斜倾盖板水石分流池的分流能力分析

潘 攀, 魏振磊, 尚岳全, 王翔宇

(浙江大学 建筑工程学院,浙江 杭州 310058)



斜倾盖板水石分流池的分流能力分析

潘 攀, 魏振磊, 尚岳全, 王翔宇

(浙江大学 建筑工程学院,浙江 杭州 310058)

针对水动力条件这一泥石流重要的激发因素,提出一套新型的水石分流系统,系统主要由倾斜盖板分流池和虹吸排水管组成.水石分流系统可以高效快速的排泄沟谷内的水体,消除超强水动力条件,对于抑制泥石流发生或减小其规模意义重大.依据水力学相关理论,建立计算分流量和分流率的方法,计算结果与一处实际分流池工程实测数据吻合较好.对影响分流能力的主要参数(盖板长度、宽度和倾斜角度)分别进行了6种不同取值下的分流率计算,结果表明：盖板宽度和角度的变化对于分流影响相当,长度变化所带来的影响最显著,应作为控制分流率时的主要调整对象.

泥石流；分流池；分流能力；分流率

泥石流作为一种常见的地质灾害,具有流速快、物质容量大和破坏力强等特点.数十年来,针对泥石流发展的不同区域(形成区,流通区,堆积区)[1～3],泥石流发生的不同环境(道路、城镇、矿山等)[4～6],前人进行了大量研究和实践了多种多样的治理方案,也取得了不少成果.但这些治理手段的着眼点多在于减少和躲避既有泥石流的成灾危害,由于泥石流形成后常常具有强大的冲击力,并伴随侵蚀、携带作用[7],传统的被动防护思维给泥石流的有效防治带来了很大的困难和挑战.如果可以从泥石流的形成条件出发,最大限度地消除激发因素,从根源上抑制泥石流的形成和发展,将获得费省效宏的治理效果.

追根溯源,在泥石流形成的各种因素中,水动力条件是激发因素[8,9],一旦失去了足够的水动力,泥石流就不会发生.因此,若能有效消减沟谷的水动力条件,可以达到避免泥石流发生或减小其规模的目的；而相较于沟谷内的松散堆积物,水体又是相对易于排泄的物质.所以,如果能使沟谷内的固液混合物进行分离,使固体物质和水体分别释放和排泄,是一种有效且可行的防治泥石流灾害的途径,能够达到釜底抽薪的效果.但不同于相对固定的沟谷条件,受地形和降雨等因素的影响,水动力条件往往是变化较大的因素,强降雨形成的洪峰流量极有可能达到泥石流激发的阀值,需要快速而有效的排泄洪水,才能削峰消灾.因而,要实现主动抑制泥石流形成和发展的目的,必须寻求一种不仅可以将水体和固体物质进行有效分离,还能够快速排泄水体的技术方案.

目前关于泥石流治理方案中,能够将水体分离出来的主要有一些透水性拦挡结构(如：钢索网格坝[10]、格栅坝[11]、窗口坝[12]和梳齿坝[13]、透水性拱坝[14]等)或者文联勇等[15]针对文家沟泥石流提出的“水石分离”治理方案.透水性拦挡结构主要是通过预设的空隙释放流经此处的泥石流流体中的水分和小颗粒,拦蓄大颗粒,从而消耗泥石流能量,达到消灾减灾的效果,但在长时间的运作后很难应对库容的限制和泥石流冲击、侵蚀掏空作用等问题.而文联勇等[15]提出的方案则是在形成区修建排水沟、洞、渠,将水流引入下游,达到水石分离效果,但是该方案采用的引、导水系统均采用重力排泄方式,不可避免的会出现固体颗粒淤积,排水速度缓慢等问题.本文提出了一种新型的泥石流分流系统,针对分流池的分流能力进行了理论分析,建立了分流率的计算方法.通过分析不同的盖板宽度、长度以及倾斜角下的分流率变化情况,为实践应用提供可靠依据.

