水表面的气体流速相比较低[13]，导致立管中有害气体出现堆积。而建筑立管与污水管网直接相连构成的直连系统能改善污水管网通风状态的长度为5～32 m。对于密集的城市污水管网而言，以上结果中的改善长度很有限。模拟建筑立管安装风机系统对污水管道的影响长度，结果如图5所示。在自然通风条件下，管道内气流的流动依靠水流流动的拖曳，管道顶部气流流速较低，而风机的运行会加速污水管道顶部产生较大的气流，有助于改善管道内有害气体堆积的情况。
通过改变建筑立管不同风机运行工况，模拟污水管道影响长度的变化，结果如图6所示。风机风速提升所带来的管道影响长度增量呈递减趋势。对建筑立管的上游管道影响长度为130～210 m，对下游管道的影响长度为380～540 m，对整个污水管道区域长度为510～750 m。因此，风机工况的改变主要影响污水管道气体加速，而不会影响管道中通风长度区域的扩大。
建筑立管强化通风可强化进入污水管道气体的更新效率，亦可促使污水管道中气体的排出。2种情况分别为：1)在强化通风向内鼓气情况下，将强化通风鼓入的空气改为鼓入N2，以N2作为标记气体，以500 m管长的污水管道为实验对象，当污水管道内气体被N2充满时可认为污水管道气体已完成1次更新；2)在强化通风向外排气情况下，设置管道内充满N2，当污水管道内N2消失时可认为污水管道气体已完成1次更新。
建筑立管安装风机强化通风对污水管道气体更新效率如图7所示。在风机鼓风情况下，对管径600 mm、管长500 m的污水管道内气体进行一次完整更新的时长为135 s，管道N2含量约为鼓入量的97.08%。而风机排气对管道气体完成1次更新的时长略长，约为155 s，管道N2含量约剩余3.16%。上下游建筑立管同时强化通风时，排出气体的时长由下游建筑立管风机排出气体速率决定，故强化通风更新气体时长约为155 s。
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CFD模拟风机运行风压为180 Pa，在风机向内鼓风情况下，水封损耗为90.16 Pa，当存水弯两边高差达到180.32 Pa时与风机风压等同，如图8所示。此时，横支管最低水封高度为399.84 Pa。由于国内规范卫生间水封高度为490～980 Pa，水封的临界破坏值为±245 Pa，因此，风机的运行不会破坏建筑立管中横支管的水封。
建筑各层卫生间不排水时风机的运行不会破坏卫生间水封，而卫生间进行排水时，水进入立管中，立管上端会出现负压[14]。建筑立管安装风机强化通风系统对建筑各层水封的影响对于居民生活质量至关重要。对风机的不同运行工况、不同楼层排水工况进行模拟，观察不同情况下建筑立管内气流流动的压强分布，结果如图9所示。
由于自然环境中的空气不能及时补充被水流带走的空气，故排水时建筑立管中会形成负压。如图9所示，第6层和第7层横支管在依次排水、同时排水的2种情况下的负压值与7层单独排水相比更大，而负压值出现的区域更靠近下方。这是由排水位置所决定的，而风机运行并不会改变立管内气压最大值的出现位置。风机强化通风可使立管中产生的负压减小，使得建筑立管强化通风时，立管进行排水时的压强会比自然状态下要低，由此保证居民能更为安全地使用卫生间，亦从一定程度上保护了横支管水封情况。
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1) CFD模拟模型与实测结果得到的下水道补气量误差在7.0%以内。对前3个检查井口的补气的溢出量约占系统鼓入气体的2.3%，剩余气体足够用于改善管道内厌氧环境。
2)建筑立管强化通风可明显改善污水管道顶部气流缓慢的情况。通风强度的改变主要影响污水管道中的气体加速效果，而不会扩大管道内的长度区域。实验所选风机影响的管道区域长度为510～750 m，对管径600 mm、管长500 m的污水管道内的气体完成1次更新所需时长为155 s。
3)强化通风运行气压为180 Pa时，最上层横支管水封损耗为90.16 Pa，小于国内规定±245 Pa水封破坏临界值。在立管排水情况下，建筑立管安装风机进行强化通风会降低立管内气压值，对横支管水封起到一定程度保护。强化通风强度与立管负压最大值出现的位置无关。
污水管道强化通风技术的CFD模拟及现场验证
Simulation and experimental study on reinforced ventilation of sewage pipelines
