陳曉輝, 徐毅青, 孫紅月*, 余文飛

(1. 浙江大學(xué) 海洋學(xué)院， 浙江 杭州 310058； 2. 浙江樹(shù)人大學(xué)， 浙江 杭州 310015)

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基于動(dòng)床模型的泥石流虹吸排水分流池自清淤能力研究

陳曉輝1, 徐毅青2, 孫紅月1*, 余文飛1

(1. 浙江大學(xué) 海洋學(xué)院， 浙江 杭州 310058； 2. 浙江樹(shù)人大學(xué)， 浙江 杭州 310015)

泥石流的形成，必須同時(shí)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(gè)基本條件.控制調(diào)節(jié)水動(dòng)力條件是防止泥石流災(zāi)害發(fā)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(shù)，將分流進(jìn)入泥石流溝內(nèi)的水直接排入下游安全區(qū)，從而達(dá)到減小泥石流溝谷的水動(dòng)力、防止泥石流啟動(dòng)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(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)軟件CFD建立三維數(shù)值模型，采用歐拉動(dòng)床模型對(duì)分流池在虹吸作用下的水力特性進(jìn)行分析，并用物理模型模擬驗(yàn)證了虹吸排水清淤的可行性.分析結(jié)果表明：床面不平整有利于泥沙起動(dòng)懸?。贿M(jìn)出口水頭差、泥沙粒徑及淤積厚度、泥沙之間的碰撞都會(huì)對(duì)虹吸清淤效率產(chǎn)生影響.所得結(jié)論對(duì)實(shí)際泥石流防治工程中虹吸分流池的設(shè)計(jì)，如負(fù)壓水頭、攔污格柵孔徑的選取具有一定的指導(dǎo)意義.

泥石流；虹吸排水；自清淤；CFD；歐拉動(dòng)床模型

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

0　引　言

我國(guó)是泥石流災(zāi)害頻發(fā)國(guó)家，泥石流常常造成重大的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)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(shí)具備豐富的松散固體物質(zhì)、充足的水源和有利的地形地貌3個(gè)基本條件，其中水動(dòng)力因素是爆發(fā)泥石流的必要條件[1].目前常用截排水技術(shù)削減水動(dòng)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(dòng)力的作用，但排水效率較低，且常因泥石流溝內(nèi)洪水動(dòng)力條件的強(qiáng)烈變化及高泥石含量導(dǎo)致截排水工程堵塞甚至失效.

針對(duì)泥石流治水方案中泥沙淤積的問(wèn)題，以及暴雨來(lái)臨時(shí)快速排水的需要，采用溝內(nèi)水石分離虹吸排水方法，該方法是在泥石流形成區(qū)或流通區(qū)溝谷內(nèi)布設(shè)分流池進(jìn)行水石分離，通過(guò)虹吸排水管將池內(nèi)分離出的洪水快速排泄到下游安全區(qū)，以降低泥石流溝內(nèi)的水動(dòng)力，分流模型見(jiàn)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(dòng)力泥石流防治技術(shù)長(zhǎng)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(guān)因素和條件.

1　三維流場(chǎng)數(shù)學(xué)模型

1.1歐拉動(dòng)床模型

虹吸清淤時(shí)，池底的泥沙在底部紊動(dòng)水流的作用下起動(dòng)、懸浮，隨水流一起經(jīng)虹吸管排出池外，這屬于固液多相流[3]的范疇.虹吸清淤時(shí)涉及泥沙運(yùn)動(dòng)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(jìn)行泥沙運(yùn)動(dòng)的數(shù)值模擬研究，通過(guò)臨界起動(dòng)切應(yīng)力[5-6]判斷泥沙是否運(yùn)動(dòng)，但是沒(méi)有考慮泥沙和水流之間的相互作用以及地形變化對(duì)泥沙起動(dòng)的影響；祝志文等[7]、張博杰[8]使用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)模擬沖刷問(wèn)題，雖然考慮了床底地形的變化，但沒(méi)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(lè)[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(dòng)床模型研究虹吸分流池的清淤問(wèn)題，同時(shí)考慮地形變化對(duì)泥沙起動(dòng)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(shí)的實(shí)際情況.