1 水石分流系统的构建

图1 分流系统平面图Fig.1 Plane graph of shunt pool

图2 分流系统1-1剖面图Fig.2 Shunt pool 1-1 profile

针对以上这些问题,提出一种新的技术方案,可以有效解决泥石流的水石分流和系统的自清淤及快速排泄水体的问题.分流系统的平面图和剖面图如图1、2所示,其中，d为排水沟渠的宽度,L为盖板沿水流方向长度,θ为盖板倾斜角度.从图1、2中可见：分流池上布设倾斜冲孔盖板,可以将流经此处的固液混合物中的水体分离出来,水石分流池可以依据地形条件布设在泥石流形成区或流通区内；自清淤和快速排泄则由设置在池内的虹吸管实现.虹吸管的快速输水能力保证了排水效率；虹吸的抽吸能力可以将池内的细小颗粒与水体一同排泄,从而避免了池内的淤积.由于大部分水体会经由虹吸管绕过堆积区运送至下游的安全沟道内,使分布松散堆积土沟谷内水动力条件在强降雨过程中始终被控制在安全阀值之内,从而保障固体物质的稳定,抑制泥石流的发生.

如图2所示,分流池的倾斜盖板保持有一定的角度,可防止较大固体颗粒在池顶停留,避免造成过水通道的堵塞或者压垮盖板.

相比于传统的泥石流治理技术方案,其优势在于：分流系统的独特构造形式避免了传统透水性坝体在反复使用后产生的固体物质淤积效应,维护方便；分流出来的水流将以虹吸的方式高速抽吸至下游安全区域,实现了水体的快速转移以便在强降雨时维持分流池的效能；分流虹吸排水使用的是管道密闭排水,虹吸水流可以带走细小颗粒,实现自清淤,避免在大暴雨发生时排水通道堵塞；分流量随沟谷流量增大而增大,可以应对不同强度的分流任务；系统铺设简便,工程量小,节省经费,治理方案更加经济合理.

由于这一系统盖板的下渗水流能力是重要环节,因而主要针对固液分离性较好的稀性泥石流和水石流进行分流.系统布设于形成区或者流通区前缘,也便于在沟谷流体固液混合度较小的情况下完成分流.显然,分流池的分流能力是系统有效工作的关键问题,也是工程设计环节必不可少的参考依据,有必要进行详细的分析和研究.如果进入池内的水量过小,那么就不能达到消除水动力条件的目的,为了合理设计分流系统,弄清其分流能力的大小,首先对经过分流系统的水体运动情况进行分析和计算,进而寻求对分流能力的求解方法.

2 水体运动过程及分流能力

2.1 水体运动过程

分流池修建在泥石流的形成区或流通区的沟谷中,上部铺设分流盖板,固液混合流经过分流系统就会自动分流.当盖板设置的倾角过于平缓时,存在顶面土石淤积问题；盖板设置的倾角越大则越有利于防止淤积,但越不利于水体进入分流池,为保持分流能力就需要越大分流池平面尺寸,相应的费用就会增加.因此,需要分析水体在分流池顶面的运动过程,为合理设计分流池的几何参数提供依据.

2.1.1 底坡突变时水体运动状态 在水体流经盖板之前,沟谷中的下泄水流在近分流池处就可以看作是明渠流.为了将流经盖板前和流入盖板后的运动联系起来,引入水力学相关理论：当水体流经倾斜的盖板上时,明渠坡降发生突变,这时候运动必然转化为明渠非均匀流(如果要形成均匀流,即视盖板的倾斜角度为临界底坡,临界水深实际中无法达到),在底坡拐点处必然形成临界流,因此此处依据矩形明渠非均匀流的流动特征[16]来确定其在拐点处的运动状态：

临界水深:

(1)

临界流速:

(2)

临界底坡:

(3)

式中：qm为排水沟渠当中的总流量；b为渠宽；Ck、Bk、χk分别为临界水深时对应的谢齐系数、渠宽、湿周；g为重力加速度；α为动能修正系数,该处取值为1；由于分流池的结构特征,渠宽可以认为就是盖板的宽度.由此,对于固定宽度的渠宽,一旦给定一个沟谷流量,便可以求得在盖板与明渠交界处的水体运动速度、水深等关键参数.

