长江科学院院报

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2025 , Vol. 42 >Issue 12: 135 - 142

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20241081

工程安全与灾害防治

折板型竖井气爆强度控制措施优化数值模拟研究

  • 杨乾 , 1, 2 ,
  • 杨庆华 , 2 ,
  • 陈峰 3
展开
  • 1 中国五冶集团有限公司, 成都 610063
  • 2 西南交通大学 土木工程学院, 成都 610031
  • 3 江苏新慧恒工程项目咨询有限公司, 江苏 无锡 214071
杨庆华(1976-),男,四川渠县人,副教授,博士,主要研究方向为市政水工结构安全监测与评估。E-mail:

杨 乾(1990-),男,甘肃天水人,高级工程师,博士,主要研究方向为市政水工结构安全监测与评估。E-mail:

Copy editor: 占学军

收稿日期: 2024-10-21

  修回日期: 2024-12-24

  网络出版日期: 2025-04-22

基金资助

国家自然科学基金项目(51478403)

四川省自然科学基金项目(2024NSFSC0985)

四川省自然科学基金项目(2024NSFSC0113)

收起

Numerical Experimental Study on Optimizing Control Measures for Geyser Intensity in Baffle-Drop Shafts

  • YANG Qian , 1, 2 ,
  • YANG Qing-hua , 2 ,
  • CHEN Feng 3
Expand
  • 1 China MCC5 Group Corp. Ltd., Chengdu 610063, China
  • 2 School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China
  • 3 Jiangsu Xinhuiheng Engineering Project Consulting Corp. Ltd., Wuxi 214071, China

Received date: 2024-10-21

  Revised date: 2024-12-24

  Online published: 2025-04-22

Fold

摘要

为有效控制折板型竖井在高压截留气团释放过程中产生气爆的强度,采用FLUENT软件,基于Realizable k-ε湍流模型和VOF两相流模型构建了折板型竖井气爆三维数值模型,对不同联络管接入方式、干/湿区连通区域、限流孔板及通气管的气爆喷射过程进行三维模拟。研究结果表明:相比于竖井干区,联络管接入湿区时能够降低折板水力冲击荷载,并且对折板结构安全有利;干/湿区连通区域面积大小对气爆控制效果具有两面性;在竖井干区中部设置一限流孔板,同时在远离竖井一端的联络管正上方设置一通气管,能够有效控制气爆强度。研究成果可为折板型竖井结构设计及安全运行提供理论参考。

关键词： 折板型竖井; 气爆; 喷射高度; 折板冲击荷载; 控制措施

本文引用格式

杨乾 , 杨庆华 , 陈峰 . 折板型竖井气爆强度控制措施优化数值模拟研究[J]. 长江科学院院报, 2025 , 42(12) : 135 -142 . DOI: 10.11988/ckyyb.20241081

Abstract

[Objective] This study aims to systematically investigate the control measures for geyser intensity in baffle-drop shafts during the release of high-pressure trapped air pockets. By analyzing the effects of key parameters—including the connection mode of the communication pipe, the area of the connecting region between dry and wet zones, the position and open area of the throttling orifice plate, and the installation distance of the vent pipe—on the geyser height and the impact load on baffles, a set of comprehensive optimization measures balancing geyser control effectiveness and structural safety is proposed. [Methods] FLUENT software was used to establish a three-dimensional numerical model of geyser in a baffle-drop shaft based on the Realizable k-ε turbulence model and the VOF two-phase flow model. The Dongfeng Road baffle-drop shaft of the Donghao Chong deep tunnel project in Guangzhou was selected as the research object. The effects of different communication pipe connection modes (dry zone/wet zone), areas of the connecting region between dry and wet zones, throttling orifice plate parameters (height and open area), and vent pipe installation distance on the jet height of geysers and the impact load on baffles were systematically simulated. A total of 88 working conditions were simulated, and model reliability and computational accuracy were ensured through grid independence verification and comparison with experimental data. The response patterns of geyser intensity and baffle impact load to each parameter were analyzed in detail. [Results] Although connecting the communication pipe to the wet zone had a limited effect on the geyser height, it significantly reduced the impact load on the baffles—particularly on the bottom baffle, where the peak load was reduced by up to 66%. The area of the connecting region between the dry and wet zones showed a nonlinear relationship with the baffle load; as the area decreased, the impact load on the bottom baffle increased markedly. The optimal control effect was achieved when the dimensionless area S*=0.318. When the throttling orifice plate was positioned at the mid-height of the dry zone (1/2H) with an open area of ϕ*=0.058, the maximum geyser height decreased by approximately 70%, while the impact load on the baffles dropped by more than 30%. The best control effect was achieved when the vent pipe was positioned at the end of the communication pipe farthest from the shaft (δ*=4D), and no water-air mixture overflow occurred. [Conclusion] Considering the combined influence of these factors on the geyser intensity in the shaft, a joint control measure—“wet-zone connection + mid-position throttling orifice plate + remote vent pipe + optimized connecting area layout”—was proposed. Under typical working conditions, this combined approach reduced the geyser height by up to 80% and the average impact load on the baffles by more than 50%, effectively controlling the geyser intensity while ensuring the structural safety of the shaft. It provides reliable theoretical support and practical guidance for the safe design and operation of baffle-drop shafts in deep tunnel drainage systems and offers a replicable and scalable technical approach for future geyser risk prevention and control in deep tunnel systems.

