基于定床模型的泥石流虹吸排水分流池清淤能力研究*

陈晓辉徐毅青孙红月张文君

（①浙江大学海洋学院 杭州 310058）

（②浙江树人大学 杭州 310015）

基于定床模型的泥石流虹吸排水分流池清淤能力研究*

陈晓辉①徐毅青②孙红月①张文君①

（①浙江大学海洋学院 杭州 310058）

（②浙江树人大学 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，强降雨是形成泥石流的主要动力来源。针对重力流形式截排水技术的不足以及暴雨来临时快速排水的需要，采用具有自清淤能力的水石分离虹吸排水技术，可有效提高泥石流治理的效率和耐久性。拦污格栅孔径选取以及虹吸排水系统设计是影响分流池清淤能力的关键。首先应用计算流体力学软件CFD建立三维数值模型，对分流池在虹吸作用下的水力特性进行分析，然后建立泥沙启动和悬浮数学模型，利用分流池的水力特性分析泥沙的启动和悬浮，从而建立虹吸分流池清淤能力的评价指标，并对泥沙随水流排出池外的3个必要条件进行分析。表明实际工程安装虹吸管时其进出口水头差应该在5m以上，且拦污格栅孔径不超过10mm。工程上可以用此指导实际泥石流防治中的虹吸分流池设计。

泥石流 地表洪水径流 CFD 泥沙启动、悬浮 评价指标

0 引 言

根据颗粒组成及重度大小，可将泥石流分为泥流、狭义泥石流和水石流（费祥俊等，2004）。我国是泥石流灾害频发的国家，各种类型的泥石流灾害常常造成重大的人员伤亡和财产损失。自2015年以来，我国各地多处发生泥石流灾害，5月7日晚19时许，雷波县因强降雨诱发泥石流，致多人遇难。7月20日至21日，漳州诏安境内因持续降雨，导致秀霞线大岭往广东方向等路段发生泥石流、山体滑坡，造成交通受阻。8月9日，受“苏迪罗”带来强降雨等影响，温州发生了滑坡、泥石流等地质灾害共12起，致12人遇难、4人失踪。

在确定的泥石流沟道中，一定降雨形成一定的流量和水深，高桥保（1978）、费祥俊（2002）、陈晓辉等（2015）对泥石流启动的机理进行了研究，得出了泥石流启动时沟谷水深与堆积物厚度的关系，为泥石流防治中多余地表洪水径流的控制提供了依据。

利用沟内水石分离虹吸排水技术可较好的防治泥石流，但保持该方法长期有效的前提是虹吸分流池不淤积，因此需要研究保持其自清淤功能的条件。

1 虹吸排水方案

针对泥石流固液两相流体（Richard，1997；倪晋仁等，1997）物性特征，进行水石分离。将泥石流沟内分离出的水流排泄到下游安全沟道内。虹吸分流池剖面关系（图1）。

当池内水位淹没虹吸管顶点时，就会产生虹吸，经拦污格栅进入虹吸分流池内的泥沙颗粒由于分流池内水流的强烈紊动而启动悬浮，随水流经虹吸管带出分流池。此时，拦污格栅孔径选取以及虹吸排水系统设计是影响分流池清淤能力的关键。

2 计算模型

2.1 分流池模型

本文用CFD软件来模拟在不同水头差下虹吸管及分流池中的流场特性。根据实际工程中施工的便利性与经济性原则，计算模型采用实际工程中采用的尺寸，即100mm虹吸排水管直径分别在3m、5m、10m、15m负压水头差下的工况。虹吸分流池计算模型（图2）。

图1 虹吸分流池剖面示意图Fig.1 Profile of siphon drainage pool

图2 虹吸分流池模型图（单位／mm）Fig.2 Model of siphon drainage pool（unit／mm）

虹吸管壁、分流池壁的边界条件按固壁函数处理，采用VOF多相流模型及RNG k－ε湍流模型（王福军，2006；Dufresne et al.，2009），这种处理符合定床模型（陈志乐，2008；孙建伟等，2010；吴钢锋，2014）的要求，并考虑了流动中的旋转及旋流流动情况。