2.1.2 盖板上水体运动状态 水体通过拐点处后,便进入第2运动阶段,即流入盖板之后阶段.此时将水体运动仍然看成是明渠流动,在盖板上运动过程中,相关参数如底坡,宽度等不变,水体在盖板上的运动满足伯努利方程,由此有

(4)

式中：z1、z2分别为盖板入口和出口处高程；vk、v分别为盖板入口处的临界流速和出口处流速；λ为水头损失系数；R为水力半径(此处为矩形截面)；

其中，谢齐系数为

(5)

(6)

式中：n为粗糙系数.

由式(2)、(5)、(6)结合矩形过水断面的水力半径计算式得到水头损失为

(7)

将式(7)代入式(4)即可算得盖板出口处的运动速度.其中,出入口断面高程差可以由盖板倾斜角度和盖板长度来描述.

2.1.3 水流通过盖板时间 将水体在盖板上的运动看成是匀加速运动的话,则可以近似求出其在盖板上方的运动时间,如：

(8)

式中：a为水流运动方向的加速度；s为水流运动距离,此处s=L;t为水流通过盖板时间；由此,水体在盖板上的运动状态可以由以上方程加以描述,可以看出,对于给定尺寸的分流池,即倾斜角度、宽度(同渠宽)、长度都确定的情况下,对于固定的流量,运动形式是固定可知的.

2.2 分流能力

2.2.1 计算原理 分流能力是进入池内水量与通过盖板总流量之比.前已述及,进入盖板区域的水深是确定值,如果将水流沿流向切割成若干矩形水条,水条通过小孔时便在重力作用下进入池内,与小孔出流的形式相当,因而使用其公式进行计算.依据水力学理论中的小孔出流计算公式[16]做相应变换,由于水流速度方向与孔垂直,因此进入量由盖板与水平面夹角控制,其单孔流量为

(9)

式中：μ为流量系数，D为盖板上小孔直径，h为水流深度.

水深为水流进入孔内提供了动力,然而在运动过程中,水流不断进入孔内,水深必然逐渐降低,因此其进入量随着运动过程逐渐减少.考虑到孔在盖板上是均匀分布的,前已述及可以求得水流在板上运动时间,因此可以把整个下渗过程看成是一个变水头的箱内小孔出流模型.这种情况下,进入孔内的流量是恒定水头的1/2.因此,在计算中,由式(9)得到的流量是实际进入量的2倍,即还需乘以0.5的系数.

式中流量系数的选取也影响到计算结果,在水力学的薄壁恒定侧孔的出流中,一般认为流量系数为0.60～0.62,但那是针对实验室较为理想的单孔出流的情况.这里参考唐朝春等[17]关于多孔管流量系数的研究所得结果,文中通过实验得出：随着配水管内水流动方向的孔数的变化,流量系数不断减小,且递减趋势越来越大,头孔约为0.51,第50孔为0.34.实际计算可以依据流动方向上孔数做相应参考,选取合适的流量系数,另一方面,若设计中采用较小的流量系数,会使得设计偏保守,也是比较利于工程效果的实现的.

2.2.2 求解过程 基于2.1和2.2.1中的分析和讨论,针对已知的沟谷流量,整个求解步骤如下：

1)依据沟谷内流量通过式(1)、(2)求得进入盖板区域内的水流速度和深度；

2)假设水流一定能通过过冲孔板(不会完全进入池中),通过式(4)计算通过时间,但是由于在流经途径上不全为孔,因此将途径上所有孔的孔径之和与途径总长之比同时间的乘积作为有效的下渗时间,即

(10)

式中：te为有效下渗时间；m为小孔个数.