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摘要: 污水管道通风不畅是管道厌氧产生有害气体并不断富集的主要原因。为此，提出了在上下游建筑立管并设置风机以增强污水管道通风的应对方法，且以西安市某建筑的部分污水管道为例，建立了通风效能的计算流体力学(CFD)模型，并进行了现场实验验证。现场实验结果证明了通风效能和CFD模拟方法的可靠性。模拟结果表明：CFD模拟与实测结果偏差小于7.0%；增强通风量的2.3%通过立管近处检查井孔溢出；所选风机对污水管道的影响区域为510～750 m；风机运行对建筑横支管水封损耗小于国内规定的水封破坏值；风机运行安全可行。以上研究结果可为疏导城市建筑污水管道中的有害气体，控制污水管道安全风险提供参考。Abstract: Poor ventilation of sewage pipes is the primary cause of anaerobic generation and continuous accumulation of hazardous gases. Therefore, this paper proposed a method to enhance the ventilation of sewage pipes by installing a blower in the upstream and downstream building standpipes. Taking part of sewage pipes in a building in Xi′an as an example, a computational fluid dynamics (CFD) model of ventilation efficiency was established and verified by field experiments, the results of which demonstrated the reliability of the ventilation efficiency and the CFD simulation method. The simulation results revealed that the deviation between CFD simulation and measured results was less than 7.0%, and 2.3% of the enhanced ventilation overflowed through the inspection shaft hole near the standpipe. The influence area of the selected blower on the sewage pipeline was 510-750 m. The water seal loss of the horizontal branch pipe in the building caused by the operation of the blower was less than the water seal damage value stipulated in China, and the operation of the blower was safe and feasible. The results of this study can provide reference for dredging harmful gases in urban construction sewage pipes and controlling the safety risks of sewage pipes.
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Key words:
- sewage pipelines /
- enhanced ventilation /
- hazardous gases /
- water seal protection
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利用人工湿地进行污水处理的技术目前已经得到广泛应用，但人工湿地运行过程中频繁出现的堵塞问题，已严重影响到人工湿地的持久和高效运行。而目前对人工湿地发生堵塞的判断及堵塞程度仅能进行定性评价，无法对堵塞区域进行精确定位。因此，在治理堵塞的时候没有具体针对性，在治理的时候只能针对于人工湿地整体进行，时间成本高、经济效果差。因此，针对人工湿地堵塞区域的定位探测是亟待解决的问题。
目前在实际针对人工湿地堵塞问题上，较为常用的有生物电池法[1]、探地雷达法[2-5] 、电阻率法[6-8]、渗透系数法[9]、示踪剂法[10-11]、分析堵塞物质性质[12]等方法。对于示踪剂法，投入的示踪剂会被湿地植物和其他生物吸收[13-14]，且单一的示踪实验结果可能不具有代表性[4]。通过水力传导率法测得的值仅表示轴流方向上横截面内的平均水力传导率，并不能表示该横截面内某特定垂直和横向位置处的堵塞严重程度[15]，实际操作过程中一般将水力传导率法和示踪剂法相结合。AIELLO等[16]分析了水平潜流人工湿地的水力特性，通过现场测量砾石层的水力传导率、量化累积堵塞物质，最后通过示踪实验可视化流动路径来研究堵塞现象。对于利用地球物理方法探测人工湿地堵塞问题方面，目前的文献主要还是集中在电阻率法和探地雷达方法，探地雷达精度较高、速度快，适合中、小尺度监测，可得到湿地内部能量衰减图像[3-4]。特别是MATOS等[5]使用探地雷达探测了种植香蒲与未种植植被的2个全尺寸水平潜流人工湿地的堵塞特性，结果表明，探地雷达可以探测出堵塞区域，但地质雷达方法也存在纵向尺度定位不精确的问题，并且由于人工湿地一般纵向尺度较小和水饱和状态，存在基底和边界反射较强、堵塞区域反射不够清晰的问题，因而探测精度不够理想。电阻率法对湿地内部造成的干扰较小，可以快速、无损、有效地反映湿地堵塞状况，在湿地堵塞物定性定量方面具有良好的发展前景[7-8]。但目前使用的电阻率探测方法多采用的是地面电阻率法，在纵向尺度探测效果不佳，并且干扰因素过多。
