基于动床模型的泥石流虹吸排水分流池自清淤能力研究

陈晓辉, 徐毅青, 孙红月*, 余文飞

(1. 浙江大学 海洋学院， 浙江 杭州 310058； 2. 浙江树人大学， 浙江 杭州 310015)



基于动床模型的泥石流虹吸排水分流池自清淤能力研究

陈晓辉1, 徐毅青2, 孙红月1*, 余文飞1

(1. 浙江大学 海洋学院， 浙江 杭州 310058； 2. 浙江树人大学， 浙江 杭州 310015)

泥石流的形成，必须同时具备丰富的松散堆积物、足够的水源和有利的地形地貌3个基本条件.控制调节水动力条件是防止泥石流灾害发生的有效方法，而采用具有自清淤能力的水石分离虹吸排水技术，将分流进入泥石流沟内的水直接排入下游安全区，从而达到减小泥石流沟谷的水动力、防止泥石流启动的目的.而保证泥石流治理效率和耐久性的前提是分流池的自清淤能力.应用计算流体力学软件CFD建立三维数值模型，采用欧拉动床模型对分流池在虹吸作用下的水力特性进行分析，并用物理模型模拟验证了虹吸排水清淤的可行性.分析结果表明：床面不平整有利于泥沙起动悬浮；进出口水头差、泥沙粒径及淤积厚度、泥沙之间的碰撞都会对虹吸清淤效率产生影响.所得结论对实际泥石流防治工程中虹吸分流池的设计，如负压水头、拦污格栅孔径的选取具有一定的指导意义.

泥石流；虹吸排水；自清淤；CFD；欧拉动床模型

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

0　引　言

我国是泥石流灾害频发国家，泥石流常常造成重大的人员伤亡和财产损失，泥石流的防治工作十分重要，需高度重视.

泥石流的形成，必须同时具备丰富的松散固体物质、充足的水源和有利的地形地貌3个基本条件，其中水动力因素是爆发泥石流的必要条件[1].目前常用截排水技术削减水动力，但因其采用的是重力流形式，因此虽然能起到一定的削弱水动力的作用，但排水效率较低，且常因泥石流沟内洪水动力条件的强烈变化及高泥石含量导致截排水工程堵塞甚至失效.

针对泥石流治水方案中泥沙淤积的问题，以及暴雨来临时快速排水的需要，采用沟内水石分离虹吸排水方法，该方法是在泥石流形成区或流通区沟谷内布设分流池进行水石分离，通过虹吸排水管将池内分离出的洪水快速排泄到下游安全区，以降低泥石流沟内的水动力，分流模型见图1.分流池不被淤积堵塞，保证分流池的自清淤能力是该免动力泥石流防治技术长期有效的前提条件.因此需要研究保持虹吸分流池自清淤能力的相关因素和条件.

1　三维流场数学模型

1.1欧拉动床模型

虹吸清淤时，池底的泥沙在底部紊动水流的作用下起动、悬浮，随水流一起经虹吸管排出池外，这属于固液多相流[3]的范畴.虹吸清淤时涉及泥沙运动之后池底地形的变化，以及泥沙之间、泥沙和水流之间的相互作用.

陈勇民[4]等使用定床模型进行泥沙运动的数值模拟研究，通过临界起动切应力[5-6]判断泥沙是否运动，但是没有考虑泥沙和水流之间的相互作用以及地形变化对泥沙起动的影响；祝志文等[7]、张博杰[8]使用动网格技术模拟冲刷问题，虽然考虑了床底地形的变化，但没有考虑泥沙之间的相互碰撞以及泥沙和水流的相互作用；孙建伟等[9]、陈志乐[10]和吴钢锋[11]等在冲刷研究中考虑了地形变化及泥沙与水流作用的双重影响.鉴于此，本文采用欧拉动床模型研究虹吸分流池的清淤问题，同时考虑地形变化对泥沙起动的影响以及泥沙与水流之间的相互作用，较符合虹吸清淤时的实际情况.

1.2分流池计算模型

基于计算流体力学软件CFD模拟虹吸管及分流池中的流场特性.虹吸分流池模型的尺寸见图2，虹吸管顶点距底面1.2 m，高出进水面0.2 m；虹吸管入口平面至池底的悬空高度均取0.1 m.