Key words： baffle-drop shaft; geyser; geyser height; impact load on baffles; control measures

0 引言

1997年7月,美国明尼苏达州35号州际公路下方的城市深层排水隧道中发生了一次强烈气爆,导致大量携带气体的水流从检查井中高速喷涌而出,最高喷涌高度>20 m。两年后,同一地点再次出现类似现象,喷出的高速水流漫溢至公路两侧,一个直径2.44 m的竖井井盖被气流和水体猛烈掀起,击中了一辆途经的汽车。据统计,在1999—2005年期间,该路段共发生了13次气爆事件[1],每次过程持续时长10~25 s。气爆现象的发生都伴随着隧道内压强的急剧减小和上升,并且是在短时间内连续发生,造成深隧系统运行压力剧烈波动、雨污水溢流或竖井井盖偏移等问题,对城市环境与交通安全产生负面影响,极端时产生的气爆现象还可能会造成排水隧道和竖井结构发生损坏。并非个例,2009年俄罗斯新西伯利亚、2010年美国芝加哥和2011年加拿大蒙特利尔,均出现过不同程度的气爆现象[2],严重破坏了正常的交通秩序并危及公众安全。
关于气爆及相关问题的研究起步于20世纪80年代,Guo等[3]认为,鉴于在竖井通风条件下,气压不足以冲飞井盖,因此将该问题简化为单相水流模型进行研究。然而更多证据表明,竖井底部的实际压力水头,始终未能达到将水柱推升到地面所需的高度。根据Wright等[4]提供的气爆事件压力数据,暴雨期间向空中喷射15~20 m水柱的全过程中,其内部的水力坡度线始终保持在地下20 m以上的水平,因此气爆现象的产生不可能是由惯性浪涌所造成。Vasconcelos[5]的小比尺模型试验表明,竖井内承压离散气泡冲起水流是诱发气爆的最可能原因。Chegini等[6]则通过大型水工模型试验与数值模拟,研究了竖井完全满水时的气爆机制,并构建了最大喷射高度与速度的预测方程。
在气爆控制措施方面,杨曦[7]和王广华等[8]借助伊利诺斯瞬态模型(Illinois Transient Model,ITM)对深隧入流过程展开瞬态模拟研究,进而分析了多种工况中涌浪的生成机制,并依据工程特点,提出了降低气爆发生率的针对性策略,包括防止闸门与泵站运行中断。Leon等[9]研究表明,当垂直竖井的孔口直径与竖井直径之比<1/8时,几乎可以完全消除气爆现象。Lewis等[10]指出,扩大主隧道附近的竖井直径能显著降低空气诱发气爆的风险。此外,气团规模也至关重要,较大气团(相较于小气团)的释放更易引发气爆。安瑞冬等[11]的数值模拟进一步印证了这一点,发现通气管管径对气爆喷涌有显著影响。这同时也解释了为何气爆事件多发于利于大气团形成的庞大深隧系统,而在城市浅层排水管网中鲜少发生。
可以看出,气爆现象不仅破坏深隧结构,而且影响行人交通安全,危害极大。国内关于这方面研究起步较晚,2022年才建设完成国内首条深隧排水工程,并且较短的运营时期未曾观测到气爆现象。为了有效控制气爆强度,保障深隧排水系统稳定运行,本文采用FLUENT软件,基于Realizable k-ε湍流模型和流体体积(Volume of Fluid,VOF)两相流模型构建了折板型竖井气爆三维数值模型,通过研究联络管接入方式、干/湿区连通区域、限流孔板及通气管与气爆强度之间响应关系提出对应控制措施,以期为折板型竖井结构设计及安全运行提供理论参考。

