跌落射流沖擊豎井底部水池實驗研究

劉 虹, 劉甲春

跌落射流沖擊豎井底部水池實驗研究

劉 虹, 劉甲春*

（寧波大學(xué) 土木工程與地理環(huán)境學(xué)院, 浙江 寧波 315211）

在跌落式城市排水豎井中, 水流跌落一定距離后, 通常攜帶著大量能量. 當它沖擊豎井底部時, 會產(chǎn)生明顯壓力脈動, 對豎井結(jié)構(gòu)安全產(chǎn)生風(fēng)險. 本文建立排水豎井物理實驗?zāi)Ｐ? 研究跌落射流對豎井底部消能池的沖擊作用, 分析豎井底部的壓力脈動與分布以及豎井跌落高度和底部水池深度對沖擊壓力的影響. 結(jié)果表明: 水平射流沖擊豎井井壁后, 分為沿豎井壁向下的環(huán)形流和自由落體的射流. 當?shù)渌髁髁枯^小時, 豎井底部高壓區(qū)域集中在靠近下游管道一側(cè); 隨著流量逐漸增加, 環(huán)形流面積持續(xù)增大, 高壓區(qū)域逐漸由下游側(cè)向上游側(cè)過渡. 增加下游管道水深可有效降低豎井底部的平均沖擊壓力, 增加水墊層深度可有效降低豎井底部沖擊壓力脈動. 當水流在豎井中達到最終速度后, 繼續(xù)增加豎井跌落高度將不會產(chǎn)生更大沖擊壓力.

跌落式豎井; 沖擊壓力; 水墊層; 跌落高度; 最終速度

排水豎井作為連接深層排水系統(tǒng)與淺層排水系統(tǒng)的重要組成部分, 其內(nèi)部高流量和高落差的水流往往具有很大能量. 為減少水流對構(gòu)筑物的破壞, 需對其進行消能處理. 一般來說, 豎井中的消能過程包括(1)入流過程中的自由跌落[1]; (2)入流后, 沖擊在對面的豎井邊壁上[2]; (3)沿豎井邊壁向下流動產(chǎn)生摩擦[3]; (4)跌落水流沖擊在豎井底部水池上, 產(chǎn)生能量損失[4].

豎井中的水流在跌落一定高度后, 可能會分解成直徑2mm的小水滴[5]. 這些水滴會受到更強烈的空氣阻力, 使得流動的部分機械能轉(zhuǎn)化為周圍空氣和水滴自身的熱能[6]. Ma等[7]使用物理模型研究了液滴的大小和速度, 在動量守恒方程基礎(chǔ)上, 建立了一個數(shù)值模型來預(yù)測豎井中水流所拖拽的空氣量. 入流量迅速增加所導(dǎo)致的湍流還會引起管道內(nèi)流動的不穩(wěn)定性[8]. 通過改變?nèi)肓鞣绞? 從而在豎井中形成湍流或渦區(qū)來耗散能量[9-11].

影響豎井消能效果因素有很多, 包括豎井體型結(jié)構(gòu)[12-14]、消能室的設(shè)置[15]、進水管入流流量[8]和入流特性[1,16]、內(nèi)部水力特性[17-19]、水流破碎情況[20]. 為防止跌落射流對豎井底板造成沖擊破壞, 通常會在豎井底部設(shè)置水墊層. 跌落射流沖入豎井底部的水墊層時, 會消耗自身大部分能量, 形成劇烈湍流[21-22]. 自由射流產(chǎn)生的沖擊力可由射流的運動方程[23]和射流角度[24]來計算, 并且水墊層厚度等[25]對沖擊力大小有著重要影響.

因此, 研究跌落豎井的消能機理和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計具有重要意義. 目前對射流沖擊機理的研究多為大壩中自由射流對水墊層的沖擊[17], 而對于深層豎井內(nèi)射流沖擊機理的研究較少. 本文建立跌落高度為1.88m的物理模型, 利用水墊層及擋板研究不同豎井底部水池深度對沖擊射流的緩速影響以及對豎井底部沖擊壓力變化的影響, 并分析不同跌落高度下豎井的沖擊壓力, 以期可為不同高度下跌落豎井的設(shè)計和保護提供相關(guān)依據(jù).