3)在确定的孔在板上的分布情况和孔径大小的基础上,为简化计算,考虑单位时间与孔径同宽的一条状水流进入盖板区域量为计算总量,将水条按照孔径大小切割成若干底面为正方形(边长同孔径),高为水深的立方体.由于每份的运动状态和经过的小孔数量一致,因此考察其中一份的下渗量即可,易求得其中一份的水量值；

4)按式(9)的1/2为单孔进入流量的计算值,用单孔流量与有效下渗时间乘积为下渗计算量；

5)如果按照步骤4)的计算,进入量大于步骤3)所求得的每份立方体水量,则认为全部进入池内,反之即可得求得分流比例.

2.3 实例计算

为验证计算的准确性,针对一处已建成的分流系统进行计算.该分流系统铺设于宁波33省道奉化段K3+800处,分流系统布设于排水涵洞出口.该处由于公路施工在山区沟谷产生大量碎石,沟谷附近汇水条件好,常由于季节性强降雨发生水石流灾害.因而课题组在一典型沟谷处修建分流池,外形结构如图3、4所示,其中渠宽约5 m,盖板采用304不锈钢冲孔板(该工艺下盖板耐久度好,且表面平整光滑,不利于固体物质堆积),其上分布直径1 cm圆孔(小孔尺寸基于虹吸管的抽吸能力控制[18]),间隔1.5 cm成梅花状分布,沿水流方向板长2.44 m,倾斜角度约为45°.在近排水涵洞处和分流系统的虹吸排水的出水口处都设有流量观测系统,可以实际观测到分流情况.此处沿水流方向上分布有约50孔,选取平均流量系数为0.4用以计算,盖板粗糙系数选为0.014.

图3 分流池整体外观Fig.3 Appearance of shunt pool

图4 拦污盖板外观Fig.4 Appearance of inclined plate

针对几次实测降雨产流和分比例的计算,得到如下结果：1)2014年7月13日20时实测降雨产生流量为0.079 m3/s,消能池在这一时段流量0.055 m3/s,分流比例为70%,计算值为74% ；2)2014年7月28日晚上17时,实测最大流量达到0.076 m3/s；消能池流量为0.060 m3/s；分流比例为79%,计算值为75.8% ；3)2014年8月1日晚10时40分最大流量达到0.033 m3/s,消能池流量为0.031 m3/s,分流比例为94%,计算值为126.2%.

计算值和实测值存在一些差异,这可能是由于：计算中简化部分带来的误差；实测数据的偏差；计算中使用的参数与实际中的差别带来的误差；在运动中产生较为复杂的水流运动形式,造成实际情况与假设情况不符的现象,因而带来的误差.但是基本上是可以指示和评估其分流效能,计算方法是可靠的.从流量的变化导致的分流变化趋势中看出：实际分流量随流量增大而增大,而分流率随流量增大而减小,这是由于流量的增大导致临界水深增加,从而增加了进入池内的水量,但同时流速增大使得有效下渗时间缩短,因此分流比例有所下降.

3 结构参数对分流效能的影响

本系统现场工程设置的虹吸管为4根100 mm内径的PE管.其排泄能力在系统铺设前经过核算,峰值排泄能力大于该沟谷的暴雨洪峰流量,考虑盖板的作用,可以判定进入分流池的水体和细小颗粒是能够完全由虹吸管带出,不会发生排泄和清淤能力不足的问题.因而此处仅讨论结构参数对分流效能的影响.

3.1 影响参数

2.1和2.2中的分析和验算表明,分流池的宽度d,长度(水流方向)L,倾斜角度θ以及孔径大小D都对分流能力有影响.但是孔径大小是受池内虹吸管的清淤能力控制,因此这里不做讨论.