1.2分流池計(jì)算模型

基于計(jì)算流體力學(xué)軟件CFD模擬虹吸管及分流池中的流場(chǎng)特性.虹吸分流池模型的尺寸見(jiàn)圖2，虹吸管頂點(diǎn)距底面1.2 m，高出進(jìn)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(dòng)力特征計(jì)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(shù)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(jìn)行計(jì)算，這種處理符合動(dòng)床模型的要求，并考慮了流動(dòng)中的旋轉(zhuǎn)及旋流流動(dòng)情況，可以較好地處理虹吸作用下高應(yīng)變率及流線(xiàn)彎曲程度較大的流動(dòng).

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(dòng)，當(dāng)流體的黏性系數(shù)為常數(shù)時(shí)，由笛卡爾張量公式[12]，方程為：

動(dòng)量方程：

k方程：

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

2　計(jì)算結(jié)果分析

2.1分流池池底泥沙起動(dòng)懸浮分析

在分流池底部鋪粒徑為1 mm、厚度70 mm的沙子，對(duì)10 m負(fù)壓水頭下的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行處理，虹吸形成0.5，1.5，3.5，5.5 s時(shí)池底泥沙體積分?jǐn)?shù)如圖3所示.

圖3　虹吸形成后不同時(shí)刻池底泥沙體積分?jǐn)?shù)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(guò)池底切應(yīng)力計(jì)算得出的結(jié)果比較發(fā)現(xiàn)，歐拉動(dòng)床模型下在池底小于1 mm粒徑泥沙所對(duì)應(yīng)臨界起動(dòng)切應(yīng)力的區(qū)域出現(xiàn)了泥沙含量的變化，這說(shuō)明該區(qū)域存在泥沙運(yùn)動(dòng)，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(dòng)劇烈，推移質(zhì)運(yùn)動(dòng)強(qiáng)弱與水流強(qiáng)度[6]關(guān)系密切，當(dāng)其位于臨界起動(dòng)切應(yīng)力區(qū)域時(shí)，泥沙便會(huì)起動(dòng)，推移質(zhì)運(yùn)動(dòng)達(dá)到一定強(qiáng)度的地方，虹吸池底便會(huì)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(duì)泥沙起動(dòng)的影響，當(dāng)水流運(yùn)動(dòng)方向與坡向夾角小于90°時(shí)，泥沙起動(dòng)的切應(yīng)力就小于平面上泥沙起動(dòng)切應(yīng)力，池底沙波的出現(xiàn)有利于泥沙的起動(dòng)；(2)由于池底床面不平整會(huì)產(chǎn)生局部水流分離，在背水面出現(xiàn)局部漩渦卷?yè)P(yáng)起沙粒[14-15]；(3)紊流的擬序結(jié)構(gòu)是指流體質(zhì)團(tuán)有序的運(yùn)動(dòng)，明渠水流的擬序運(yùn)動(dòng)有猝發(fā)和泡漩2種，明渠水流大致分高速流區(qū)和低速流區(qū)，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(dòng)稱(chēng)為“清掃”，“清掃”沖擊床面時(shí)，渦核負(fù)壓很大，如泵一樣抽吸泥沙懸浮[15],見(jiàn)圖4.

圖4　床面不平整時(shí)水流運(yùn)動(dòng)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(dòng)床模型計(jì)算的虹吸管流速小于VOF單相水流，這是因?yàn)楣腆w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(fù)壓水頭的減小而減小，取3 m負(fù)壓水頭下的管中流速進(jìn)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(yáng)動(dòng)流速為2.9(唐存本-洪大林揚(yáng)動(dòng)流速公式[16])及4.2 m·s-1(沙玉清揚(yáng)動(dòng)流速公式[17])，滿(mǎn)足泥沙揚(yáng)動(dòng)懸浮的要求.但這是在虹吸管管長(zhǎng)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(zhǎng)距離排水清淤，那么沿程阻力損失會(huì)增大，同時(shí)如果山區(qū)地勢(shì)凹凸起伏較大，虹吸管會(huì)出現(xiàn)較多的彎曲段，增大局部阻力損失，從而使管頂?shù)牧魉僮冃?