圖1 跌落式豎井試驗?zāi)Ｐ?/p>

1 方法論

1.1 模型設(shè)計安裝

實驗裝置建立在寧波大學(xué)可持續(xù)排水與安全實驗室, 如圖1所示. 模型由加拿大埃德蒙頓市使用的典型尺寸豎井模型按照1:3比例設(shè)置[3,5]. 上游管道直徑為u=0.26m, 長度為u=3.00m, 下游管道直徑為d=0.36m, 長度為d=2.86m. 豎井直徑s=0.36m, 上游管道底部和下游管道底部之間的高差Δ=1.88m, 豎井頂部設(shè)置直徑為0.10m進氣孔. 在下游管道末端安裝可升降擋板, 控制下游的出水能力和水面高度. 豎井底部安裝壓力傳感器(OMEGA PX409), 位置如圖1(a)所示, 用以觀察射流對底部沖擊的壓力分布; 壓力數(shù)據(jù)通過NI數(shù)據(jù)采集板采集. 上游管道的入流流量采用電磁流量計(KROHNE OPTIFLUX 2300F)測量. 通過攝像機(Canon EOS 90D)以25fps?s-1速度拍攝豎井底部的沖擊射流情況.

具體實驗過程如下: 水流從進水口進入上游管道, 流入豎井. 水平射流撞擊在對面豎井井壁之后, 分為沿井壁向下的環(huán)形流和自由跌落的射流. 環(huán)形流沿豎井內(nèi)壁經(jīng)過短距離擴散后覆蓋豎井的內(nèi)表面, 流量越大, 環(huán)形流的覆蓋范圍越大. 當?shù)渖淞鞯竭_豎井底部水池時, 可產(chǎn)生較大的速度. 跌落射流與水池內(nèi)的水流混合后, 在豎井底部形成強烈的湍流. 當下游管道末端未設(shè)置擋板時, 水流通過下游管道從出水口順利排出; 當在下游管道末端安裝擋板時, 水流會先在下游管道內(nèi)積聚, 當增加到一定深度后, 以溢流形式排出.

表1列示了本文所有的實驗工況. 工況中水流的入流流量控制在0.005～0.060m3?s-1之間, 總共包括12個流量值, 流量梯度為0.005m3?s-1. 工況A系列的目的是研究水墊層和下游擋板對水流沖擊豎井底部的減緩作用, 如圖1(a)、1(b)、1(c)所示, 水墊層深度(p)分別為0.0、0.1、0.2m, 擋板高度(b)分別為0.0、0.1、0.2m. 工況B系列采用設(shè)置水墊層和下游擋板的組合措施, 研究不同增加水深方案對沖擊壓力的緩解效果. 工況A3、A5和B1分別增加下游管道中水深和水墊層的深度, 研究相同水深情況下不同措施對沖擊壓力的影響; 工況B2、B3、B4主要分析設(shè)置水墊層與下游擋板的組合措施對緩解沖擊壓力的影響.

表1 模型實驗工況列表 m

注: 流量()為0.005～0.060m3?s-1.

1.2 數(shù)據(jù)采集及頻率靈敏度分析

由于豎井底部水與空氣的劇烈相互作用, 導(dǎo)致較大的壓力脈動, 但由于壓力傳感器在低頻情況下可能無法采集到完整的壓力脈動范圍. 因此, 采用在不同頻率=50、100、200、500、1000Hz情況下收集數(shù)據(jù), 研究頻率對實驗結(jié)果的影響. 不同頻率下豎井底部的壓力脈動如圖2(a)所示. 當=0.030m3?s-1、=1000Hz時的最大壓力為21.2kPa, 而=50Hz時的最大壓力為12.1kPa, 相差75.2%. 采集頻率越大, 則收集到的數(shù)據(jù)能更好地反映出豎井底部的壓力脈動. 圖2(b)為不同頻率下豎井底部沖擊壓力的箱形圖. 可以看出在每個頻率處, 箱體的高度與平均值一致. 隨著頻率的增加, 壓力異常值增大, 壓力分布呈右偏狀態(tài), 即異常壓力分布在較大一側(cè). 采集頻率對平均壓力影響不顯著, 最大壓力隨采集頻率的增加而不斷增加. 因此, 本文中所有工況都在=1000Hz的頻率下進行數(shù)據(jù)采集, 以確保沖擊壓力實驗數(shù)據(jù)的可靠性.

