李 琳，穆卓昀，譚義海

(新疆農(nóng)業(yè)大學水利與土木工程學院，新疆 烏魯木齊 830052)

在西北內(nèi)陸地區(qū)的多沙河流域，常常需要在灌區(qū)引水干渠、水庫、水電站上游修建二級排沙設施如排沙漏斗[1]、多級斜板式水沙分離裝置[2]、梭椎管渾濁流體分離裝置[3-4]等對泥沙進行預處理，以減小泥沙給農(nóng)業(yè)生產(chǎn)和水利工程帶來的危害[5]。排沙漏斗是一種利用三維立軸螺旋流實現(xiàn)水沙分離的二級排沙設施，它主要由有壓進水涵洞、懸板、漏斗室、溢流側槽和排沙底孔組成，含沙水流自切向進水涵洞進入漏斗室內(nèi)，經(jīng)過旋流分離后表層含沙量較低的“清水”經(jīng)懸板溢出，沉入池底的泥沙經(jīng)漏斗室中心的排沙底孔排出，如圖1所示。多年應用實踐證明排沙漏斗具有泥沙截除率高、排沙耗水率低、無需人工清淤和占地面積小等優(yōu)點[6-7]。懸板是排沙漏斗成功應用于泥沙處理的關鍵構件[8-9]。在處理懸移質(zhì)泥沙的排沙漏斗中，為了盡可能不影響排沙漏斗的流場特性，懸板外側由漏斗側墻固定，內(nèi)側由斜拉繩索固定。但在實際工程中出現(xiàn)了固定斜拉繩索的倒塌致使懸板塌落破壞的事故，如陜西涇惠渠排沙漏斗工程和新疆喀什一級電站排沙漏斗工程。為了解決懸板系統(tǒng)塌落的問題，工程中采用了在懸板下部并排設置多根鋼管立柱系統(tǒng)支撐懸板[10]，該方法在實踐中雖然滿足了結構安全的要求，但未考慮立柱系統(tǒng)及其體型對排沙漏斗水沙分離性能的影響。

國內(nèi)外學者從20世紀50年代開始以提高排沙漏斗截除率、降低排沙耗水率為目標對排沙漏斗幾何結構與流量等水力要素之間的相關關系開展了系統(tǒng)試驗研究。Salakhov[11]、Paul等[12]和Athar等[13]指出排沙漏斗較其他水沙分離裝置更高效、節(jié)水和經(jīng)濟，同時給出了各個設計尺寸與截除率之間的經(jīng)驗關系式。Amin等[14]證明了布置曲線型淹沒葉片在不降低截除率的前提下可有效減少漏斗室內(nèi)的淤積量。吳洋鋒等[15]、王平圓等[16]調(diào)整了溢流懸板的傾斜角度，得到懸板傾角的改變在不影響排沙漏斗截除率的情況下可有效減小懸板上及漏斗室內(nèi)錐底的泥沙淤積質(zhì)量。同時，為了探明不同結構體型下排沙漏斗的水沙分離機理，研究人員通過試驗研究和數(shù)值模擬方法對排沙漏斗的流場特性開展深入研究。如Chapokpour等[17]、邱秀云等[18]對排沙漏斗二維、三維流場進行測試，分析了排沙漏斗的時均流特性和紊流特性及其對輸沙的影響。肖柏青等[19-20]模擬了排沙漏斗內(nèi)的水氣沙三相流，全面了解了排沙漏斗的流場結構信息，驗證了二次流是排沙漏斗實現(xiàn)高效排沙的關鍵。Huang等[21]模擬了排沙漏斗室內(nèi)流場結構的分布情況，發(fā)現(xiàn)空氣渦的穩(wěn)定程度及附近存在的震蕩現(xiàn)象是優(yōu)化排沙漏斗水沙分離效果的重要條件。李琳等[22]對懸板不同開孔方式的清水流場特性開展了研究，并基于清水流場試驗結果得出了僅在非溢流區(qū)布孔時懸板上的淤積量和排沙漏斗的水沙分離性能優(yōu)于整個懸板上均勻布孔的結論。綜上可知，目前國內(nèi)外尚未有關于懸板立柱支撐系統(tǒng)對排沙漏斗水沙分離性能影響的相關研究報道。為弄清楚立柱系統(tǒng)體型對排沙漏斗水沙分離性能的影響，筆者通過渾水模型試驗分析了懸板下方無立柱支撐、加設Ⅱ型及H型立柱支撐系統(tǒng)后排沙漏斗在不同進流量與含沙量下的水沙分離性能，獲得Ⅱ型和H型立柱系統(tǒng)對排沙漏斗的總截除率、排沙耗水率、漏斗室內(nèi)淤積量及空氣渦直徑等重要指標的影響規(guī)律，為實際工程中立柱支撐系統(tǒng)的立柱體型設計提供依據(jù)。