基于上述情况，本研究以较为广泛的潜流人工湿地为研究对象，根据潜流人工湿地结构和堵塞区域的特点，基于电阻率法提出了利用改进的高密度电阻率法来探测和定位人工湿地堵塞区域，并使用Visual MODFLOW(VMOD)建立了堵塞模型，主要从人工湿地堵塞探测的电阻率方法讨论、电阻率法的水槽模拟实验和流场模拟几个方面，探讨了基于电阻率法探测和定位人工湿地堵塞区域的可行性。
1. 材料与方法
1.1 实验原理
电阻率法测井是通过测量钻井剖面上各种岩石电阻率来区分岩石性质的方法，主要应用在石油和矿产勘探中。常规电阻率测井方法采用的是点测方法，效率比较低，但由于其方法简单，使用广泛，到目前为止，在划分钻井地质剖面和判断岩性等工作中仍然起着一定的作用[17]。如图1所示，在进行电阻率测井时，设有供电线路AB和测量线路MN。通过供电线路上的电极A、B供给电流，在井内建立电场，然后测量在测量回路上电极M、N的电位差
ΔUMN ΔUMN ΔUMN ρ=KΔUMNI (1) K=4π (1DAM−1DAN−1DBM+1DBN) (2) 式中：
ρ ΔUMN 1.2 改进的高密度电阻率测井
为了适应人工湿地的特殊情况，并提高数据采集效率，改进了电阻率测井方法，设计了高密度电阻率测井方法。高密度测井方法采用高密度电极探杆(图2)代替普通电阻率测井的电极系，测量方式类似于地面高密度电法的测量方式，只是把高密度电极通过电阻率探杆垂直布设在人工湿地床体中。
图 2 改进的高密度电阻率电极杆与实物图Figure 2. Improved high density resistivity electrode rod and physical diagram测量装置也与常规的测量方法不一样，常规电阻率测井一般使用三极装置。但人工湿地堵塞探测不适合使用三极装置，因为三极装置异常相对比较复杂，而且大多小型人工湿地由于尺寸原因，并不能满足布设“无穷远极”的条件，使测量数据容易产生较大误差。因此，在人工湿地堵塞探测中，测量装置采用对称四极装置(施伦贝尔装置)，该装置不需要布设“无穷远极”，并且视电阻率数据异常简单，对于堵塞区域反映直接，易于解释。
1.3 人工湿地视电阻率
对于单孔测井视电阻率数据而言，视电阻率数据反映的是井孔周围一定范围内的介质电阻率，在极距较小(由于人工湿地纵向尺寸较小，所以电阻率测量时使用的电极距较小)、介质分层比较单一的情况下，电阻率测量方法类似于电法勘探中取得岩土体电阻率数据的野外小四极测量方法(露头法)[18]。经实测，其测量得到的视电阻率近似等于介质的真电阻率。而在视电阻率的计算方面，采用全空间的视电阻率计算公式计算得到的视电阻率，除了边界附近存在较小的误差外，其他区域误差相对较小。因此，可以采用全空间的视电阻率计算公式计算视电阻率。
经测量，对于水饱和人工湿地来说，单一填料人工湿地可认为只有一层均匀介质，当不存在堵塞区域时，所测视电阻率近似等于介质的真电阻率；当存在堵塞区域时，所测视电阻率也基本接近堵塞体的电阻率。另外，当人工湿地为多层粒径不同的填料时，由于饱和填料的电阻率主要受孔隙率和所含溶液控制，电阻率差异很小，故可近似认为是电性均匀的介质[19]。但是，这种电阻率近似替代的方案要求在选择测量装置的时候需选择对称四极装置(施伦贝尔装置)，三极装置无法实现。因此，对于用改进的高密度电阻率测井方法，可以直接利用测量得到的视电阻率数据近似代替电阻率数据进行分析，即使不用进行数据的反演工作也可取得较好的效果。
1.4 实验设计
1)改进的单孔高密度测井法探测堵塞实验。实验采用水槽模拟的方式进行，水槽的长、宽、高分别为146、119和102 cm，仪器使用WDJD-2高密度电阻率测量系统，自制井中高密度电极杆(图2)[20]，高阻堵塞体为石英砂。测量装置使用对称四极装置(施伦贝尔装置)，每根高密度电极杆实接电极数位20，电极间距5 cm。高阻体直径约15 cm，形状为近似球体。以水槽下方角点设定为坐标原点，高阻体中心坐标为： x=70 cm，y=60 cm，z=62 cm。测量和测点布线为了避开水槽边界的影响，在水槽中间布设了6条测线，测线间距10 cm，其中，中间的3条测线位置分别为测线1(y=55 cm)、测线2(y=65 cm)、测线3(y=75 cm)，每条测线按间距10 cm布置了6个测点(x=45~95 cm)。