圖2 頻率敏感性分析

2 結(jié)果與討論

2.1 豎井底部沖擊壓力分布

圖3(a)為不同流量下豎井底部水池內(nèi)的水流流態(tài). 跌落射流在撞擊豎井底部水池后發(fā)生轉(zhuǎn)向, 在豎井底部形成上下循環(huán)流, 其中大部分水流回卷, 沿井壁上升, 并與下降水流相互碰撞, 被消去大量沖擊能量, 同時被輸送到下游. 流量越大, 射流沖擊造成的水流回卷高度越高. 在跌落高度為1.88m豎井中, 射流沖擊豎井側(cè)壁后, 形成沿著豎井壁流動的環(huán)形流. 流量越大, 環(huán)形流范圍越大.

圖3(b)和圖3(c)為不同流量下各監(jiān)測點的平均沖擊壓力和最大沖擊壓力. 由圖可見, 各監(jiān)測點平均沖擊壓力隨著流量的增加逐漸增大. 在小流量(＜0.030m3?s-1)時, 環(huán)形水流未得到充分發(fā)展. 豎井底部下游側(cè)的沖擊壓力大于上游側(cè), 下游側(cè)出現(xiàn)較大的壓力峰值. 而在大流量(≥0.030m3?s-1)時, 增大流量的主要發(fā)展為環(huán)形流, 直至完全覆蓋豎井的內(nèi)表面. 相對少的水以跌落射流形式?jīng)_擊在靠近下游的豎井底部位置, 因此在豎井底部下游側(cè), 沖擊水流的影響相對較小.6和7點的壓力由于環(huán)形流的擴散而增大. 在所有流量下, 上游側(cè)1處的平均壓力和峰值壓力最小, 下游側(cè)4和5處的脈動最大且更強烈.

2.2 水深對射流沖擊壓力的影響

通過在豎井底部設(shè)置水墊層和下游管道末端設(shè)置擋板增加豎井底部水深, 來研究兩種措施對射流沖擊壓力的影響, 如圖4(a)所示. 工況A系列通過增加擋板以增大水深. 在小流量下, 下游管道的上部有很大空間, 此時豎井內(nèi)水流攜帶的空氣流入出水管不受擋板影響(工況A1). 在=0.030 m3?s-1, 擋板高度為0.2m時, 下游管道中的水深達到0.35m, 此時在下游管道末端, 擋板前部水汽充分混合, 使得擋板上部空氣通道被涌浪堵塞(工況A3).

圖4(b)和4(c)為不同水墊層深度和擋板高度下的豎井底部沖擊壓力變化. 豎井底部的壓力由兩部分組成, 一部分是水深產(chǎn)生的靜壓, 另一部分為射流產(chǎn)生的沖擊壓力. 在流量=0.050m3?s-1時, 無擋板、0.1m擋板和0.2m擋板情況下(工況A1、A2和A3)的沖擊壓力分別為4.1、3.1和2.2kPa. 水深增加了豎井底部的靜水壓強, 但減緩了水流的沖擊. 由于增加水深減緩的沖擊壓力小于增加水深帶來的靜水壓強, 因此豎井底部總壓力隨著水深的增加而增加.

