基于動床模型的泥石流虹吸排水分流池自清淤能力研究

2016-09-16 03:04:47陳曉輝徐毅青孫紅月余文飛

浙江大學學報(理學版) 2016年5期

陳曉輝, 徐毅青, 孫紅月*, 余文飛

(1. 浙江大學海洋學院，浙江杭州 310058； 2. 浙江樹人大學，浙江杭州 310015)

陳曉輝1, 徐毅青2, 孫紅月1*, 余文飛1

(1. 浙江大學海洋學院，浙江杭州 310058； 2. 浙江樹人大學，浙江杭州 310015)

泥石流的形成，必須同時具備豐富的松散堆積物、足夠的水源和有利的地形地貌3個基本條件.控制調節水動力條件是防止泥石流災害發生的有效方法，而采用具有自清淤能力的水石分離虹吸排水技術，將分流進入泥石流溝內的水直接排入下游安全區，從而達到減小泥石流溝谷的水動力、防止泥石流啟動的目的.而保證泥石流治理效率和耐久性的前提是分流池的自清淤能力.應用計算流體力學軟件CFD建立三維數值模型，采用歐拉動床模型對分流池在虹吸作用下的水力特性進行分析，并用物理模型模擬驗證了虹吸排水清淤的可行性.分析結果表明：床面不平整有利于泥沙起動懸浮；進出口水頭差、泥沙粒徑及淤積厚度、泥沙之間的碰撞都會對虹吸清淤效率產生影響.所得結論對實際泥石流防治工程中虹吸分流池的設計，如負壓水頭、攔污格柵孔徑的選取具有一定的指導意義.

泥石流；虹吸排水；自清淤；CFD；歐拉動床模型

Journal of Zhejiang University(Science Edition), 2016,43(5):587-592

0　引　言

我國是泥石流災害頻發國家，泥石流常常造成重大的人員傷亡和財產損失，泥石流的防治工作十分重要，需高度重視.

泥石流的形成，必須同時具備豐富的松散固體物質、充足的水源和有利的地形地貌3個基本條件，其中水動力因素是爆發泥石流的必要條件[1].目前常用截排水技術削減水動力，但因其采用的是重力流形式，因此雖然能起到一定的削弱水動力的作用，但排水效率較低，且常因泥石流溝內洪水動力條件的強烈變化及高泥石含量導致截排水工程堵塞甚至失效.

針對泥石流治水方案中泥沙淤積的問題，以及暴雨來臨時快速排水的需要，采用溝內水石分離虹吸排水方法，該方法是在泥石流形成區或流通區溝谷內布設分流池進行水石分離，通過虹吸排水管將池內分離出的洪水快速排泄到下游安全區，以降低泥石流溝內的水動力，分流模型見圖1.分流池不被淤積堵塞，保證分流池的自清淤能力是該免動力泥石流防治技術長期有效的前提條件.因此需要研究保持虹吸分流池自清淤能力的相關因素和條件.

1　三維流場數學模型

1.1歐拉動床模型

虹吸清淤時，池底的泥沙在底部紊動水流的作用下起動、懸浮，隨水流一起經虹吸管排出池外，這屬于固液多相流[3]的范疇.虹吸清淤時涉及泥沙運動之后池底地形的變化，以及泥沙之間、泥沙和水流之間的相互作用.

陳勇民[4]等使用定床模型進行泥沙運動的數值模擬研究，通過臨界起動切應力[5-6]判斷泥沙是否運動，但是沒有考慮泥沙和水流之間的相互作用以及地形變化對泥沙起動的影響；祝志文等[7]、張博杰[8]使用動網格技術模擬沖刷問題，雖然考慮了床底地形的變化，但沒有考慮泥沙之間的相互碰撞以及泥沙和水流的相互作用；孫建偉等[9]、陳志樂[10]和吳鋼鋒[11]等在沖刷研究中考慮了地形變化及泥沙與水流作用的雙重影響.鑒于此，本文采用歐拉動床模型研究虹吸分流池的清淤問題，同時考慮地形變化對泥沙起動的影響以及泥沙與水流之間的相互作用，較符合虹吸清淤時的實際情況.

1.2分流池計算模型

基于計算流體力學軟件CFD模擬虹吸管及分流池中的流場特性.虹吸分流池模型的尺寸見圖2，虹吸管頂點距底面1.2 m，高出進水面0.2 m；虹吸管入口平面至池底的懸空高度均取0.1 m.

圖2　虹吸分流池水動力特征計算模型圖Fig.2　Hydrodynamic characteristics computing model of siphon drainage pool

虹吸管壁、分流池壁的邊界條件按固壁函數處理，在分流池池底放置一定厚度和粒徑的泥沙，并采用歐拉多相流及RNGk-ε湍流模型[12-13]進行計算，這種處理符合動床模型的要求，并考慮了流動中的旋轉及旋流流動情況，可以較好地處理虹吸作用下高應變率及流線彎曲程度較大的流動.