2.2 泥沙启动悬浮模型

前人分别从临界启动拖曳力和临界启动流速两个方面对泥沙启动进行研究，其中临界启动流速方面的研究有沙玉清启动流速（沙玉清，1965）、沙莫夫启动流速（张瑞瑾，1998）等，希尔兹（张瑞瑾，1998）、钱宁等（2003）则对泥沙的临界启动拖曳力做了大量研究工作。在本文中考虑到切应力显示的简便，选择临界启动拖曳力与分流池池底切应力做比较来判断泥沙是否启动，其计算公式（Frankin et al.，2009）：

式中，γs和γ分别是泥沙、水的重度；d为泥沙粒径。

参考《河流泥沙颗粒分析规程》中泥沙分类，同时联系本实际工程可能淤积的泥沙粒径，特选取以下粒径作为代表粒径，计算其所对应的临界启动切应力（表1）。

表1 不同泥沙粒径所对应临界启动切应力Table 1 The critical shear stress corresponding to different particle size

泥沙启动之后，有可能成为悬移质随水流一起运动，也有可能成为推移质在分流池底附近运动。因此，要想使泥沙排出池外，在分流池的部分区域需要达到泥沙扬动流速的要求，使其悬浮。当分流池池底附近的流场流速大于相应粒径泥沙的扬动流速时泥沙就会悬浮，因此可以用扬动流速与流场流速对比来表征泥沙的悬浮。

有许多学者对泥沙的扬动流速做了理论和试验方面的研究，如沙玉清（1965）、窦国仁（张瑞瑾，1998）和唐存本等。唐存本得出了适用于散体泥沙和淤泥的统一扬动流速公式，并经过了黄河花园口泥沙验证，因此本文采用唐存本扬动流速公式（洪大林，1994）：

式中，σ0＝1.60g·cm－3；ξ为黏结力系数，ξ＝0.915× 10－4g·cm－1；ρ＝10.2×10－4g·cm－1；кs＝d90，床面平整时，R＝R，床面存在沙波时，R＝Rb′。不同粒径的泥沙扬动流速（表2）。

表2 不同泥沙粒径所对应的扬动流速Table 2 Winnowing velocity corresponding to different particle size

3 计算结果分析

分流池中的泥沙要想经过虹吸管排出池外必须满足3个条件：（1）在池底切应力大小满足相应粒径泥沙启动的要求；（2）在分流池部分区域流场满足扬动流速的要求使泥沙悬浮；（3）虹吸管中的流速不低于扬动流速，以满足管中泥沙随虹吸水流排出池外的要求。因此，需要对相应工况下的3个条件进行分析。

3.1 分流池池底切应力

虹吸刚启动后，速度要经历一个变大的过程，之后随着虹吸持续而缓慢下降。

由于池底切应力分布是以管口为中心成对称分布，因此为了方便显示，只给出半个池底切应力分布图（图3）。

由计算结果可知相应水头下池底最大切应力分别为3.87Pa、4.86Pa、6.83Pa、8.63Pa。由于最大切应力仅限于池底很小的范围，因此由最大切应力去推求可以启动的最大泥沙粒径作为评价虹吸分流池清淤能力的指标是不科学的。

在2.2节已经计算了泥沙代表粒径启动所对应的临界启动切应力，如果建立代表粒径与池底临界启动切应力所对应面积百分数的关系，就可以很好地评价虹吸分流池的清淤能力。本文用数值模拟的方法计算并建立了两者的关系（图4）。