1 試驗裝置及設計

1.1 試驗模型與裝置

排沙漏斗模型采用厚度為6 mm,糙率為0.007～0.008的不銹鋼制作。按照設計流量為1.70 L/s進行排沙漏斗尺寸設計，漏斗直徑為1.0 m，進水涵洞高為50 mm，寬為200 mm，錐底坡度為1:5，溢流懸板位于進水涵洞洞頂以上46 mm，溢流懸板寬200 mm,圓心角為180°，排沙底孔直徑 (Df) 為18 mm，模型結構如圖1(a)所示。試驗選取的進流量分別為0.85 L/s、1.05 L/s、1.40 L/s和1.70 L/s。試驗系統(tǒng)布置如圖1(b)所示，為了保證試驗過程中排沙漏斗進口的含沙量基本不變，整個試驗裝置為自循環(huán)系統(tǒng)。水沙混合物在體積為10 m3的攪拌池中經(jīng)5個攪拌泵攪拌均勻后，通過渾水水泵泵入具有恒定水位的水箱，水箱與排沙漏斗的進水涵洞相連，水沙混合物進入排沙漏斗后分別經(jīng)過溢流側槽和排沙底孔進入量水堰中，從量水堰直接溢流進攪拌池內(nèi)。

圖1 試驗裝置示意及泥沙級配曲線

試驗沙選用天然沙，其密度為2 650 kg/m3，圖1(c)為泥沙顆粒級配曲線，泥沙粒徑不超過0.075 mm。本試驗攪拌池內(nèi)配置的渾水含沙量分別為3.0 kg/m3、5.0 kg/m3和8.0 kg/m3。試驗開始前先進行輸沙平衡檢驗，當進、出口輸沙率之差不超過±1%時開始試驗。每組工況運行2 h，每間隔30 min采樣1次。在進口、溢流口、排沙底孔處進行采樣，應用置換法原理[23]量測進口、溢流口、排沙底孔的含沙量Sw、So、Sd。每組試驗采集數(shù)據(jù)3次，取平均值。置換法相較于烘干法節(jié)省了試驗時間，且計算結果與烘干法相比誤差不超過±3.5%，滿足試驗精度要求。量測進口、溢流出口和排沙底孔的流量Qw、Qo、Qd。根據(jù)式(1)計算排沙耗水率μ；根據(jù)式(2)計算泥沙總截除率η；根據(jù)式(3)計算漏斗室內(nèi)的淤積百分數(shù)δ；根據(jù)式(4)計算泥沙排出率ζ。

(1)

(2)

(3)

(4)

1.2 立柱體型

為便于立柱的拆卸與安裝，采用直徑為8 mm的亞克力圓管加工制作立柱。參考已建排沙漏斗工程懸板立柱支撐系統(tǒng)的設計方案，在排沙漏斗模型的懸板下方分別布置了Ⅱ型和H型立柱系統(tǒng)，其布置方案如圖2所示。方案2在懸板下方沿環(huán)向并排布置2排立柱，稱其為Ⅱ型立柱，其內(nèi)側立柱高度為129 mm，位于r/R= 0.7處，外側立柱高度為108 mm，位于r/R= 0.9處，r/R為立柱中心所處的徑向坐標與漏斗室半徑的比值；方案3在懸板下方布置了H型立柱，除了立柱的體型與方案2不同外，其他尺寸及布置方案均與方案2相同，具體布置體型如圖2所示。

圖2 立柱布置體型 (單位：mm)

2 評價指標

為獲得立柱體型對排沙漏斗水沙分離性能的影響，采用以下指標對其影響進行評價：

D1=ηi-η0

(5)

D2=δi-δ0

(6)

D3=μi-μ0

(7)

D4=ζi-ζ0

(8)

式中：D1、D2、D3、D4分別為不同立柱體型下排沙漏斗的總截除率、漏斗室內(nèi)淤積百分數(shù)、排沙耗水率、泥沙排出率相較于不加立柱支撐時相應變量的變化情況；η0、δ0、μ0、ζ0分別為不加立柱支撐時的總截除率、室內(nèi)淤積百分數(shù)、排沙耗水率，泥沙排出率；ηi、δi、μi、ζi分別為懸板下方加設立柱后排沙漏斗的總截除率、室內(nèi)淤積百分數(shù)、排沙耗水率、泥沙排出率。