為了驗(yàn)證上述推論的正確性，選取浙江省某山區(qū)公路的一條泥石流溝為研究對(duì)象.應(yīng)用水石分離虹吸排水技術(shù)，選取攔污格柵的孔徑為10 mm.當(dāng)虹吸管進(jìn)出口水頭差選擇5 m時(shí)，在一個(gè)水文年內(nèi)沒(méi)有發(fā)生泥石流，且虹吸分流池也沒(méi)有產(chǎn)生明顯的淤積現(xiàn)象；而當(dāng)進(jìn)出水頭差為3 m時(shí)，在一個(gè)水文年內(nèi)雖沒(méi)有發(fā)生泥石流，但分流池部分區(qū)域出現(xiàn)了泥沙淤積.說(shuō)明基于數(shù)值模擬分析得到的結(jié)論是可信的，可以應(yīng)用于實(shí)際工程中.

2.3虹吸管出口流速隨時(shí)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(fù)壓水頭3,5,10,15 m的情況進(jìn)行數(shù)值模擬，繪制虹吸管出口斷面平均流速隨時(shí)間變化的關(guān)系圖(見(jiàn)圖5).

圖5　虹吸管出口斷面平均流速隨時(shí)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(jīng)歷了先增大后減小的過(guò)程，負(fù)壓水頭越大管中流速就越大，且達(dá)到最大流速所需時(shí)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(shuō)明動(dòng)床作用下床面形態(tài)對(duì)水流產(chǎn)生了重要影響，泥沙淤積越高，水流進(jìn)入虹吸管所受到的影響就越大，同時(shí)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(qiáng).

2.4虹吸排水分流池清淤能力指標(biāo)分析

清淤能力是指在規(guī)定時(shí)間內(nèi)排出的泥沙量，排出越多清淤能力越強(qiáng).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(biāo).

按照預(yù)設(shè)的工況進(jìn)行計(jì)算，統(tǒng)計(jì)虹吸作用8 s時(shí)的清淤指標(biāo)，結(jié)果如表1所示.

表1　虹吸作用8 s時(shí)的清淤指標(biāo)

從表1中可以看出,負(fù)壓水頭、泥沙粒徑及淤積厚度都會(huì)對(duì)虹吸池的清淤能力產(chǎn)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(fù)壓水頭的增大而提升；在負(fù)壓水頭及泥沙淤積厚度相同時(shí)，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(fù)壓水頭時(shí)，粒徑的影響較為明顯，說(shuō)明當(dāng)粒徑較大、為粗顆粒泥沙時(shí)，粒徑對(duì)清淤能力的影響較負(fù)壓水頭小.

3　虹吸排水清淤試驗(yàn)

為了驗(yàn)證虹吸分流池的清淤能力，采用物理模型進(jìn)行模擬試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖6.試驗(yàn)所選管徑為10 mm的PVC管，虹吸管進(jìn)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(yàn)中觀(guān)察到泥沙隨水流在虹吸管中運(yùn)動(dòng)，并且順利排出，說(shuō)明通過(guò)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(yàn)中還觀(guān)察到大部分泥沙在虹吸管彎管段的橫截面上靠近管壁運(yùn)動(dòng)，呈非均勻分布狀態(tài)，如圖7所示.試驗(yàn)中虹吸管泥沙的體積分布與數(shù)值模擬相同，見(jiàn)圖8.

分析表明，過(guò)管頂之后流速的徑向分布發(fā)生了變化，最大流速偏離管中心線(xiàn)，靠向外管側(cè).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(qū)域的流體速度較大，相應(yīng)離心力也大，因此克服徑向壓力梯度向彎管外側(cè)移動(dòng).過(guò)了彎管之后進(jìn)入順直段，由于受慣性力的影響，高流速流體仍靠向管側(cè)流動(dòng).流速大小與泥沙的運(yùn)動(dòng)緊密相關(guān)，較大流速有利于懸浮泥沙隨水流一起運(yùn)動(dòng)，因而近管壁區(qū)泥沙濃度較高.

圖7　虹吸管中的挾沙水流運(yùn)動(dòng)Fig.7　Sediment laden flow in siphon

圖8　數(shù)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(jié)　論

虹吸管清淤能力的大小關(guān)系到虹吸分流池能否正常排水以達(dá)到降低水位、防止泥石流發(fā)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(dòng)懸浮，低于臨界起動(dòng)切應(yīng)力(定床模型)的池底區(qū)域出現(xiàn)了泥沙的運(yùn)動(dòng).