圖4 水墊層和擋板的消能效果

在工況A5中, 流量=0.030m3?s-1, 消能水池內(nèi)的水深為0.2m, 此時豎井底部受到的最大沖擊壓力為7.7kPa. 相較于無水深情況(工況A1), 最大壓力減少了78.6%, 且壓力脈動最平穩(wěn). 消能水池水深越大, 對最大沖擊壓力的緩解效果越好. 當流量=0.025m3?s-1時, 0.1m和0.2m水深的消能水池內(nèi)的最大沖擊壓力差值達到了66.1%; 而當≥0.035m3?s-1時, 最大壓差只有約為10%. 其原因是最大沖擊壓力受豎井底部流態(tài)影響, 當大流量下射流形成的向上回卷的水流與跌落環(huán)形流碰撞時, 消耗了較大的能量, 因而繼續(xù)增加豎井底部水池深度對緩解最大壓力影響不大.

向上或向下增加水深能在一定程度上緩解跌落射流的沖擊壓力. 在此分析當豎井底部總水深分別為0.2、0.3和0.4m時, 底部受到的沖擊壓力. 水墊層和擋板總共有6種組合, 圖5(a)給出了6種工況下豎井底部的平均沖擊壓力. 通過對比豎井底部總水深為=0.2m的各種工況, 可以看出設(shè)置0.2m擋板所產(chǎn)生的平均沖擊壓力要小于單獨設(shè)置0.2m水墊層或設(shè)置0.1m水墊層和0.1m擋板組合措施所產(chǎn)生的平均沖擊壓力. 增加下游管道內(nèi)的水深可有效降低豎井平均沖擊壓力, 而增加消能池深度可有效降低豎井底部受到的最大沖擊壓力.

圖5(b)為豎井底部的最大沖擊壓力. 豎井底部最大沖擊壓力隨著水深的增加而不斷減小, 而平均沖擊壓力不隨水深的增加而減小. 這是由于水深越大, 產(chǎn)生的靜水壓力就越大. 雖然射流產(chǎn)生的最大沖擊壓力隨總水深的增加而減小, 但靜水壓力隨總水深的增加而增大. 因此, 增加水深并不一定會降低豎井的平均沖擊壓力, 但可以有效降低豎井底部的最大沖擊壓力.

2.3 跌落高度對底部射流沖擊力的影響

在豎井進口處, 當水平水流沖擊到對面豎井井壁后, 將形成貼壁向下流動的環(huán)形流和自由跌落的射流, 其中自由落體射流所占比例較小, 一般不超過0.2. 環(huán)形流沿豎井壁面下降時, 其速度不斷增加. 如果豎井的跌落高度足夠大, 環(huán)形流向下移動一定距離后, 即可達到最終速度. 豎井底部沖擊壓力大小與跌落射流的最終速度和水深有關(guān)[19], 而環(huán)形流達到最終速度的相應(yīng)時間可由非線性方程求得[19]. 由于豎井壁的摩擦和水流相互影響, 環(huán)形流的加速度小于重力加速度, 因此跌落射流的跌落高度可以粗略地由末端速度和達到末端速度所需的時間來推算.

圖5 水墊層與擋板組合的消能效果

如果豎井總高度小于跌落射流達到最終速度的高度, 射流對豎井底部的沖擊壓力則隨跌落高度的增加而增大. 當?shù)涓叨却笥谠摳叨葧r, 繼續(xù)增加跌落高度也不會增加豎井底部的最大沖擊壓力. 不同流量下的跌落高度如圖6(a)所示. 當在0～0.040m3?s-1時, 跌落射流達到最終速度的跌落高度小于1.88m. 進一步增加豎井的跌落高度并不能產(chǎn)生更大的沖擊壓力, 因而沖擊壓力變化不顯著. 當=0.040m3?s-1時, 跌落射流達到最終速度所需的跌落高度約為1.95m, 超過了上下游管道的落差. 因而流量越大, 達到最終速度所需跌落高度越高, 產(chǎn)生沖擊壓力越大. Liu等[22]對1.88m和3.38m兩個跌落高度的沖擊壓力進行了實驗研究, 如圖6(b)所示. 結(jié)果表明: 在小流量時, 1.88m和3.38m落差處的平均壓力和最大壓力相對接近; 當>0.040 m3?s-1時, 3.38m落差處的平均沖擊壓力約為20.0 kPa, 顯著高于1.88m落差處的沖擊壓力.