从图3和图4可看出：（1）负压水头在3m及以上时，该分流池内池底的中砂（0.3mm）可全部启动；（2）对于粒径在0.5～1mm的粗砂，负压水头在3m及以上时，该虹吸清淤系统可以使分流池池底面积80％以上的泥沙启动；（3）对同一负压水头，随着池底泥沙粒径的增大，能使其启动的池底面积百分数减小，对于较粗颗粒泥沙来说，粒径越大，越不容易启动，因此需要控制拦污格栅的孔径，本文的计算分析表明，其孔径应不超10mm；（4）对于同一泥沙粒径，随着负压水头的增大，能使其启动的池底面积百分数增大，因此增加负压水头有利用池底泥沙的启动。

图3 分流池池底切应力分布（单位／Pa）Fig.3 The bed shear stress of the siphon pool（unit／Pa）a.H＝3m；b.H＝5m；c.H＝10m；d.H＝15m

图4 泥沙粒径与临界启动切应力所对应面积百分数的关系Fig.4 The relation between grain size and corresponding area percentage of critical shear stress of incipientmotion of sediment in the siphon pool

3.2 池底附近扬动流速

泥沙启动之后，可能是推移质，以滚动、滑动或者跃移形式运动，也有可能成为悬移质（刘青泉等，1998），跟随水流做悬浮运动。要达到清淤的效果，必须使泥沙运动之后被扬起悬浮，才有可能跟随水流排出，因此，必须对池底的流场进行研究。

池底的流速分布（图5）。在2.2节中已经计算了一定泥沙粒径悬浮所对应的扬动流速，同样可以建立粒径与扬动流速所对应面积百分数的关系，用来分析相应工况下所在流场泥沙的扬动悬浮能力，两者的关系（图6）。

从图中可以看出：（1）池底附近最大流速随着负压水头的增加而增大，且增加负压水头有助于提高大流速所对应的面积，有助于泥沙扬起悬浮，15m负压水头所对应面积百分数最大，3m水头最小；（2）随着粒径的增加，大于其扬动流速的面积急剧减小，在10mm时，大于其扬动流速所对应的面积都在管口周围，其中3m水头甚至出现小于管口的面积，对10mm泥沙的扬起悬浮动力不强，因此，建议实际工程中虹吸管的进出口水头差在5m以上，同时控制拦污格栅的孔径在10mm左右是可行的，因孔径过小，容易使泥沙堵塞，对排水不利。

图5 不同负压水头下池底流速分布图（单位／m·s－1）Fig.5 Velocity profile on siphon pool bed under a differentwater head（unit／m·s－1）a.H＝3m；b.H＝5m；c.H＝10m；d.H＝15m

图6 粒径与扬动流速所对应面积百分数的关系Fig.6 The relation between grain size and corresponding area percentage ofwinnowing velocity of sediment in the siphon pool

3.3 虹吸管中流速

在分流池池底附近的部分区域可以达到相应粒径的扬动流速要求，小于该粒径的泥沙都可以被扬起悬浮，成为悬移质，随水流一起运动。池中水流要经过虹吸管排出池外，所以虹吸管中流速大小直接影响流经管内的泥沙的运动情况，如果上升段管中的流速过小，低于泥沙的扬动流速，那么泥沙仍然不会随水流排出管外。因而，需要对管内特别是上升段的流速进行分析。

取虹吸稳定时管中心纵剖面进行分析，其流速分布（图7）。从图中可以看出：（1）3mm到15mm的负压水头，管顶的流速依次为5.5m·s－1、7m·s－1、9m·s－1、11m·s－1，管顶流速随着负压水头的增大而增大；（2）3m负压水头时，管顶断面平均流速为5.2m·s－1，大于10mm泥沙颗粒的扬动流速2.82m·s－1，因而可以保证通过此处的泥沙能够在水中悬浮，随水流一起排出；（3）过管顶之后流速的径向分布发生变化，最大流速偏离虹吸管中心线，靠向弯管外侧。这是由于离心力的大小与主流速度的平方成正比（Wu et al.，2000），弯曲段中心区域的流体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，由于受惯性的影响，高流速流体仍靠向管侧流动，在出口边界的两侧，流速呈现明显的差异，出现较高速流和低速流，影响流动的稳定性，对虹吸排水不利，因此需要控制进出口的水头差，防止两侧流速差异加剧形成较大范围内的涡旋（郑智剑等，2012），阻滞流体的流动。