图2　虹吸分流池水动力特征计算模型图Fig.2　Hydrodynamic characteristics computing model of siphon drainage pool

虹吸管壁、分流池壁的边界条件按固壁函数处理，在分流池池底放置一定厚度和粒径的泥沙，并采用欧拉多相流及RNGk-ε湍流模型[12-13]进行计算，这种处理符合动床模型的要求，并考虑了流动中的旋转及旋流流动情况，可以较好地处理虹吸作用下高应变率及流线弯曲程度较大的流动.

1.3控制方程

考虑到分流池虹吸排水为不可压缩流体，三维非定常带自由液面流动，当流体的黏性系数为常数时，由笛卡尔张量公式[12]，方程为：

动量方程：

k方程：

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

2　计算结果分析

2.1分流池池底泥沙起动悬浮分析

在分流池底部铺粒径为1 mm、厚度70 mm的沙子，对10 m负压水头下的计算结果进行处理，虹吸形成0.5，1.5，3.5，5.5 s时池底泥沙体积分数如图3所示.

图3　虹吸形成后不同时刻池底泥沙体积分数Fig.3　Sediment volume fraction near the bottom of the pool at different time after siphon formation

与定床模型下通过池底切应力计算得出的结果比较发现，欧拉动床模型下在池底小于1 mm粒径泥沙所对应临界起动切应力的区域出现了泥沙含量的变化，这说明该区域存在泥沙运动，原因是：(1)虹吸形成后，分流池中水流特别是池底部水流紊动剧烈，推移质运动强弱与水流强度[6]关系密切，当其位于临界起动切应力区域时，泥沙便会起动，推移质运动达到一定强度的地方，虹吸池底便会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，背流面坡度与水流主流向一致.祝志文等[7]研究了坡度对泥沙起动的影响，当水流运动方向与坡向夹角小于90°时，泥沙起动的切应力就小于平面上泥沙起动切应力，池底沙波的出现有利于泥沙的起动；(2)由于池底床面不平整会产生局部水流分离，在背水面出现局部漩涡卷扬起沙粒[14-15]；(3)紊流的拟序结构是指流体质团有序的运动，明渠水流的拟序运动有猝发和泡漩2种，明渠水流大致分高速流区和低速流区，低速流体与高速流体之间的相互作用形成涡体，高速流体突然向壁面方向加速流动称为“清扫”，“清扫”冲击床面时，涡核负压很大，如泵一样抽吸泥沙悬浮[15],见图4.

图4　床面不平整时水流运动示意图Fig.4　Sediment movement on the uneven bottom bed

2.2虹吸弯管段流速分析

在相同边界条件下，欧拉动床模型计算的虹吸管流速小于VOF单相水流，这是因为固体颗粒泥沙之间相互碰撞[3]、泥沙与壁面、水流的相互作用，都要消耗能量，使管顶流速减小.

虹吸管流速随着负压水头的减小而减小，取3 m负压水头下的管中流速进行分析.虹吸管中弯管部分流速较小，弯管段的最小流速为4.5 m·s-1，大于10 m粒径泥沙的扬动流速为2.9(唐存本-洪大林扬动流速公式[16])及4.2 m·s-1(沙玉清扬动流速公式[17])，满足泥沙扬动悬浮的要求.但这是在虹吸管管长较短、弯曲段很少的较理想情况下得到的流速分布，如果虹吸管长距离排水清淤，那么沿程阻力损失会增大，同时如果山区地势凹凸起伏较大，虹吸管会出现较多的弯曲段，增大局部阻力损失，从而使管顶的流速变小.

为了验证上述推论的正确性，选取浙江省某山区公路的一条泥石流沟为研究对象.应用水石分离虹吸排水技术，选取拦污格栅的孔径为10 mm.当虹吸管进出口水头差选择5 m时，在一个水文年内没有发生泥石流，且虹吸分流池也没有产生明显的淤积现象；而当进出水头差为3 m时，在一个水文年内虽没有发生泥石流，但分流池部分区域出现了泥沙淤积.说明基于数值模拟分析得到的结论是可信的，可以应用于实际工程中.

2.3虹吸管出口流速随时间变化

虹吸形成后，由于泥沙和水流的相互作用，虹吸管出口断面的平均流速是变化的.本文选择泥沙粒径为1 mm，淤积厚度分别为0.02，0.07 mm，负压水头3,5,10,15 m的情况进行数值模拟，绘制虹吸管出口断面平均流速随时间变化的关系图(见图5).