圖6 跌落高度分析

3 結(jié)論

基于物理試驗方法, 研究了豎井底部水池對跌落射流沖擊壓力的減緩作用, 分析1.88m跌落高度下, 豎井內(nèi)沖擊壓力的變化規(guī)律及增加跌落高度分析對沖擊壓力的影響, 得到以下結(jié)論:

(1)當排水豎井的跌落高度為Δ=1.88m, 小流量工況下, 跌落射流產(chǎn)生得到?jīng)_擊壓力主要位于靠近下游管道側(cè). 隨著流量的增加, 貼井壁的環(huán)形流流量擴大, 沖擊區(qū)域逐漸由下游側(cè)向上游側(cè)移動, 因而高壓區(qū)域逐漸移動至上游側(cè).

(2)增加豎井底部水池深度可以有效減小豎井底部的壓力脈動和最大沖擊壓力. 但由于水深增加, 導(dǎo)致靜水壓力也在增加, 所以豎井底部的平均壓力并沒有隨著水深的增加而降低.

(3)增加下游管道中的水深可以有效減輕豎井底部受到的平均沖擊壓力, 而增加豎井底部消能池深度可有效緩解豎井底部的沖擊壓力脈動.

(4)豎井底部的沖擊壓力與跌落射流的末端速度有關(guān). 如果豎井總高度小于射流達到最終速度的跌落高度, 則壓力隨跌落高度的增加而增大; 當?shù)涓叨却笥诖烁叨葧r, 跌落射流的末端速度達到最終速度后不再增加.

[1] Chanson H. Hydraulics of rectangular dropshafts[J]. Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 2004, 130(6):523-529.

[2] Granata F, de Marinis G, Gargano R, et al. Hydraulics of circular drop manholes[J]. Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 2011, 137(2):102-111.

[3] Rajaratnam N, Mainali A, Hsung C Y. Observations on flow in vertical dropshafts in urban drainage systems[J]. Journal of Environmental Engineering, 1997, 123(5):486- 491.

[4] Ma Y Y, Zhu D Z, Rajaratnam N, et al. Energy dissipation in circular drop manholes[J]. Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 2017, 143(12):04017047.

[5] Ma Y Y, Zhu D Z, Rajaratnam N. Air entrainment in a tall plunging flow dropshaft[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2016, 142(10):04016038.

[6] Vischer D L, Hager W H. Energy dissipators[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Science & Geomechanics, 1995, 32(8):403A.

[7] Ma Y Y, Zhu D Z, Rajaratnam N, et al. Experimental study of the breakup of a free-falling turbulent water jet in air[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2016, 142(10): 06016014.

[8] Guo Q, Song C C S. Dropshaft hydrodynamics under transient conditions[J]. Journal of hydraulic Engineering, 1991, 117(8):1042-1055.

[9] Liu Z P, Guo X L, Xia Q F, et al. Experimental and numerical investigation of flow in a newly developed vortex drop shaft spillway[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2018, 144(5):04018014.

[10] Zhang W C, Wang J X, Zhou C B, et al. Numerical simulation of hydraulic characteristics in a vortex drop shaft[J]. Water, 2018, 10(10):1393.

[11] Yang Z, Yin J B, Lu Y L, et al. Three-dimensional flow of a vortex drop shaft spillway with an elliptical tangential inlet[J]. Water, 2021, 13(4):504.

[12] Rajaratnam N. Skimming flow in stepped spillways[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 1990, 116(4):587-591.

[13] Jalil A. Experimental and numerical study of plunging flow in vertical dropshafts[D]. Edmonton: University of Alberta, 2009.

[14] 何貞俊, 王斌, 楊聿, 等. 市政排水系統(tǒng)中豎井研究及應(yīng)用進展[J]. 中國給水排水, 2017, 33(10):49-53.