为了探究这3项参数对分流率的影响情况,针对2.3算例中的流量为0.079 m3/s的情况进行计算,考察盖板宽度、长度以及倾斜角度对分流率P的影响.分别调整宽度d为5、6、7、8、9、10 m进行计算,其他参数不变,结果如图5所示；分别调整长度L为2.44、2.928、3.416、3.904、4.392、4.880进行计算,结果如图6所示；调整倾斜角度为20°、25°、30°、35°、40°、45°进行计算,结果如图7所示.

3.2 宽度影响

从图5中可以看出,随着宽度的增加,分流率逐渐增大.分流池的宽度的变化,会影响水流进入盖板区域的水深和流速,增大宽度会使得他们均减小.水深减小,则水越过孔时压力减小,会使得进入孔内流量会因此减小,于分流率不利；但深度减小,意味着作为计算分流率的总量减小,也就是每排孔的分流任务相应减小,如此对于提升分流率是有利的；而流速减小,则通过盖板时间会有所增加,亦会使得有效下渗时间增加,于下渗是有利的.从整体上的计算结果来说其影响是比较有限的,这是由于宽度和水深以及流速的关系是成非线性关系.如果其他参数看成常数,可以知道宽度与水深的关系式指数为-2/3,宽度与流速的关系式指数为-1/3,因此宽度的变化对各项参数的影响并不大,并且影响有利有弊,所以呈现的整体分流效果的提升并不大.

图5 当L=2.44 m, θ=45°, d=5 m时分流率-宽度曲线Fig.5 Split ratio of different widths(when L=2.44 m,θ=45°,d=5 m)

3.3 长度影响

图6 当d=5 m, θ=45°, L=2.44 m时分流率-长度曲线Fig.6 Split ratio of different length(when d=5 m,θ=45°,L=2.44 m)

从图6中可看出，随着盖板长度的增加,分流率亦逐渐增大,幅度大于宽度增加带来的影响.盖板长度的变化,并不会影响水流进入盖板区域内的运动状态,但是流经途径变长,会使得通过时间增加,因此是对分流率有利的.长度增加同样会使得出流速度增加,因此对时间的增加效应也并非线性.整体上来说,由于长度的增加带来的均是有利变化,因此对于整体分流率的影响结果比较显著,从计算情况上来看,接近线性的影响.

3.4 角度影响

从图7中可以看出,随着盖板倾角的增大,分流率逐渐减小.角度变化所采用的计算选取值,主要是考虑到固体物质在失去水动力减少的情况下,尽可能少的堆积在盖板上,因此在一般岩土颗粒的休止角附近选取.角度的变化同样不会影响水流进入盖板区域的流动状态,这是由于相比于沟渠的临界底坡,盖板倾斜角度是很大的,即便在20°、时仍然会产生临界水深等状态.角度的变小会使得进出口的高度差减小,因此出口流速会降低,通过时间会增加,于分流有利；同样角度减小,对于流经孔上的水流压力增加有利,同样对于分流有利.整体上来看,其变化也都是有利的,应该对于分离率提高很显著,但计算结果并非如此,这是由于算式中采用的是三角函数值,因此角度上的变化会被弱化,另外关于压力的增加,其函数的指数为1/2,同样会弱化影响,因此整体上的影响并不显著,与宽度变化的影响相当.

图7 L=2.44 m, d=5 m时分流率-倾角曲线Fig.7 Split ratio of different angle(when L=2.44 m,d=5 m)

4 结 论

斜倾盖板水石分流池的构建解决了沟谷内堆积大量碎屑物质带来的潜在安全隐患,可以对沟谷中顺水而下的固体物质和水流进行有效分离,从而抑制其发展,消除泥石流灾害的威胁.其中,分流能力是系统应用实践和设计的核心问题,是合理经济构建分流系统的基础,有必要进行详细研究.针对修建的一处野外实际工程,分析影响分流能力的几项参数,并进行相应计算和比较,结论如下：

(1) 斜倾盖板水石分流系统对于山区沟谷的泥石流防治有巨大意义.这一方案在一处山区公路排水涵洞口出实施应用,取得了很好的分流效果,在台风暴雨期间抑制了灾害的发生.