1.3控制方程

考慮到分流池虹吸排水為不可壓縮流體，三維非定常帶自由液面流動，當流體的黏性系數為常數時，由笛卡爾張量公式[12]，方程為：

動量方程：

k方程：

Cμ=0.084 5，C1ε=1.42，C2ε=1.68，η0=4.377，

2　計算結果分析

2.1分流池池底泥沙起動懸浮分析

在分流池底部鋪粒徑為1 mm、厚度70 mm的沙子，對10 m負壓水頭下的計算結果進行處理，虹吸形成0.5，1.5，3.5，5.5 s時池底泥沙體積分數如圖3所示.

圖3　虹吸形成后不同時刻池底泥沙體積分數Fig.3　Sediment volume fraction near the bottom of the pool at different time after siphon formation

與定床模型下通過池底切應力計算得出的結果比較發現，歐拉動床模型下在池底小于1 mm粒徑泥沙所對應臨界起動切應力的區域出現了泥沙含量的變化，這說明該區域存在泥沙運動，原因是：(1)虹吸形成后，分流池中水流特別是池底部水流紊動劇烈，推移質運動強弱與水流強度[6]關系密切，當其位于臨界起動切應力區域時，泥沙便會起動，推移質運動達到一定強度的地方，虹吸池底便會形成起伏不平的沙波，沙波的迎流面和背流面都有一定的坡度，背流面的坡度等于或略陡于泥沙的水下休止角，背流面坡度與水流主流向一致.祝志文等[7]研究了坡度對泥沙起動的影響，當水流運動方向與坡向夾角小于90°時，泥沙起動的切應力就小于平面上泥沙起動切應力，池底沙波的出現有利于泥沙的起動；(2)由于池底床面不平整會產生局部水流分離，在背水面出現局部漩渦卷揚起沙粒[14-15]；(3)紊流的擬序結構是指流體質團有序的運動，明渠水流的擬序運動有猝發和泡漩2種，明渠水流大致分高速流區和低速流區，低速流體與高速流體之間的相互作用形成渦體，高速流體突然向壁面方向加速流動稱為“清掃”，“清掃”沖擊床面時，渦核負壓很大，如泵一樣抽吸泥沙懸浮[15],見圖4.

圖4　床面不平整時水流運動示意圖Fig.4　Sediment movement on the uneven bottom bed

2.2虹吸彎管段流速分析

在相同邊界條件下，歐拉動床模型計算的虹吸管流速小于VOF單相水流，這是因為固體顆粒泥沙之間相互碰撞[3]、泥沙與壁面、水流的相互作用，都要消耗能量，使管頂流速減小.

虹吸管流速隨著負壓水頭的減小而減小，取3 m負壓水頭下的管中流速進行分析.虹吸管中彎管部分流速較小，彎管段的最小流速為4.5 m·s-1，大于10 m粒徑泥沙的揚動流速為2.9(唐存本-洪大林揚動流速公式[16])及4.2 m·s-1(沙玉清揚動流速公式[17])，滿足泥沙揚動懸浮的要求.但這是在虹吸管管長較短、彎曲段很少的較理想情況下得到的流速分布，如果虹吸管長距離排水清淤，那么沿程阻力損失會增大，同時如果山區地勢凹凸起伏較大，虹吸管會出現較多的彎曲段，增大局部阻力損失，從而使管頂的流速變小.

為了驗證上述推論的正確性，選取浙江省某山區公路的一條泥石流溝為研究對象.應用水石分離虹吸排水技術，選取攔污格柵的孔徑為10 mm.當虹吸管進出口水頭差選擇5 m時，在一個水文年內沒有發生泥石流，且虹吸分流池也沒有產生明顯的淤積現象；而當進出水頭差為3 m時，在一個水文年內雖沒有發生泥石流，但分流池部分區域出現了泥沙淤積.說明基于數值模擬分析得到的結論是可信的，可以應用于實際工程中.

2.3虹吸管出口流速隨時間變化

虹吸形成后，由于泥沙和水流的相互作用，虹吸管出口斷面的平均流速是變化的.本文選擇泥沙粒徑為1 mm，淤積厚度分別為0.02，0.07 mm，負壓水頭3,5,10,15 m的情況進行數值模擬，繪制虹吸管出口斷面平均流速隨時間變化的關系圖(見圖5).

圖5　虹吸管出口斷面平均流速隨時間變化示意圖Fig.5　The average velocity of the siphon pipe outlet section changing with time

從圖5中可以看出，虹吸形成后管中流速經歷了先增大后減小的過程，負壓水頭越大管中流速就越大，且達到最大流速所需時間就越短；淤積厚度越大，虹吸初始階段出口斷面平均流速則越小，說明動床作用下床面形態對水流產生了重要影響，泥沙淤積越高，水流進入虹吸管所受到的影響就越大，同時懸浮起的泥沙相互碰撞的概率增大[18]，水流與泥沙相互作用增強.