1 研究对象

1.1 几何模型

本文选取广州市东濠涌深隧工程东风路折板型竖井作为研究对象,其构造如图1所示。竖井高度H=60 m、直径D=10 m,扇形折板等间距布置在竖井湿区,折板宽度B=D/2=5 m,最优折板间距d为2.425 m,最优折板间距比d/B=0.485[12]。中隔板底部为干区和湿区的连通区域,布置有6个边长2.5 m的方孔。联络管与竖井接入方式分为方案一和方案二,分别与竖井湿区和干区垂直贯通,联络管长15 m、直径2.5 m,管轴中心距井底4 m。在联络管正上方布置一根直径为1 m的通气管,管轴心距竖井壁距离(通气管设置距离)为δ;在竖井干区设置一个限流孔板,其位置距井底高度(孔板高度)为h0,孔板上有12个梅花布置的圆孔,可根据不同试验工况进行开启和封闭。
图1 折板型竖井构造示意图

注:FA、FB、FC分别为测点A、测点B、测点C处受到向上的力,ϕ*为无量纲限流孔板开孔面积。

Fig.1 Schematic diagram of baffle-drop shaft structure

预试验表明,气爆过程中自下而上第四层折板所承受的冲击荷载为第三层折板荷载的1/10~3/10,为最底层折板的1/30~1/20,可见气爆对竖井底部三层折板的影响最大。因此选取图1中的折板A、B和C作为主要研究对象,三者距井底高度分别为8.25、10.68、13.10 m。

1.2 变量取值

文献[13]已对试验水深、进气压和进气量等参数与折板型竖井气爆产生机制之间的相互关系开展了试验研究,本文数值模拟则从气爆控制措施的角度出发,补充研究通气管、限流孔板和联络管接入方式等变量与气爆特性之间的响应关系。数学模型中各变量取值按照表1执行。表1中各变量可表示为:
${h}^{\mathrm{*}}=\mathrm{ }h/H　,$
${p}^{\mathrm{*}}=\mathrm{ }p\text{'}/{p}_{\mathrm{s}}　,$
${V}^{\mathrm{*}}={V}_{i}/\left(\mathrm{\pi }{B}^{2}H\right)　,$
${S}^{\mathrm{*}}=\mathrm{ }S/\left(\mathrm{\pi }{B}^{2}\right)　,$
${\varphi }^{\mathrm{*}}=\mathrm{ }2\varphi /\left(\mathrm{\pi }{B}^{2}\right)　,$
${\delta }^{\mathrm{*}}=\delta /B　。$
式中:h为竖井水深(m);p'为进气管压强(Pa);ps为标准大气压,取101.325 kPa;Vi为进气管体积(m3); S为干/湿区连通区域面积(m2);ϕ为限流孔板开孔面积(m2);联络管接入方式包括接竖井湿区和干区两种方案。
表1 数值模型变量取值

Table 1 Parameter values of numerical model

无量纲
初始水
深h*		 无量纲
进气压
p*		 无量纲
进气量
V*		 无量纲
连通区
域面积
S*		 联络管接
入方式		 无量纲限
流孔板开
孔面积
ϕ*		 无量纲
通气管
设置距
离δ*
0.167
0.250
0.333
0.417		 0.5;1.0
1.5;2.0
2.5;3.0
3.5;4.0		 0.026
0.052
0.078		 0.478
0.318
0.159		 方案一:湿区
方案二:干区		 0.0
0.029
0.058
0.086		 0;1
2;3
4;5

2 数值方法

2.1 控制方程

以往研究表明,Realizable k-ε湍流模型对强旋转剪切流、弯曲壁面流、射流和混合流等复杂流动具有较强的适应性,能够精确模拟多种复杂的水气流动过程,本文采用FLUENT软件对不同方案的折板型竖井进行三维数值模拟,同时利用VOF两相流模型获取高速水流的水气交界面,相应控制方程见文献[14],在此不再赘述。