2)VMOD模拟。地下水模拟工具较多，VMOD因其开源、具一定物理意义和参数化过程相对明晰,在世界范围内得到广泛应用。该模型是在由加拿大Waterloo水文地质公司在美国地质调查局(USGS)研发的MODFLOW[21]的基础上进行可视化集成开发,被水文地质学界认可的三维地下水流和溶质运移模拟的标准可视化专业软件系统[22-23]。
VMOD用三维有限差分法概化地下水系统，由水量平衡原理通过连续性方程(式(3))进行地下水系统动态求解[24]。
∂∂x(Kx∂h∂x)+∂∂y(Ky∂h∂y)+∂∂z(Kz∂h∂z)−W=Ss∂h∂t (3) 式中：
Kx、Ky、Kz h W μ t 由于人工湿地堵塞区域和未堵塞区域的渗透系数不同，根据这个特点可以使用VMOD进行堵塞模拟。此次使用VMOD进行的流场模拟，模型的长、宽、高分别为146 、119和102 cm(图3)，与水槽模拟实验相同。各个模拟参数由之前研究中的实验数据所得[25]，主堆料场采用单层堆料，渗透系数为65
m⋅d−1 m⋅d−1 m⋅d−1 m⋅d−1 2. 结果与讨论
2.1 流场模拟
此次使用VMOD进行的流场模拟(图4)，人工湿地模型使用的为20目石英砂岩，渗透系数为
65m⋅d−1 2.2 改进的单孔高密度测井法堵塞探测
通过改进的高密度测井方法，根据设计的测点和电极间距，测量整个设计测量范围内的三维数据。每个平面测点布设的高密度电极系统测量了3组不同供电极距的视电阻率数据，通过分别提取所有测点的3组不同供电极距的数据，用这3组数据分别组成各条测线的二维断面数据并绘制二维断面视电阻率断面等值线图，根据视电阻率断面等值线图的特征可以对堵塞区域进行分析定位。
图5为供电极距DAB/2=7.5 cm (装置参数为DAM=DMN=DNB=5 cm，即最小供电极距状态下)时的视电阻率断面等值线图。沿x轴有效测量深度为7.5~87.5 cm。由图5(a)和图5(b)中可以看出，在高阻体周围的测线1和测线2的断面等值线图上，存在一个高阻封闭区域，该区域与高阻体的位置比较吻合；通过和人工湿地堵塞模拟流线图(图4)对比，与流场模拟得到的堵塞区也较吻合。另外，在测线1和测线2上，也只有靠近高阻体的x=65 cm和x=75 cm处的4个点视电阻率数值较大，其他测点都是背景值，没有受到高阻体的影响，其他测线由于没有靠近高阻体，视电阻率数据都比较平稳，和流场模拟的一样，流线平稳，都是背景值。而表层和底层电阻率偏高是由于边界处的测量不能满足全空间状态所致，这个还需要考虑半空间状态的影响，所以边界附近的视电阻率计算方法还需要进一步的改进。
图 5 供电极距DAB/2=7.5 cm的视电阻率断面等值线图Figure 5. Apparent resistivity cross-section contour map at the supply pole distance DAB/2=7.5 cm图6为供电极距DAB/2=12.5 cm(装置参数为DAM=2DMN=DNB=10 cm)时的视电阻率断面等值线图。沿x轴有效测量深度为12.5~82.5 cm，相对于供电极距DAB/2=7.5 cm的有效范围有所缩小。由图6(a)和图6(b)中可以看出，在高阻体周围的测线1和测线2的断面等值线图上，存在一个高阻封闭区域，该区域与高阻体的位置比较吻合，但与供电极距DAB/2=7.5 cm的测线相比，该区域与高阻体的位置在纵向上吻合度稍差。这主要是由于供电极距的增大，堵塞体外围测点的视电阻率平均效应有所增强。
图 6 供电极距DAB/2=12.5 cm的视电阻率断面等值线图Figure 6. Apparent resistivity cross-section contour map at the supply pole distance DAB/2=12.5 cm图7为供电极距DAB/2=22.5 cm(装置参数为DAM=4DMN=DNB=20 cm)时的视电阻率断面等值线图。沿x轴有效测量深度为22.5~72.5 cm，相对于供电极距DAB/2=12.5 cm的有效范围进一步缩小。由图7(a)和图7(b)中可以看出，在高阻体周围的测线1和测线2的断面等值线图上，存在的高阻封闭区域，与流场模拟得到的堵塞区吻合，由于供电极距的进一步增大造成综合效应增强，高阻区域与高阻堵塞体吻合度和分辨度进一步减弱，这主要是由于表层和底层对视电阻率测量和计算结果影响进一步增强。
图 7 供电极距DAB/2=22.5 cm的视电阻率断面等值线图Figure 7. Apparent resistivity cross-section contour map at the supply pole distance DAB/2=22.5 cm综合上述3个供电极距的视电阻率断面等值线图的分析结果，可以得到3点结论。1)只要电阻率差异存在并且差异够大，改进的高密度电阻率测井方法能够较好的探测和定位人工湿地高阻堵塞区域，该方法是有效的。2)改进的高密度测井方法采用的数据供电极距不宜过大，如果供电极距过大，则不但有效测量范围会减小，而且异常效果由于受边界和电极距范围内介质综合效应的影响而变差。根据实验结果，建议高密度电阻率探杆的电极间距不大于5 cm，供电极距DAB/2不超过12.5 cm。3)该实验的视电阻率计算方法都是基于全空间条件进行，后续还需进一步研究边界处全空间条件和半空间条件的转换问题，在视电阻率的计算上需要研究全空间和半空间的混合算法，以期消除边界处的计算误差，增强边界处的分辨率。
