空氣射流動力學特征與沖沙作用試驗研究

沈南北，繳 健，龔 政，羅小峰

(1.河海大學江蘇省海岸海洋資源開發與環境安全重點實驗室，江蘇 南京 210098；2.南京水利科學研究院港口航道泥沙工程交通行業重點實驗室，江蘇 南京 210029)

河口、水庫、水閘、湖泊、河道主槽泥沙局部淤積問題普遍存在[1-5]，給生產生活帶來了巨大的不利影響。針對泥沙局部淤積問題，國內外學者做過廣泛研究，但傳統機械清淤措施的成本較高，擋潮閘下[6]與水庫回水末端[7]等局部位置的淤積采用常規疏浚技術難以實施，且常規的泄水沖沙措施效率較低。

水流的挾沙力依靠水流紊動，其強度取決于主流流速分布的不均勻程度。因此，傳統的天然水流挾沙輸沙的能效不高，國內外學者提出可以通過水射流增強水流局部紊動來緩解局部淤積問題[8-10]，通過大規模的室內試驗，以最大沖深、沖坑半徑為特征參數，建立了水下湍流射流運動沖刷剖面的預測方程[11]。相比水射流，空氣射流同樣可以起動并挾帶底沙，然而，由于氣泡上升速度大于粗沙沉降速度[12]，水體能夠挾帶的沙量更多，因此，羅勇等[12]提出了氣動沖沙方法。基于氣動輔助裝置的黃河原型沙起動與輸運水槽試驗研究，證明了氣動沖沙減淤效果明顯[13]。此外，通過射流沖淤的數值模擬研究發現，在相同條件下氣動沖沙的效率優于水射流沖沙[14]。總體而言，目前在氣體射流沖沙的研究中，對羽流發展規律及其形狀特征、紊動水流結構，以及其對沖沙規律、挾沙能力等方面的認識還不夠深入。因此，本文分別開展氣體射流清水試驗與氣動沖沙渾水試驗，利用水下排氣沖擊細顆粒床沙，對氣體射流的動力學特征與沖沙作用進行水槽試驗研究，為氣動沖沙技術的工程應用提供參考。

1 試驗設計

1.1 試驗裝置

圖1(a)所示為試驗水槽，總長15.0 m，寬0.7 m，深1.5 m。空氣射流發生裝置由空氣壓縮機、排氣設備組成，空氣壓縮機出口處依次連接有控制閥、調壓閥、氣壓計和流量計，可調節空氣壓縮機排氣壓力。槽內噴嘴水平向和垂向均位于沖沙區域正中，垂向通過調節螺栓上下移動管身，以改變噴嘴至槽底高度。如圖1(b)所示，排氣設備由連接結構、壓重、滑槽、管身和噴嘴組成，噴嘴處可拆卸，以調整排氣角度與更換噴嘴孔徑。空氣壓縮機排氣壓力為0.8 MPa，容積流量為1.1 m3/min。

圖1 試驗裝置

試驗選用原型沙，鋪設厚度約為30 cm，其中值粒徑為0.041 mm，泥沙級配曲線見圖2。為確保每次試驗鋪沙密實程度相同，每次試驗測量結束后將沖淤區域內的剩余泥沙重新攪動，并鋪上提前浸泡過的原型沙，再進行相同的壓實工作。

圖2 泥沙級配曲線

1.2 量測方法

利用測量裝置量測沖刷后的地形，測量設備主要由連接結構、滑槽、調節結構和測針四部分組成。連接結構架立于水槽之上，布置時注意保證裝置整體與地面垂直；滑槽由上下兩部分組成，下滑槽安裝在連接結構之上，上滑槽安裝在下滑槽之上，可沿上下游方向滑動，安裝有滑塊及手旋擰緊結構；調節結構安裝于上滑槽之上，可垂直上下游滑動；連接讀數尺和測針，可手動調節測針高度；測針連接在調節結構上，長約1.0 m，可測量沖刷坑地形，精確度在±3.0 mm以內。利用測針測量沖刷坑最大深度，并逐斷面測量沖刷深度，利用Surfer軟件生成沖刷地形圖，計算沖刷坑體積，對氣動沖沙效果進行評估。