2.2 网格划分及独立性验证

本文选用Workbench Meshing模块的非结构化四面体网格划分折板型竖井模型,在自适应划分方法的基础上,对水流运动明显剧烈和压力梯度较大的联络管与竖井衔接处、折板以及通气管衔接处等区域进行加密,总共划分出7万、13万、23万、42.5万和65万共5种网格密度。
下面采用网格收敛指数(Grid Convergence Index,GCI)对数值计算误差进行定量评估,对于较小网格尺度的GCI定义为
$\mathrm{G}\mathrm{C}{\mathrm{I}}_{i+1,i}=\frac{{F}_{\mathrm{s}}{e}_{\mathrm{a}}^{i+1,i}}{{\left({r}_{i+1,i}\right)}^{p}-1}\times 100\mathrm{\%}　。$
式中:Fs为安全因子,采用3种及以上网格尺度时取1.25;ri+1,i为网格细化比,ri+1,i=(Ni/Ni+1)1/3;Ni为第i种网格尺度的网格数;eai+1,i 为中间变量,且eai+1,i =|εi+1,i/fi|,fi为第i种网格尺度的数值解,εi+1,i为fi+1与fi之差;p为收敛精度,可通过下列迭代计算得到:
$p=\frac{1}{\mathrm{l}\mathrm{n}\left({r}_{\mathrm{2,1}}\right)}\left|\mathrm{l}\mathrm{n}\left|{\epsilon }_{\mathrm{3,2}}/{\epsilon }_{\mathrm{2,1}}\right|+q\left(p\right)\right|　,$
$q\left(p\right)=\mathrm{l}\mathrm{n}\left(\frac{{r}_{\mathrm{2,1}}^{p}-s}{{r}_{\mathrm{3,2}}^{p}-s}\right)　,$
$s=\mathrm{s}\mathrm{g}\mathrm{n}\left({\epsilon }_{\mathrm{3,2}}/{\epsilon }_{\mathrm{2,1}}\right)　。$
式中:s、q(p)均为中间变量;sgn(·)为符号函数。
可根据不同网格尺度数值解的相对差值R判断网格收敛性,即
$R={\epsilon }_{\mathrm{2,1}}/{\epsilon }_{\mathrm{3,2}}　。$
式中当R<0时,数值解振荡收敛;当0<R<1时,数值解单调收敛;当R > 1时,数值解发散。
此外,渐进域指数β可判断不同网格尺度的数值解是否处于渐进域内,即
$\beta =\frac{{r}_{\mathrm{2,1}}^{p}\mathrm{G}\mathrm{C}{\mathrm{I}}_{\mathrm{2,1}}}{\mathrm{G}\mathrm{C}{\mathrm{I}}_{\mathrm{3,2}}}　。$
渐进域指数β的数值应接近于1。
选择一典型工况(h*=0.417, p*=4.0, V*=0.026, S*=0.478, 接湿区,无限流孔板)下联络管最大压强值作为水力指标,对网格独立性进行验证,表2列出5种网格密度计算得到的数值解及误差分析。可以看出,5种网格尺度的相对差值R满足0<R<1,属于单调收敛;网格收敛指数GCI介于1%~5%可认为计算误差可接受[15],且渐进域指数β应接近1,由此可以判断网格尺度1、2、3满足要求。此外,网格尺度1和尺度2的ea2,1达到0.639%,说明尺度2的数值解已非常接近解析解,若进一步加密网格会大幅增加计算成本。因此,选定i=2(Ni≈42.5×104)作为本文网格划分尺度。
表2 数值模拟误差分析结果

Table 2 Error analysis results of numerical simulation

i Ni/
104		 fi ri+1,i εi+1,i ${{e}_{\mathrm{a}}}^{i+1,i}$/
%		 p GCIi+1,i/
%		 R β
1 65 53.376 1.152
1.227
1.209
1.229		 -0.341
-1.995
-3.260
-4.483		 0.639
3.761
6.386
9.382		 7.769
2.869
1.194		 0.398
1.204
11.000
41.986		 0.171
0.612
0.727		 0.994
0.197
0.329
2 42.5 53.035
3 23 51.040
4 13 47.780
5 7 43.297