图5　虹吸管出口断面平均流速随时间变化示意图Fig.5　The average velocity of the siphon pipe outlet section changing with time

从图5中可以看出，虹吸形成后管中流速经历了先增大后减小的过程，负压水头越大管中流速就越大，且达到最大流速所需时间就越短；淤积厚度越大，虹吸初始阶段出口断面平均流速则越小，说明动床作用下床面形态对水流产生了重要影响，泥沙淤积越高，水流进入虹吸管所受到的影响就越大，同时悬浮起的泥沙相互碰撞的概率增大[18]，水流与泥沙相互作用增强.

2.4虹吸排水分流池清淤能力指标分析

清淤能力是指在规定时间内排出的泥沙量，排出越多清淤能力越强.本文用排出泥沙量与原泥沙量的比值作为衡量虹吸排水分流池清淤能力的指标.

按照预设的工况进行计算，统计虹吸作用8 s时的清淤指标，结果如表1所示.

表1　虹吸作用8 s时的清淤指标

从表1中可以看出,负压水头、泥沙粒径及淤积厚度都会对虹吸池的清淤能力产生影响.

在粒径大小及泥沙淤积厚度相等的条件下，虹吸分流池的清淤能力随着负压水头的增大而提升；在负压水头及泥沙淤积厚度相同时，清淤能力随着泥沙粒径的增大而降低，但粒径的影响有限，较低负压水头时，粒径的影响较为明显，说明当粒径较大、为粗颗粒泥沙时，粒径对清淤能力的影响较负压水头小.

3　虹吸排水清淤试验

为了验证虹吸分流池的清淤能力，采用物理模型进行模拟试验，试验装置见图6.试验所选管径为10 mm的PVC管，虹吸管进出口高程差为2 m,所选泥沙为河沙.

图6　虹吸清淤物理模型装置图Fig.6　The physical model of siphon dredging device

试验中观察到泥沙随水流在虹吸管中运动，并且顺利排出，说明通过虹吸的抽吸作用，排出分流池底部淤积的泥沙是可行的.试验中还观察到大部分泥沙在虹吸管弯管段的横截面上靠近管壁运动，呈非均匀分布状态，如图7所示.试验中虹吸管泥沙的体积分布与数值模拟相同，见图8.

分析表明，过管顶之后流速的径向分布发生了变化，最大流速偏离管中心线，靠向外管侧.受到离心力的作用，离心力的大小与主流速度的平方成正比，弯曲段中心区域的流体速度较大，相应离心力也大，因此克服径向压力梯度向弯管外侧移动.过了弯管之后进入顺直段，由于受惯性力的影响，高流速流体仍靠向管侧流动.流速大小与泥沙的运动紧密相关，较大流速有利于悬浮泥沙随水流一起运动，因而近管壁区泥沙浓度较高.

图7　虹吸管中的挟沙水流运动Fig.7　Sediment laden flow in siphon

图8　数值模拟虹吸管中的泥沙体积分布Fig.8　Sediment volume distribution in siphon in numerical simulation

4　结　论

虹吸管清淤能力的大小关系到虹吸分流池能否正常排水以达到降低水位、防止泥石流发生的目的.研究表明：

4.1池底床面的不平整有利于泥沙的起动悬浮，低于临界起动切应力(定床模型)的池底区域出现了泥沙的运动.

4.2通过分析管顶流速，考虑到泥沙悬浮的流速要求及现实中阻力损失等情况，建议进出口水头差大于5 m，本研究可应用于实际泥石流防治中虹吸分流池的设计.

4.3进出口水头差、泥沙粒径及淤积厚度、泥沙之间的碰撞都会对虹吸清淤效率产生影响，工程上可以通过控制拦污格栅的孔径限制进入分流池的最大粒径；

4.4物理模型试验验证了虹吸清淤的可行性.试验中观察到的虹吸管中泥沙运动分布规律与数值模拟结果相一致.

[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.

国家自然科学基金资助项目(41272336)；浙江省教育厅资助项目(Z201122174).

陈晓辉(1988-)，ORCID:http://orcid.org/0000-0001-9443-9193，男，硕士生，主要从事地质灾害防治及相关研究，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