[15] Rajaratnam N, Johnston G A, Barber M A. Energy dissipation by jet diffusion in stormwater drop shafts[J]. Canadian Journal of Civil Engineering, 1993, 20(3):374- 379.

[16] Camino Z G A. Hydraulics of plunging drop structures in urban drainage systems[D]. Edmonton: University of Alberta, 2011.

[17] Camino G A, Rajaratnam N, Zhu D Z. Choking conditions inside plunging flow dropshafts[J]. Canadian Journal of Civil Engineering, 2014, 41(7):624-632.

[18] 徐劍喬. 基于FLUENT的排水深隧入流豎井三維湍流仿真[J]. 中國給水排水, 2019, 35(21):125-131.

[20] Bohrer J G, Abt S R, Wittler R J. Predicting plunge pool velocity decay of free falling, rectangular jet[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 19986, 124(10):1043-1048.

[21] Puertas J, Dolz J. Plunge pool pressures due to a falling rectangular jet[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2005, 131(5):404-407.

[22] Liu J C, Huang B, Zhu D Z. Jet impinging in plunging dropshafts of medium and short height[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2022, 148(12):002027.

[23] Cola R. Diffusione di un getto piano verticale in un bacino d’acqua d’altezza limitata[M]. Istituto di Idraulica, 1966.

[24] Jalil A, Rajaratnam N. Oblique impingement of circular water jets on a plane boundary[J]. Journal of Hydraulic Research, 2006, 44(6):807-814.

[25] Ervine D A, Falvey H T, Withers W. Pressure fluctuations on plunge pool floors[J]. Journal of Hydraulic Research, 1997, 35(2):257-279.

Experimental study on the falling jet impinging on the plunge pool in the dropshaft

LIU Hong, LIU Jiachun*

( School of Civil & Environmental Engineering and Geography Science, Ningbo University, Ningbo 315211, China )

In the plunging drop shaft, the water flow usually carries a large amount of energy after falling a certain distance. When it impinges the bottom of the dropshaft, it generates significant pressure pulsation, which poses a risk to the structural safety of the dropshaft. In this paper, an experimental model of a plunging dropshaft was constructed. The impact of the fall jet on the plunge pool at the bottom of the dropshaft was studied, and the pressure pulsation and distribution as well as the effect of the drop height of the dropshaft and the depth of the pool on the impact pressure were analyzed. The results show that the horizontal jet impacting the shaft wall is divided into a downward annular flow along the dropshaft wall and a free-falling jet. When the falling water flow is small, the high-pressure area at the bottom of the shaft is concentrated on the side near the downstream pipe; as the flow gradually increases, the annular flow area continues to increase and the high-pressure area gradually transitions from the downstream side to the upstream side. Increasing the water depth of the downstream pipe can effectively reduce the average impact pressure at the bottom of the shaft and increasing the depth of the water cushion can effectively reduce the impact pressure pulsation at the bottom of the shaft. When the water flow reaches its terminal velocity in the shaft, continuing to increase the drop height of the shaft will not generate more impact pressure.

dropshaft; impinge pressure; water cushion; drop height; terminal velocity

TU992

A

1001-5132（2023）03-0072-07

2022?06?21.

寧波大學(xué)學(xué)報（理工版）網(wǎng)址: http://journallg.nbu.edu.cn/

國家自然科學(xué)基金（60874083）; 浙江省教育廳科研項目（Y200907622）; 寧波大學(xué)科技學(xué)院預(yù)研項目（003-21021003）.

劉虹（1996－）, 女, 浙江衢州人, 在讀碩士研究生, 主要研究方向: 排水管道輸移規(guī)律及沖擊機理. E-mail: liuhong2724@163.com

通信作者:劉甲春（1961－）, 男, 山東濟寧人, 博士/講師, 主要研究方向: 城市管網(wǎng)水力學(xué)、豎井消能與空氣卷吸. E-mail: liujiachun@nbu.edu.cn

（責任編輯 章踐立）