2.3 边界条件

本模型边界条件包含出口(outlet)和壁面(wall)2种,通过区域初始化实现联络管中高压气爆的释放,竖井顶部边界条件定义为压力出口,工作荷载取101.325 kPa;整个气爆过程考虑重力影响,在-z轴方向定义加速度为9.81 m/s2。固体壁面设置为无滑移边界,采用非平衡壁面函数法处理黏性底层;采用有限体积法离散控制方程,Coupled算法耦合迭代求解压力和速度方程,二阶迎风格式离散动量项和能量项。

2.4 模拟结果验证

为了验证数值计算方法的可靠性,选取联络管压强作为水力指标,与文献[12]中的试验结果进行对比。图2为一典型工况下联络管压强模拟值与试验值对比,可以发现,两者的时程曲线变化规律基本一致,且试验值与模拟值的最大相对正压pc/ps(pc为联络管压强)分别为20.694和21.006,最小相对负压分别为-9.945和-9.614,相比于试验值,模拟值的最大相对正压和最小相对负压的误差分别为1.51%和3.33%,误差均控制在5%以内[16];此外,通过水力模型试验和三维数值模拟得到该工况气爆喷射阶段持续时间约为0.55 s。综合说明,该数值模拟结果与试验观测结果吻合良好,表明该数学模型模拟折板型竖井气爆过程具有较高的准确性和可靠性。
图2 联络管压强时程曲线对比

Fig.2 Comparison of pressure-time history curves in connecting pipe

3 结果分析

3.1 联络管接入方式

当折板型竖井内发生气爆时,不论联络管是接入湿区(方案一)或是干区(方案二),都会有大量高速气水混合物进入竖井,一部分冲击到湿区底部的折板,形成剧烈冲击荷载,另一部分从竖井干区喷出,形成强烈喷射流。下面从喷射高度和折板冲击荷载两个方面分析联络管接入方式对其气爆强度的影响。
根据文献[12]给出的联络管接竖井湿区条件下18种工况气爆最大喷射高度hg,结合本文数值模拟得到图3所示不同接入方式的最大喷射高度的对比情况。可以看出,当联络管接入竖井湿区时,最大喷射高度的试验值与模拟值非常接近,两者比值介于0.934~1.043之间,再次表明该数学模型模拟气爆过程可靠性良好。此外,当联络管接入竖井干区时,与接入湿区时的最大喷射高度值较为接近,曲线变化规律相似,对比联络管不同接入方式,接入竖井湿区和竖井干区的最大喷射高度比值介于0.839~1.201之间,表明联络管不同接入方式对气爆喷射高度影响较小。
图3 不同接入方式的最大喷射高度对比

为进一步研究联络管接入方式对竖井底部折板冲击荷载的影响,定义ωi为联络管分别接入竖井干区和湿区时折板的冲击荷载峰值Fim,干和Fim,湿的比值,即

Fig.3 Comparison of maximum geyser height among different connecting methods

${\omega }_{i}=\frac{{F}_{i\mathrm{m},\mathrm{干}}}{{F}_{i\mathrm{m},\mathrm{湿}}}　。$
式中i为A、B、C,分别指折板A、折板B和折板C。
本文针对2种联络管接入方式共开展了88组不同工况试验,图4列出折板A、B、C的冲击荷载峰值比值ωi及在88组试验(折板A、B、C各有88组)中的所占比例,图中柱顶标签为冲击荷载峰值比值ωi在所在区间的出现次数。经过分析可以得出,折板A、折板B和折板C的冲击荷载峰值比值ωi在>1的范围内所占比例分别为0.66、0.52、0.51,平均值为0.56。由此说明联络管接入竖井湿区时折板受到的冲击荷载较小,尤其是折板A更为显著,因此,与接入湿区相比,联络管接入竖井干区时气爆产生的冲击荷载对折板结构更不利。此外,在88组工况试验中,ωi的最小值和最大值分别为0.07和34.24,并且在<0.25和>5的范围内分别出现46次和47次,占到总工况数264组的35.2%,特别是>5范围内ωA为23次,占比最高达到26.1%。由此说明两种联络管接入方式对折板冲击荷载峰值影响差异较大,尤其是联络管接入竖井干区时对折板A的影响最为不利,折板B次之,对折板C的影响最小。
图4 ωi及所占比例