3 試驗結果與分析

3.1 試驗現(xiàn)象

圖3為進流量等于設計流量，即Qw= 1.7 L/s、含沙量Sw= 5 kg/m3時不同方案下排沙漏斗室內(nèi)的水沙輸運現(xiàn)象。從圖中可以看出，各方案下漏斗室中心區(qū)域的表面均出現(xiàn)了清渾交界線，交界線內(nèi)區(qū)域的水流含沙量明顯低于交界線外區(qū)域的水流含沙量。各工況下的清渾交界線位置如表1所示。定義rm/Rm為清渾交界線所處的徑向位置與漏斗室半徑的比值。方案1、2、3在Qw= 1.70 L/s、Sw= 5 kg/m3時的清渾交界線分別位于rm/Rm= 0.34、0.26、0.20處，顯然，方案3的清水區(qū)域范圍最小。這是由于漏斗室中心所形成的三維立軸螺旋流主要是由排沙漏斗柱壁附近形成的強迫渦和靠近漏斗室中心的自由渦耦合而成。清水區(qū)位于以空氣渦為中心的自由渦區(qū)，該區(qū)域螺旋流合速度大，將底孔附近區(qū)域的泥沙由排沙底孔帶出，使該區(qū)域含沙量降低，出現(xiàn)清水區(qū)。清水區(qū)面積與自由渦環(huán)流強度成正比，與無立柱支撐懸板的方案1相比，方案3的自由渦環(huán)流強度最小。這主要是因為在H型立柱的阻礙下方案3的強迫渦旋流速度顯著減小，由其誘導而生的自由渦強度也隨之減弱。

圖3 Qw=1.70 L/s、Sw = 5 kg/m3時不同方案下的水沙輸運現(xiàn)象

表1 不同進流量、含沙量下各方案的清渾交界線位置

空氣渦穩(wěn)定貫穿排沙底孔是保證排沙漏斗較高截除率和較低排沙耗水率的重要前提，當空氣渦隨流擺動或者偏離底孔距離較大時截除率降低，排沙耗水率增大。試驗觀測了方案1、2、3中的空氣渦，并用偏移距離Qf來反映空氣渦的位置，Of定義為空氣渦中心與排沙底孔中心的間距，Of= 0代表空氣渦中心與排沙底孔中心重合，此時空氣渦貫穿排沙底孔，底孔實際過水斷面的面積最小，空氣渦最為穩(wěn)定[24]。從表2可以看出，方案 1的Of均為0，方案2和3在各進流量和含沙量下空氣渦均產(chǎn)生了偏移，且方案3各個工況下的Of值均大于方案2。懸板下方加設立柱支撐系統(tǒng)后，立柱對流體施加的徑向作用力使空氣渦向無懸板一側移動，從而偏離了排沙底孔。從不同立柱體型的空氣渦偏移距離大小可以看出，相較于Ⅱ型立柱干擾了流體的徑向環(huán)流運動，H型立柱的橫桿還對漏斗室內(nèi)的橫向環(huán)流產(chǎn)生影響，使得H型立柱支撐系統(tǒng)的約束作用大于Ⅱ型立柱，故其引起的空氣渦偏移距離較大。

表2 不同進流量、含沙量下各方案的空氣渦偏移距離

試驗結果表明：在方案2和方案3中空氣渦的偏移距離不僅與立柱體型有關，還與漏斗的進流量大小有關。當進流量小于設計流量時，切向速度減小，離心慣性力作用減弱，在立柱系統(tǒng)施加于水流的徑向阻力作用下空氣渦偏移距離增大。如Sw=5 kg/m3時，進流量由1.70 L/s減小至0.85 L/s時，方案2和方案3的Of分別增大了2.5倍、1.88倍。從表2中還可以看出，本試驗條件下含沙量變化對Of沒有影響，含沙量在一定范圍內(nèi)變化時不會影響排沙漏斗室內(nèi)的空氣渦的穩(wěn)定性。