图7 虹吸管中心纵剖面流速分布（单位／m·s－1）Fig.7 Velocity distribution of vertical section（unit／m·s－1）in the center of the siphon a.H＝3m；b.H＝5m；c.H＝10m；d.H＝15m

4 结 论

通过对模型进行计算分析，得出以下结论。

（1）用分流池池底大于代表性泥沙粒径所对应临界启动切应力及扬动流速下的池底面积百分数，可以为实际工程中虹吸分流池的自清淤能力提供评价指标。

（2）增加虹吸管进出口负压水头有利于池底泥沙的启动、悬浮，提高虹吸分流池的自清於能力。

（3）结合数值模拟的分析结果，建议实际工程中虹吸管进出口水头差在5m以上，拦污格栅的孔径在10mm左右。

Chen X H，Sun H Y，MeiC，etal.2016.Flow Control ofWater-stone flow start［J］.Mountain Research，34（2）：194～199.

Chen Z L.2008.Numbericalmodeling of flow and local scour around a vertical cylinder［D］.Shanghai：Shanghai Jiao Tong University.

Dufresne M，Vazquez J，Terfous A，etal.2009.Experimental investigation and CFDmodeling of flow，sedimentation，and solids separation in a combined sewer detention tank［J］.Computers＆Fluids，38（2）：1042～1049.

Fei X J，Shu A P.2004.Debris flow movementmechanism and disaster prevention［M］.Beijing：Tsinghua University Press.

Fei X J.2002.Velocity and transport concentration of solid in water-stone debris flow［J］.Journal of Sediment Research，（4）：8～12.

Frankin EM，Charru F.2009.Morphology and displacementof dunes in a closed-conduit flow［J］.Powder Technology，190（1—2）：247～251.

Hong D L，Tang C B.1994.Experimental study on critical conditions for sediment suspension［J］.Journal of Nanjing Hydraulie Research Institute，（4）：285～296.

Liu Q Q，Cao W H.1998.On the mechanism of winnowing of sediment particles［J］.Journal of Hydraulic Engineering，（5）：1～6，53.

Ministry OW R O T Y R W C H B.2010.Water resources industry standard of the People's Republic of China（SL 42－2010）［S］. Beijing：China Water Conservancy and Hydropower Publishing House.

Ni J R，Wang G Q，Zhang H W.1991.Basic principle and new application of solid liquid two phase flow［M］.Beijing：Science Press.

Qian N，Wan ZH.1991.Mechanicsof sedimentmovement［M］.Beijing：Science Press.

Richard M I.1997.The physics of debris flows［J］.Reviews of Geophysics，35（3）：245～296.

Sha Y Q.1965.An introduction to silt kinematics［M］.Beijing：China Industry Press.

Sun JW，Geng H，Sun Z C.2010.Numberical model for local scour around offshore pipelines［J］.Ocean Technology，29（1）：51～55.

Wu G F.2014.Two-dimensionalmodel for flood propagation over fixed and movable bed［D］.Hangzhou：Zhejiang University.

Wu W M，Wolfgang R，ThomasW.2000.3D numerical simulation of flow and sediment transportation in open channels［J］.Journal of Hydraulic Engineering，126（1）：4～15.

Zhang R J.1998.River sediment dynamics［M］.Beijing：China Water Conservancy and Hydropower Publishing House.

Zheng Z J，Lu B，HuiW A，et al.2012.Numberical simulation on flow field characteristics and cavitating flow at small opening of throttle［J］.Hydraulics Pneumatics＆Seals，32（8）：22～24，26.