另外，对于人工湿地工程实例来说，水饱和人工湿地未堵塞区域和堵塞区域的电阻率差异并不是很大，并不能保证有较好的探测效果。为此，我们提出了一种强化电阻率差异的人工湿地堵塞探测方法[27]，通过在人工湿地中加入电解质溶液的方法来加大人工湿地未堵塞区域和堵塞区域的电阻率差异，可以提升人工湿地堵塞区域探测精度和探测效果。
2.3 三维数据分析
本次设计的单孔高密度测井法探测实验测量区域是三维区域，可以根据数据绘制三维立体图，以更好的对高阻异常体进行空间定位和有效展示。图8为供电极距DAB/2=7.5 cm时的视电阻率三维组合图件，可以更好的展示高阻体的空间位置和形态，更直观和精确的定位堵塞区域。
图 8 供电极距DAB/2=7.5 cm的视电阻率三维立体图Figure 8. 3D stereogram of apparent resistivity at the supply pole distance DAB/2=7.5 cm3. 结论
1)只要电阻率差异存在并且差异够大，改进的高密度电阻率测井方法能够较好地探测和定位人工湿地高阻堵塞区域。
2)改进的高密度测井方法采用的数据供电极距不宜过大，如果供电极距过大的话，不但有效测量范围会减小，而且异常效果由于受边界和电极距范围内介质综合效应的影响而变差。根据实验结果，建议高密度电阻率探杆的电极间距不大于5 cm，供电极距DAB/2不超过12.5 cm。
3)对于视电阻率的计算方面，采用全空间的视电阻率计算公式计算得到的视电阻率，除了边界附近存在较小的误差外，其他区域误差相对较小。因此，在方法探索阶段，可以采用全空间的视电阻率计算公式计算视电阻率。但后续还需进一步研究边界处全空间条件和半空间条件的转换问题，在视电阻率的计算上需要研究全空间和半空间的混合算法，以期消除边界处的计算误差，增强边界处的分辨率。
4)对于人工湿地堵塞探测的数据处理来说，根据探测数据绘制三维立体图，可以更好的展示高阻堵塞体的空间位置和形态，更精确的实现堵塞区域的定位。
5)对于人工湿地工程实例来说，人工湿地未堵塞区域和堵塞区域的电阻率差异并不是很大，并不能保证有较好的探测效果，可以通过在人工湿地中加入电解质溶液的方法来加大人工湿地未堵塞区域和堵塞区域的电阻率差异，提升人工湿地堵塞区域探测精度和探测效果。
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图 2 西安市某建筑模型及模型边界条件、计算尺寸图
Figure 2. A model of a building in Xi’an, model boundary condition and calculation dimension diagram
图 3 自然通风检查井口及井底风速结果对比
Figure 3. Comparisons of natural ventilation results between inspection wellhead and Bottom hole
图 4 强化通风检查井口及井底风速结果对比
Figure 4. Comparison of enhanced ventilation results between inspection wellhead and Bottom hole
图 5 不同通风状态对污水管道气流影响分布图
Figure 5. Distribution diagram of the influence of different ventilation conditions on the airflow at the sewage pipes
图 8 风机运行水封高差图
Figure 8. Elevation difference diagram of the waterseal in blower operation
图 9 风机不同工况下立管内压强分布图
Figure 9. Pressure distribution diagram in the vertical pipe under different working conditions
表 1 模拟模型的设置内容
Table 1. Simulation model parameter
设置项目 具体内容 求解器 压力基求解器 多相流方式 VOF模型 湍流模型 标准的κ-ε模型 速度和压力的耦合方式 SIMPLE算法 压力的空间离散方式 PRESTO函数 体积分数方程 一阶迎风格式 动量方程 二阶迎风格式 湍动能方程 一阶迎风格式 湍动能耗散率方程 一阶迎风格式 
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