2.4虹吸排水分流池清淤能力指標分析

清淤能力是指在規定時間內排出的泥沙量，排出越多清淤能力越強.本文用排出泥沙量與原泥沙量的比值作為衡量虹吸排水分流池清淤能力的指標.

按照預設的工況進行計算，統計虹吸作用8 s時的清淤指標，結果如表1所示.

表1　虹吸作用8 s時的清淤指標

從表1中可以看出,負壓水頭、泥沙粒徑及淤積厚度都會對虹吸池的清淤能力產生影響.

在粒徑大小及泥沙淤積厚度相等的條件下，虹吸分流池的清淤能力隨著負壓水頭的增大而提升；在負壓水頭及泥沙淤積厚度相同時，清淤能力隨著泥沙粒徑的增大而降低，但粒徑的影響有限，較低負壓水頭時，粒徑的影響較為明顯，說明當粒徑較大、為粗顆粒泥沙時，粒徑對清淤能力的影響較負壓水頭小.

3　虹吸排水清淤試驗

為了驗證虹吸分流池的清淤能力，采用物理模型進行模擬試驗，試驗裝置見圖6.試驗所選管徑為10 mm的PVC管，虹吸管進出口高程差為2 m,所選泥沙為河沙.

圖6　虹吸清淤物理模型裝置圖Fig.6　The physical model of siphon dredging device

試驗中觀察到泥沙隨水流在虹吸管中運動，并且順利排出，說明通過虹吸的抽吸作用，排出分流池底部淤積的泥沙是可行的.試驗中還觀察到大部分泥沙在虹吸管彎管段的橫截面上靠近管壁運動，呈非均勻分布狀態，如圖7所示.試驗中虹吸管泥沙的體積分布與數值模擬相同，見圖8.

分析表明，過管頂之后流速的徑向分布發生了變化，最大流速偏離管中心線，靠向外管側.受到離心力的作用，離心力的大小與主流速度的平方成正比，彎曲段中心區域的流體速度較大，相應離心力也大，因此克服徑向壓力梯度向彎管外側移動.過了彎管之后進入順直段，由于受慣性力的影響，高流速流體仍靠向管側流動.流速大小與泥沙的運動緊密相關，較大流速有利于懸浮泥沙隨水流一起運動，因而近管壁區泥沙濃度較高.

圖7　虹吸管中的挾沙水流運動Fig.7　Sediment laden flow in siphon

圖8　數值模擬虹吸管中的泥沙體積分布Fig.8　Sediment volume distribution in siphon in numerical simulation

4　結　論

虹吸管清淤能力的大小關系到虹吸分流池能否正常排水以達到降低水位、防止泥石流發生的目的.研究表明：

4.1池底床面的不平整有利于泥沙的起動懸浮，低于臨界起動切應力(定床模型)的池底區域出現了泥沙的運動.

4.2通過分析管頂流速，考慮到泥沙懸浮的流速要求及現實中阻力損失等情況，建議進出口水頭差大于5 m，本研究可應用于實際泥石流防治中虹吸分流池的設計.

4.3進出口水頭差、泥沙粒徑及淤積厚度、泥沙之間的碰撞都會對虹吸清淤效率產生影響，工程上可以通過控制攔污格柵的孔徑限制進入分流池的最大粒徑；

4.4物理模型試驗驗證了虹吸清淤的可行性.試驗中觀察到的虹吸管中泥沙運動分布規律與數值模擬結果相一致.

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Analysis on the self-dredging capability of siphon drainage pool of debris flow based on the movable bed model.

CHEN Xiaohui1, XU Yiqing2, SUN Hongyue1, YU Wenfei1

(1.OceanCollege,ZhejiangUniversity,Hangzhou310058,China; 2.ZhejiangShurenUniversity,Hangzhou310015,China)

The occuring of debris flow in the valley involves concurrently three basic conditions which include rich loose deposits ,enough water and favorable terrain.Controlling hydrodynamic condition is an effective method to prevent the occurrence of debris flow. The siphon drainage technology of self-dredging ability and water separation can discharge excess water from debris flow gully to downstream security zone so as to weaken hydrodynamic conditions in the debris flow gully, hence preventing the occurrence of debris flow .However,self-dredging capability of siphon drainage pool is the premise to ensure the efficiency and durability of debris flow control. By using computational fluid dynamics software CFD together with Euler movable bed model, a three-dimensional numerical model is established to analyze the hydraulic characteristics of the flow in the drainage pool. Mathematical model of sediment incipient motion and suspension is established at the same time. Furthermore,it verifies the feasibility of siphon dredging by employing the physical model. Results show that uneven bottom bed is conductive to sediment incipient motion and suspension. While the water head having difference between inlet and outlet , particle size , deposition thickness and mutual collision between sediment particles all can affect the siphon dredging efficiency. The above results can guide the design of siphon drainage pool in practical debris flow prevention engineering,such as how to choose the water head having difference between inlet and outlet,and the diameter of the barrier grid.

debris flow; siphon drainage; self-dredging; CFD; Euler movable bed model