陈晓辉，孙红月，梅成，等.2016.水石流启动的流量控制研究［J］.山地学报，34（2）：194～199.

陈志乐.2008.直立圆柱周围流场与局部冲刷的数值模拟研究［D］.上海：上海交通大学.

费祥俊，舒安平.2004.泥石流运动机理与灾害防治［M］.北京：清华大学出版社.

费祥俊.2002.水石流的输沙浓度与流动速度［J］.泥沙研究，（4）：8～12.

高橋保.1978.土石流の発生と流動機構［J］.土と基礎，26（6）：45～50.

洪大林，唐存本.1994.泥沙扬动试验研究［J］.水利水运科学研究，（4）：285～296.

刘青泉，曹文洪.1998.泥沙颗粒的扬动机理分析［J］.水利学报，（5）：1～6，53.

倪晋仁，王光谦，张洪武.1991.固液两相流基本原理及其最新应用［M］.北京：科学出版社.

钱宁，万兆惠.2003.泥沙运动力学［M］.北京：科学出版社.

沙玉清.1965.泥沙运动学引论［M］.北京：中国工业出版社.

孙建伟，耿红，孙昭晨.2010.海底管道周围局部冲刷数值模拟研究分析［J］.海洋技术，29（1）：51～55.

王福军.2006.计算流体动力学分析［M］.北京：清华大学出版社.

吴钢锋.2014.二维定床和动床洪水数值模型的研究和应用［D］.杭州：浙江大学.

张瑞瑾.1998.河流泥沙动力学［M］.北京：中国水利水电出版社.

郑智剑，路波，惠伟安.2012.小开度节流阀流场特征及空化流动的数值分析［J］.液压气动与密封，32（8）：22～24，26.

ANALYSIS ON THE SELF-DREDGING CAPABILITY OF SIPHON DRAINAGE POOL IN DEBRIS FLOW BASED OVER FIXED BED MODEL

CHEN Xiaohui①XU Yiqing②SUN Hongyue①ZHANGWenjun①
（①Ocean College，Zhejiang University，Hangzhou 310058）
（②Zhejiang Shuren University，Hangzhou 310015）

The occuring of debris flow in the valley needs three basic conditions at the same time which are rich loose deposits，enough water and slope terrain.In view of the shortage of the gravity flow drainage technology and the need for the rapid drainage of the storm，then it uses the siphon drainage technology of self-dredging ability and water separation.So it can improve efficiency and durability of debris flows control.To choose the diameter of the barrier grid and design the siphon drainage system is the key to ensuring the dredging capability of drainage pool. Using computational fluid dynamics software CFD，a three-dimensional numericalmodel is established to analyze the hydraulic characteristics of the flow in the drainage pool first.Thenmathematicalmodel of sediment incipientmotion and suspension is established.It can use the hydraulic characteristics of the flow in the drainage pool to analyze sediment incipientmotion and suspension.So the evaluation index about dredging ability of siphon drainage pool is established.Besides，it analyses three essential conditions for sediment to be drained out of the pool with water.Itsuggests that when installing the siphon for the engineering，the water head difference between inlet and outlet should be above 5m，and the diameter of the barrier grid should be nomore than 10mm.This can guide the design of siphon drainage pool in practical debris flow prevention engineering.

Debris flow，Surface runoff，CFD，Sediment incipientmotion and suspension，Evaluation index

P642.23

：A

10.13544／j.cnki.jeg.2016.06.008

2015－10－08；

2016－03－04.

国家自然科学

（41272336），浙江省教育厅项目（Z201122174）资助.

陈晓辉（1988－），男，硕士生，主要从事地质灾害防治研究.Email：21334037＠zju.edu.cn

孙红月（1970－），女，博士，教授，主要从事地质灾害防治等方面的教学研究.Email：shy＠zju.edu.cn