1.3 試驗方案

采用正交試驗法，根據正交性挑選出部分有代表性的因素和水平進行組合試驗，具備“均勻分散，齊整可比”的特點[15]。在空氣射流清水試驗中，重點考察噴嘴至槽底距離(即噴嘴高程與床沙表面高程之差，當噴嘴伸入床沙中，噴嘴至槽底距離為負值。以下簡稱為距離)、排氣氣壓、水深、噴嘴孔徑及排氣角度等5個因素對羽流下切長度的影響，前4個因素包含4個水平，排氣角度因素包含2個水平。混合正交試驗設計及試驗結果如表1所示。

表1 清水排氣正交試驗組合和試驗結果

在氣動沖沙渾水試驗中，研究了以上5個因素對沖刷坑最大深度與體積的影響，前4個因素包含4個水平，排氣角度因素包含2個水平，混合正交試驗設計及試驗結果如表2所示。

表2 氣動沖沙正交試驗組合和試驗結果

2 空氣射流清水試驗結果與分析

為探究空氣射流噴嘴處局部水體紊動特性，開展了無泥沙條件下的靜水水槽試驗，研究水下排氣過程中氣泡運動過程、羽流形態特征及局部紊動水體水流結構。

2.1 羽流發展階段

噴嘴垂直向下排氣時，羽流在水體中的運動過程見圖3，包括如下4個階段：①形成階段。氣體排出，羽流開始下切，氣泡密集且細小。②發展階段。在初始動量的作用下，羽流不斷向下延伸，下切長度和徑向尺寸逐漸增大，將周圍的水體不斷卷吸進來，此時附近水體的紊動加強。③上浮階段。當離開噴口的氣體動量消耗完后，羽流下切長度達到最大，軸向上不再下切，氣體在浮力的作用下開始向上運動，環境壓力隨羽流上升而逐漸降低，羽流體積逐漸增大。④擴散階段。當氣泡羽流上升至水面附近時，羽流轉向水平方向流動，形成具有垂向速度梯度的表面流區；氣體上浮至水面時，氣體與表層水相互作用，氣泡疏散且以溢出點為中心向四周拓展，形成倒立的錐形羽流結構。

圖3 噴嘴垂直向下排氣時羽流運動過程

噴嘴45°斜向下排氣時，氣體在水體中的運動過程也同樣經歷了形成、發展、上浮和擴散階段。與90°排氣不同的是，45°排氣時氣體的上升在羽流發展階段已經出現，并且在羽流充分發展后，45°排氣的羽流體積遠大于90°排氣，見圖4。

圖4 不同角度排氣時羽流運動過程對比

2.2 羽流下切長度影響因素

采用信噪比分析法判定下切長度的主要影響因素。信噪比分析是處理正交試驗結果的常用方法，采用信噪比度量試驗過程的穩健性，通過優化無法控制的因素(如噪聲)降低試驗誤差[16]。計算得出下切長度信噪比響應如表3所示。Delta值等于該因素水平的最高平均響應值減去最低響應值，按照Delta值從高到低排序，將Delta值最高的因素分配排秩為1，依此類推。

表3 各因素下切長度信噪比響應

通過信噪比分析可以得到影響下切長度5個因素(距離、排氣氣壓、水深、噴嘴孔徑、排氣角度)的Delta值分別為0.65、6.72、0.93、0.46和2.47，可以看到，排氣氣壓信噪比的Delta值最大，排秩為1，是影響下切長度最顯著的因素；排氣角度信噪比的Delta值次之，排秩為2，是影響下切長度次顯著的因素；距離、水深和噴嘴孔徑這3個因素對下切長度的影響不顯著。

利用多項式回歸，擬合出下切長度L的回歸方程：

L=-0.832 14-2.5A+0.036 75B+

0.75C+0.707 14D+0.091 67E

(1)

式中：A為距離；B為排氣氣壓；C為水深；D為噴嘴孔徑；E為排氣角度。該方程的相關系數R2為0.95，表明回歸效果較好。可以看到，距離因素的系數為負，表明隨著距離的增大，下切長度降低；其他因素的系數為正。