3.2 立柱體型對排沙漏斗水沙分離性能影響結果

不同工況下漏斗室中心的空氣渦渦徑值見表3。由此可以看出，各級流量和含沙量下方案1的空氣渦渦徑最大，方案2次之，方案3最小。當進流量等于設計流量，即Qw=1.70 L/s，Sw=5 kg/m3時，方案2、方案3的空氣渦渦徑分別比方案1減小了2.72%、7.48%；當進流量為設計流量的一半，即Qw= 0.85 L/s，Sw=5 kg/m3時，方案2、方案3的空氣渦渦徑分別比方案1減小了6.37%、10.49%?？諝鉁u渦徑與自由渦強度呈正相關，由于排沙底孔中心區(qū)的自由渦是由柱壁附近的強迫渦誘導產(chǎn)生，強迫渦強度越大。自由渦強度越大，空氣渦渦徑越大；反之，渦徑越小[22]。進流量相同保證了攜沙水流進入漏斗室時的切向流速相同，由空氣渦減小幅度可知Ⅱ型立柱和H型立柱對渦流強度均有削弱作用，但H型立柱削弱作用顯著。

表3 不同進流量、含沙量下各方案的空氣渦渦徑值

從表3還可以看出，流量固定、含沙量增大時各方案下的空氣渦渦徑略有減小，含沙量增大引起流體黏性增大，使渦旋運動的速度環(huán)量減小，渦流強度減小，但本試驗含沙量范圍下空氣渦渦徑減幅較小，表明含沙量在一定范圍內(nèi)對其影響可忽略不計。含沙量不變，空氣渦渦徑隨流量增大而明顯增加。這與漏斗室內(nèi)渦流特征有關，流量增大，進流切向速度增大，外區(qū)的強迫渦和中心區(qū)的自由渦強度隨之增大，空氣渦渦徑增大，漏斗室內(nèi)的螺旋流強度增強。

圖4為不同方案下排沙漏斗運行2 h后泥沙在漏斗室底板上的淤積情況。明顯看出，方案1、方案2和方案3中懸板表面和漏斗室底板的淤積形態(tài)各不相同。方案1、方案2、方案3中懸板表面上的淤積波紋、波峰依次減小。方案1在旋流作用下漏斗室底板床面形成了沿環(huán)向波狀起伏的形態(tài)，且在二次流的作用下床面沿著徑向形成了彎曲的沖溝，沖溝徑向延伸至排沙底孔附近；但方案2沿環(huán)向的床面形態(tài)變化較緩、沖溝淺且徑向曲率??；方案3沿環(huán)向床面形態(tài)無波狀起伏，徑向上無沖溝，雖然可以看到邊墻附近至底孔附近的徑向沖痕，但這是漏斗停止運行后水流自底孔自由出流時形成的。以上結果表明方案1、方案2、方案3中漏斗室近底區(qū)的水流紊動強度和紊動切應力依次減小，二次流挾沙力減弱。

圖4 Qw=1.70 L/s、Sw = 5 kg/m3時運行2 h后不同方案下漏斗室內(nèi)泥沙的淤積情況

圖5為不同方案下D1的變化情況。從圖中可以看出，不同立柱體型在各級流量及含沙量下D1均小于0，表明在方案2和方案3下，排沙漏斗的總截除率相較于方案1有所減小，方案3總截除率的減小幅度在各工況下均較方案2大，最大減小了4.2%(Qw=0.85 L/s、Sw= 3 kg/m3時)。由于漏斗室內(nèi)的螺旋流強度影響裝置的截沙效果，布置立柱系統(tǒng)之后空氣渦直徑減小，即空氣渦影響范圍減小，漏斗室內(nèi)的螺旋流速度減小，水流徑向輸移作用減弱，泥沙無法進入螺旋流區(qū)域便隨溢出水流逃逸，使排沙漏斗的總截除率減小。從圖5還可以看出，含沙量不變，排沙漏斗的進流量由0.85 L/s增大至設計流量1.7 L/s時，方案2、方案3的D1均增大，表明加設Ⅱ型和H型立柱后排沙漏斗的總截除率逐漸接近無立柱方案，這是由于進流量增大，漏斗室內(nèi)攜沙水流的離心慣性力隨著螺旋流的增大而增強，故而總截除率增大。

圖5 不同立柱體型時的評價指標D1

圖6為不同進流量及含沙量下D2在不同方案的變化情況。從圖中可以看出相較于方案1，方案2和方案3的D2均大于0，即加設立柱會使得漏斗室內(nèi)的泥沙淤積量增大。試驗發(fā)現(xiàn)，方案3的漏斗室內(nèi)泥沙淤積在各級流量和含沙量下均較方案2大，其中最大增加了6.8%(Qw=0.85 L/s、Sw= 3 kg/m3時)。二次流是排沙漏斗實現(xiàn)高效排沙的關鍵，二次流速度越小，泥沙徑向輸移作用越弱。試驗結果表明懸板下方加設立柱系統(tǒng)后漏斗室內(nèi)的螺旋流速度和二次流速度均減小，使得方案2和方案3漏斗室的泥沙淤積量均大于方案1。攜沙水流在繞過方案3的橫桿時會消耗比方案2更多的時均動能，使其漏斗室的合速度小于方案2，徑向輸移作用明顯減弱，泥沙更易淤積在漏斗室內(nèi)，不易進入螺旋流區(qū)域，而無法從底孔排出。同時，當含沙量不變，隨著進流量的增大，各方案的D2變小，這是因為進流量增加，螺旋流速度增強，漏斗室內(nèi)的紊動強度增大，泥沙淤積減小。當流量相同時，含沙量對D2的影響很小。