4.2通過(guò)分析管頂流速，考慮到泥沙懸浮的流速要求及現(xiàn)實(shí)中阻力損失等情況，建議進(jìn)出口水頭差大于5 m，本研究可應(yīng)用于實(shí)際泥石流防治中虹吸分流池的設(shè)計(jì).

4.3進(jìn)出口水頭差、泥沙粒徑及淤積厚度、泥沙之間的碰撞都會(huì)對(duì)虹吸清淤效率產(chǎn)生影響，工程上可以通過(guò)控制攔污格柵的孔徑限制進(jìn)入分流池的最大粒徑；

4.4物理模型試驗(yàn)驗(yàn)證了虹吸清淤的可行性.試驗(yàn)中觀(guān)察到的虹吸管中泥沙運(yùn)動(dòng)分布規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果相一致.

[1]KANG Zhicheng, LI Zhuofen, MA Ainai, et al. Study on Debris Flow in China[M]. Beijing:Science Press,2004.

[2]CHEN Suchin, WANG Shunchang, WU Chonghong. Sediment removal efficiency of siphon dredging with wedge-type suction head and float tank[J]. International Journal of Sediment Research,2010,25(2):149-160.

[3]NI Jinren,WANG Guangqian,ZHANG Hongwu. Basic Principle of the Two Phase Flow and Its Application[M].Beijing:Science Press,1991.

[4]CHEN Yongmin. Study on Sedimentation and Cleansing Technology for Pressurized CSO Deep Chamber[D]. Hangzhou: Zhejiang University,2011.

[5]FRANKIN E M, CHARRU F. Morphology and displacement of dunes in a closed-conduit flow [J]. Powder Technology,2009,190(1):247-251.

[6]ZHANG Ruijin. River Sediment Dynamics[M].Beijing:China Water Conservancy and Hydropower Press,1998.

[7]ZHUN Zhiwen, LIU Zhenqing.Three-dimensional numerical simulation for local scour around cylindric bridge pier[J]. China Journal of Highway and transport,2011，24(2)：42-48.

[8]ZHANG Bojie. Three-Dimensional Numerical Simulation of Local Scour Around the Piles Supporting Offshore Wind Turbine in Steady Current[D]. Tianjin:Tianjin University, 2012.

[9]SUN Jianwei, SUN Zhaochen，GENG Hong.Numberical model for local scour around offshore pipelines[J]. Ocean Technology，2010，29(1)：51-54.

[10]CHEN Zhile. Numberical Modeling of Flow and Local Scour Around A Vertical Cylinder[D].Shanghai: Shanghai Jiao Tong University, 2008.

[11]WU Gangfeng. Two-Dimensional Model for Flood Propagation Over Fixed and Movable Bed[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2014.

[12]DUFRESNE M, VAZQUEZ J, TERFOUS A, et al. Experimental investigation and CFD modeling of flow, sedimentation, and solids separation in a combined sewer detention tank [J]. Computers &Fluids,2009,38(2):1042-1049.

[13]WANG Fujun. Computational Fluid Dynamics Analysis[M].Beijing:Tsinghua University Press,2006.

[14]LIU Qingquan, CAO Wenhong. On the mechanism of winnowing of sediment particles[J]. Journal of Hydraulic Engineering，1998(5)：1-11.

[15]MAO Ye, ZHANG Zhijun, XU Xirong. Review of the study on coherent structure of turbulence in open-channel flow and its interaction with sediment movements[J]. Journal of Hohai University,1999,27(4):24-29.

[16]TANG Cunben, HONG Dalin.Experimental study on critical conditions for sediment suspension[J]. Waterway Transportation Scientific Research, 1994(4):285-296.

[17]SHA Yuqing. Dynamics of Sediment Movement[M]. Beijing:China Industry Press,1965.

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

2015-11-18.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(41272336)；浙江省教育廳資助項(xiàng)目(Z201122174).

陳曉輝(1988-)，ORCID:http://orcid.org/0000-0001-9443-9193，男，碩士生，主要從事地質(zhì)災(zāi)害防治及相關(guān)研究，E-mail:983674048@qq.com.

，ORCID:http//orcid.org/0000-0002-2267-305X,E-mail:shy@zju.edu.cn.

10.3785/j.issn.1008-9497.2016.05.016

P 642.23

A

1008-9497(2016)05-587-06