2.3 噴嘴處局部水體的紊動強度特征

靜水中射入垂直向下的空氣射流，會對靜水水體產生強烈的局部擾動。x為自噴嘴軸線的水平向距離，取20～60 cm；y為自噴嘴的垂向距離，向下為正，取3～5 cm；h為噴嘴至槽底距離，取3～5 cm。根據量綱統一原理構建無量綱數x/h與y/h。噴嘴垂直向下時3種不同排氣氣壓下的空氣射流卷吸、裹挾周圍水體產生的局部紊動強度(水平向和垂向計算合成值)見圖5。結果表明，斷面局部紊動強度隨空氣射流壓強p的增大而增大，致紊效果較為顯著，但在遠離噴嘴處水體紊動強度較弱，即射流引起的水流紊動沿橫向迅速衰減，表現出空氣射流對提高水流輸沙能力僅具有局部效應；另一方面，射流沖擊槽底形成近底部較強的水流紊動，若槽底為床沙，可以卷吸起動大量底沙。

圖5 射流局部紊動強度變化

圖6 射流底部紊動切應力

圖7為相同試驗條件下射流局部紊動能隨壓強和水平距離的變化，圖中km為水平斷面平均紊動能，kmax為斷面最大紊動能。平均紊動能k為表征某點紊動強弱的物理量，定義如下：

圖7 水平斷面平均紊動能的衰減

(2)

動能測量結果同樣表明，空氣射流引起的紊動隨距離迅速衰減，但當自噴嘴軸線的水平向距離與噴嘴至槽底距離之比較大時(x/h>4)，超出了下切羽流沖擊槽底反射作用范圍，并沒有表現出如圖6所示的先上升后下降的趨勢，因此空氣射流只能對水體造成局部紊動。

3 氣動沖沙渾水試驗結果與分析

為探究空氣射流的沖沙能力，開展了有床沙條件下的靜水水槽試驗，研究各水-氣參數對沖沙效果的影響，得出沖刷坑最大沖刷深度和沖刷坑體積與各因素之間的預測方程，并通過對方程進行優化，得出了最大沖沙效果時各因素的水平。

3.1 沖刷坑發展過程

在水深為75 cm、噴嘴孔徑為2 mm、排氣氣壓為0.3 MPa、距離為1 cm、排氣角度為90°的水氣參數條件下，分別進行排氣0.5 min、2 min、4 min、8 min和12 min這5組試驗。不同排氣時間下的沖刷坑最大深度與體積見圖8。

圖8 沖刷坑最大深度與體積隨排氣時間變化曲線

沖刷試驗結果表明，沖刷坑的最大深度在2 min之前大幅增加，沖刷坑縱向拓展迅速，在2～4 min時增幅減緩，4～8 min后最大深度變化開始趨于穩定，在8 min后基本穩定在10 cm左右，達到了該工況下沖刷的最大深度。同時可以看出沖刷坑的體積在4 min之前有大幅增加，結合沖刷坑深度隨時間變化曲線可以看出在2～4 min時沖刷坑主要是橫向拓展。根據清水排氣試驗時所得的結論，此時接近噴嘴處的氣體壓力較大，氣泡小且密集，可能是氣體摻混水體對泥沙產生了直接作用；當氣泡發展后，氣體的壓力減小，羽流的徑向和軸向開始發展，將周圍的水體卷吸進來，加強了附近水體的紊動，水體挾沙的能力得到了大幅提高，沖刷能力相對前一階段也得到了增強，因此體積增大的幅度在不斷加大。在接近4 min時，沖刷坑體積已經顯著擴大，水體作用到沖刷坑表面的紊動強度大幅削弱，沖刷效果開始減弱，體積增大的趨勢開始減緩。在8 min后沖刷坑的體積趨于穩定，基本達到了紊動水體的最大影響范圍。可以認為，當其他因素變幅不大時，排氣的前8 min是沖刷的有效時段。

因此，氣動沖沙的沖刷坑發展過程可概括為以下3個階段：①形成階段。在開始排氣的瞬間，床沙表面變為不連續的水沙混合，隨氣泡向上輸運，此階段的沖刷坑體積與深度急劇增大。②發展階段。隨著沖刷坑深度與體積的增加，下切羽流的動量急劇衰減，此階段起動底沙的主要驅動是空氣射流卷吸附近水體產生局部的強烈紊動，多數揚起的泥沙沖至沖刷坑外，此階段的沖刷坑深度與體積增長趨勢仍較為顯著。③穩定狀態。隨著排氣時間的增加，沖刷坑的深度與體積基本穩定，坑內基本無泥沙揚起和下落。這是由于下切羽流引起的紊動隨著自噴嘴距離的增大迅速衰減，當紊動水體邊界處流速小于泥沙起動流速時，該處床沙不會起動。在實際的清淤工程中，當沖沙坑達到該工況下的穩定狀態時，繼續排氣不會增強清淤效果。