圖6 不同立柱體型時的評價指標D2

圖7為不同方案下排沙漏斗的D3變化情況。由圖可知，各立柱體型在各級流量、含沙量下的D3值均大于0，即懸板下方加設立柱系統(tǒng)會增大排沙耗水率，且同一進流量及含沙量下，方案2的排沙耗水率小于方案3。方案3的排沙耗水率最大增加了4.32%，方案2最大增加了4.01%(Qw=0.85 L/s、Sw= 8 kg/m3時)?？諝鉁u的穩(wěn)定程度決定了排沙耗水率的大小，懸板下方加設立柱后造成空氣渦偏移底孔中心，偏移距離越大時空氣渦的貫穿性越差，底孔過水面積增大，耗水率升高。由表2可知，當含沙量不變，隨著流量的增大，水流運動的慣性越強，各方案下D3隨著流量的增大而減小。當流量相同，隨著含沙量的增大，泥沙顆粒的黏滯力越強，攜沙水流的運動需要消耗更多能量，漏斗室內(nèi)的螺旋流強度隨著含沙量的增大而減小，D3隨著含沙量的增大而增大。

圖7 不同立柱體型時的評價指標D3

圖8為不同方案下排沙漏斗的D4變化情況。由圖可知，D4的值均小于0，表明懸板下方加設立柱系統(tǒng)后會降低經(jīng)底孔排出的泥沙量，同一進流量及含沙量下，方案2的泥沙排出率大于方案3。相比無立柱支撐系統(tǒng)的方案1，方案3的泥沙排出率最大減小了11%(Qw=0.85 L/s、Sw= 3 kg/m3時)。這是因為泥沙排出率與螺旋流強度的大小有關，由表3可知，方案3的空氣渦最小，表明懸板下方加設H型立柱后漏斗室內(nèi)的螺旋流強度削弱明顯。在各級含沙量下，各方案的D4均隨著流量增大而增大。二次流強度增大，泥沙排出率升高，逐漸接近無立柱方案。同一流量下含沙量增大，各方案D4均增大，但變幅較小。

圖8 不同立柱體型時的評價指標D4

4 結 論

a.加設立柱支撐系統(tǒng)后漏斗室的強迫渦及其誘導產(chǎn)生的自由渦強度均減小，使得漏斗室內(nèi)的清渾交界線愈靠近漏斗室中心，清水區(qū)域范圍減小，其中H型立柱支撐系統(tǒng)下排沙漏斗的清水面積最小，漏斗室內(nèi)自由渦強度最小，Ⅱ型立柱的清水面積介于無立柱系統(tǒng)與H型立柱系統(tǒng)之間。

b.懸板下方無立柱支撐時空氣渦穩(wěn)定性最好，渦徑最大，加設立柱系統(tǒng)后產(chǎn)生偏移，Ⅱ型立柱支撐系統(tǒng)下的偏移距離小于H型立柱支撐系統(tǒng)。

c.懸板下方不加設立柱及加設Ⅱ型和H型立柱時總截除率、泥沙排出率依次減小，漏斗室內(nèi)淤積量、排沙耗水率依次增大。與懸板下方不加設立柱支撐系統(tǒng)相比，Ⅱ型和H型立柱支撐系統(tǒng)下排沙漏斗總截除率最大減幅分別為2.43%和4.2%，室內(nèi)淤積最大增幅分別為4.58%和6.58%，泥沙排出率最大減幅分別為7.01%和11%，排沙耗水率最大增幅分別為4.01%和4.32%。

d.懸板下方加設Ⅱ型立柱支撐在確保懸板安全的前提下，可有效保證懸沙排沙漏斗較高的水沙分離性能，即較高的總截除率、泥沙排出率與較低的排沙耗水率和室內(nèi)淤積量。研究成果可為排沙漏斗懸板支撐系統(tǒng)優(yōu)化設計提供參考依據(jù)。