Fig.4 Bar chart of ωi and its proportion

3.2 连通区域面积

折板型竖井底部的干/湿区连通区域主要负责两个区域之间的气体交换以及井底泄流,如图1所示。本文共设计6块边长2.5 m的正方形小孔,编号1# — 6#,无量纲连通区域面积S*分别取0.478、0.318、0.159,其中S*=0.478时为全开,S*=0.318时分为开启2#、4#、5#、6#方孔(方案M)和1#、3#、4#、6#方孔(方案N)共2种方案,S*=0.159时为开启2#、5#方孔,下面通过启闭不同位置方孔研究干/湿区连通区域面积对折板冲击荷载的影响。
图5列出不同无量纲连通区域面积和位置与折板A、B、C上最大冲击荷载之间关系。由图5可以看出,折板A所受冲击荷载随着无量纲连通区域面积的减小而增大,其中连通区域全开时(S*=0.478)冲击荷载pm/ps=0.228(pm为水气混合物作用在折板上的最大冲击荷载),当无量纲连通区域面积S*=0.159时,冲击荷载达到最大(pm/ps=1.137),S*=0.318时两者的冲击荷载较为相近(pm/ps=0.55)。当S*=0.478时,折板B的冲击荷载相比较于折板A有明显增大,但随着连通区域面积和位置的减小和改变,折板B上的冲击荷载变化幅度较小。但总体而言,干/湿区连通区域面积的减小会使得折板A和折板B承受更大冲击荷载。对于折板C,气爆冲击荷载基本不会随着无量纲连通区域面积和位置的变化而出现显著影响,pm/ps介于1.058~1.208之间。此外对比发现,当S*=0.478时,折板A、B、C的冲击荷载差异较大,而当S*=0.159时,3块折板的冲击荷载基本一致,由此说明折板A冲击荷载受无量纲连通区域面积影响最大,折板B次之,折板C受影响最小。另外,当S*=0.318时,改变联通区域方孔位置前后折板A、B、C的冲击荷载变化较小。
图5 无量纲连通区域面积和位置与折板冲击荷载关系

Fig.5 Relationship between dimensionless area and location of connected region and impact load on baffles

3.3 限流孔板

已有研究表明[17],限流孔板对控制气爆强度具有良好的效果。本文根据图1选取3种不同孔板高度和3种孔板开孔面积研究限流孔板对气爆强度和折板冲击荷载的影响,其中孔板高度h0分别为10 、30、60 m,无量纲孔板开孔面积ϕ*取0.000、0.029、0.058、0.086。
图6为一典型工况(ϕ*=0.086)下不同限流孔板高度对气爆强度的影响对比。不难发现,在竖井干区设置限流孔板后气爆喷射高度得到有效控制。限流孔板设置在竖井顶部时(h0=60 m),仍有少部分水气混合物喷出井外,但其液体体积分数很低,说明喷出的大部分为气体。而当限流孔板设置在竖井中部和下部时,从竖井底部喷出的水气混合物被全部控制在竖井内部,由此说明限流孔板对控制气爆喷射强度具有良好的控制效果。但有所不同的是,对比图6(a)和图6 (b)发现,当限流孔板设置在竖井底部时(h0=10 m),干区虽未喷出井外,但大量的水气混合物通过竖井湿区向上喷射,且喷射高度与干区非常接近,这必然导致湿区折板承受着巨大的水力冲击荷载。而限流孔板设置在竖井中部时(h0=30 m),竖井干区的水气混合物明显多于竖井湿区,且湿区的喷射高度也远小于干区,表明此刻产生的水气混合物主要通过竖井干区向外喷射,而通过竖井湿区的水气混合物较少,并对折板的水力冲击荷载也较小。究其原因,限流孔板设置在竖井中部时,为水气混合物提供了向上喷射的运行空间,当遇到限流孔板后其动能被大幅削弱,无法继续向上喷射,因此在孔板底部出现了大量的水气混合物。结合气爆喷射高度和折板冲击荷载综合考虑,限流孔板设置在竖井中部既能够有效控制气爆强度,并且湿区折板所承受的水力冲击荷载较小,更有利于结构安全。
图6 不同限流孔板位置对气爆强度影响对比