3.2 沖刷坑影響因素

采用方差分析法[17]對表2中試驗數據進行分析。一般來說，由于不同組之間試驗條件的差異，導致組間差異遠大于組內差異，將兩者比值與顯著性檢驗水平F值進行判斷比較，如果F值遠大于1，則說明試驗條件的影響顯著，同時，若再加以檢驗水平P值進行判斷，若P值小于0.05，則更能說明因素顯著情況。沖刷坑最大深度和體積的方差分析結果分別如表4和表5所示。

表4 沖刷坑最大深度方差分析結果

表5 沖刷坑體積方差分析結果

通過沖刷坑最大深度方差分析可以得出標準差為0.319 5，相關系數為99.89%，調整后的相關系數(用于比較不同數量預測變量的符合程度)為99.16%，預測的相關系數(用于描述預測結果的符合程度)為92.81%。從表4可知，排氣氣壓和距離的F值分別為382.21和188.09，均遠大于1，同時P值遠小于0.05，表明這2個因素為顯著效應因素；而水深的P值接近0.05，其影響程度要小得多，但噴嘴孔徑和排氣角度的P值均大于0.05，屬于影響不顯著的因素。可以看出，在小水深條件下，影響沖刷坑最大深度的顯著因素分別為排氣氣壓與距離，而水深、噴嘴孔徑、排氣角度這3個因素對沖坑深度的影響較弱。

通過沖刷坑體積方差分析可以得出標準差為443.356，相關系數為99.20%，調整后的相關系數為93.99%，預測的相關系數為98.74%。從表5可知，在小水深條件下，氣壓和距離同樣是影響沖刷坑體積的顯著因素。

3.3 氣動沖沙公式擬合與預測

方差分析法還可以得出沖刷坑最大深度和體積與各因素之間的預測方程。定義沖刷坑最大深度為Hmax、沖刷坑體積為V，利用多項式回歸，通過方差分析得到了沖刷坑最大深度和體積的回歸方程：

Hmax=4.404-0.854 9A+0.024 167B+

5.473C-0.045 9D-0.000 36E

(3)

V=1 395-117.8A+6.49B+56C+

452D+10.72E

(4)

從上述方差分析可知，整個模型的相關系數、調整后的相關系數和預測的相關系數均高于90%，表明模型分析結果可靠。利用式(3)(4)預測了沖刷坑最大深度和體積，并與沖沙正交設計不同水-氣參數條件下的試驗實測值作對比，如表6和表7所示。由此可知，通過方差分析得出的回歸方程不僅可以較好地擬合正交設計中沖刷坑的最大深度與體積，并且可以用來預測不同水-氣參數條件下沖刷坑的最大深度與體積，對比預測值與實測值，結果令人滿意。

表6 沖刷坑最大深度預測值與試驗值偏差分析

表7 沖刷坑體積預測值與試驗值偏差分析

4 結 語

本文利用水槽試驗分別進行了空氣射流清水試驗與氣動沖沙渾水試驗。在清水試驗中，總結并歸納出羽流發展的4個階段；通過正交試驗信噪比分析發現氣壓是決定羽流下切長度的最顯著因素，擬合出羽流下切長度的回歸方程；在對排氣噴嘴處局部水體的紊動特性研究中，得出了斷面紊動強度隨空氣射流壓強的增大而增大，射流沖擊槽底形成近底部較強的水流紊動，底部紊動切應力隨距離增加而迅速衰減的結論。在渾水試驗中，總結出沖刷坑發展的3個階段，并發現排氣的前8min是沖刷的高效時段；通過正交試驗方差分析發現排氣氣壓和噴嘴至床面距離是決定沖沙效果的顯著因素；利用多項式回歸，擬合出沖刷坑最大深度與體積的預測公式，預測值與實測值較為吻合。