Fig.6 Effect of throttling orifice positions on geyser intensity

根据上述研究结果,选取限流孔板设置在竖井中部时不同开孔面积对竖井底部折板水力冲击荷载的影响进行研究,如图7所示。对比可以看出,对于同一试验工况折板所受水力冲击荷载大小排序为折板C>折板B>折板A,但对于相同折板,限流孔板开孔面积与折板水力冲击荷载之间未呈现出明显的变化趋势,一些折板存在正相关性,另一些出现负相关变化规律。其根本原因是由于水气混合物喷射在竖井折板底部具有很大的随机性,气爆产生后向上运动的水气混合物路径不可控,导致冲击在折板上的水气混合物量不定,并且进气压、测点位置与折板的淹没状态也共同影响着气爆过程中折板底部所受的水力冲击荷载,因此无法准确预测不同参数条件下折板水力冲击荷载。
图7 无量纲限流孔板开孔面积与折板冲击荷载关系

Fig.7 Relationship between open area of orifice plate and impact load on baffles

3.4 通气管

通过在联络管上游端设置通气管能够将高压截留气团产生的高速气体提前排出,以缓解气爆强度。为避免通气管直径过大使得大量水气混合物进入其中,引发新的气爆过程,本文选取一根1 m直径的通气管布置在联络管正上方,δ*取0.0、10、2.0、3.0、4.0、5.0共6种,其中δ*=0.0是指未设置通气管。图8为不同通气管设置距离对气爆喷射高度影响的水气分布云图,不难发现,未设置通气管的竖井发生气爆时的喷射高度远大于设置有通气管的,最大喷射高度hg/H=0.62,说明设置通气管能够有效抑制气爆喷射强度。当无量纲通气管设置距离δ*=1.0、2.0、5.0时,均有少量水气混合物喷出井外,其中通气管设置在最远端(δ*=5.0)时的喷射高度为这3种情况中最大的,最大喷射高度hg/H=0.19,远小于未设置通气管的情况。当无量纲通气管设置距离δ*=3.0、4.0时,均未有水气混合物喷出井外,其中δ*=4.0时的喷射高度最低,表明此时通气管对折板型竖井气爆强度的抑制效果达到最优。
图8 无量纲通气管设置距离对气爆喷射高度的影响

Fig.8 Influence of dimensionless installation distance of vent pipe on geyser height

3.5 气爆控制综合措施

结合上述干/湿区连通区域面积、联络管接入方式、限流孔板位置和开孔大小、以及通气管设置距离与气爆喷射强度和折板水力冲击荷载之间相互关系可知,将联络管接入竖井湿区并增大干/湿区连通面积,可有效降低折板的水力冲击荷载,从而提升其结构安全性。然而,尽管该措施有益于结构安全,却会削弱对气爆喷射高度的控制效果。在竖井干区中部(1/2H处)设置限流孔板,以及远离竖井一端(2D处)设置通气管一方面能够大幅削减气爆喷射高度,另一方面又可有效降低水气混合物喷射在折板上的水力冲击荷载。基于上述结论,本文针对折板型竖井提出一套气爆控制综合措施:将联络管接入竖井湿区,中隔板上的干/湿区连通区域布置在靠近竖井壁两侧,并在竖井干区中部(1/2H处)设置一个限流孔板,远离竖井一端(2D处)分别设置一个通气管。该方案在有效控制气爆强度的同时,更好地保障了竖井结构安全。

4 结论

(1) 相较于将联络管接入干区,将其接入竖井湿区对气爆喷射高度的影响不大,但能显著降低折板所受的水力冲击荷载,从而更有益于折板结构安全。
(2) 干/湿区连通区域面积大小对气爆控制效果存在两面性,联络管接入竖井湿区时,增大的连通区域面积对抑制气爆喷射高度不利,减小连通区域面积则会增大折板所承受水力冲击荷载,无量纲连通区域面积S*为0.318时对控制气爆更有利,且连通区域方孔应开辟在靠近竖井壁两侧。
(3) 在竖井干区中部(1/2H处)设置一个限流孔板,同时在远离竖井一端(2D处)的联络管正上方分别设置一个通气管,能有效控制气爆强度的同时也有利于竖井和折板的结构安全。
(4) 结合干/湿区连通区域面积、联络管接入方式、通气管设置距离以及限流孔板位置和开孔大小与气爆喷射强度和折板水力冲击荷载之间相互关系,为折板型竖井提出一种气爆控制综合措施。
此外,文中提出的气爆控制综合措施还未应用于实际工程中,下一步将结合深隧工程特点选择合理措施,对其控制效果进行有效验证。

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