(2) 分析水流在通过分流系统过程中的各个阶段,结合水力学相关理论,建立了计算分流能量和分流率的方法,并与在一处野外大型试验中采取相应数据进行比较,其计算结果与所获得的实测数据吻合较好.

(3) 分流池的宽度、长度和倾斜角度是对分流能力影响最为重要的几项参数.针对不同参数,依次计算其6种不同变化值对分流能力的影响,结果显示分流池长度的变化对于分流能力的影响最为显著.相对于宽度,长度通常对于地形条件的要求更小,可以成为设计分流能力时的主要调整对象.实际设计时需要依据沟谷内洪峰流量,以及沟谷泥石流启动条件进行调整.

(4) 倾斜角度对于分流的影响基本上与宽度的变化带来的影响相当,但其设计应以保证碎屑物质难以堆积为前提.实例中采用45°获得了良好效果,设计时可以依据区域主要固体颗粒的天然休止角进行设计.考虑到盖板带小孔会增加摩阻力,因此倾斜角度不应小于湿休止角,以防固体颗粒的过量堆积.

(5) 盖板上孔径大小和孔径密集程度对于分流能力同样有很大影响,文中没有展开讨论是由于其对分流量的影响在此计算方法中是线性变化的.另外,孔径大小受池内虹吸管的清淤能力控制,虹吸管的尺寸及其距池底距离等因素[18]决定了盖板上孔径的大小,因此不做讨论.

[1] 崔鹏.我国泥石流防治进展[J].中国水土保持科学,2009,7(5)： 7-13.

CUI Peng. Advances in debris flow prevention in China [J].Science of Soil and Water Conservation, 2009, 7(5): 7-13.

[2] LI Li, YU Bin, ZHU Yun-bo, et al. Topographical factors in the formation of gully-type debris flows in Longxi River catchment, Sichuan, China [J].Environmental Earth Sciences,2014,73(8): 4385-4398.

[3] CUI Peng, LIN Yong-ming. Debris-flow treatment: the integration of botanical and geotechnical Methods [J].Journal of Resources and Ecology, 2013,4(2): 97-104.

[4] 陈宁生,崔鹏,姚令侃,等.京原线K157泥石流成因分析及防治措施[J].铁道标准设计.2015,59(9)： 64-68.

CHEN Ning-sheng,CUI Peng,YAO Ling-kan, et al. The cause analysis of debris flow at k157 of beijing-taiyuan railway and control measures [J].Railway Standard Design,2015,59(9)： 64-68.

[5] JEONG S W. Geotechnical and rheological characteristics of waste rock deposits influencing potential debris flow occurrence at the abandoned Imgi Mine, Korea [J]. Environmental Earth Sciences, 2015, 73(12): 1-12.

[6] 张文芬,李天顺,边彦朝.西部山区城镇泥石流灾害修复对策——以昆明市东川城区为例[J].佛山科学技术学院学报：自然科学版, 2012, 30(5): 54-60.

ZHANG Wen-fen,LI Tian-shun,BIAN Yan-chao. A case study on the countermeasures for the rehabilitation in debris-flow-ruined towns in the mountainous area of west China——A case study of Kunming Dongchuan district [J]. Journal of Foshan University: Natural Science Edition, 2012, 30(5): 54-60.

[7] 吴永,裴向军,何思明,等.降雨型泥石流对沟床侵蚀的水力学机理[J].浙江大学学报:工学版,2013,47(9): 1585-1592.

WU Yong,PEI Xiang-jun,HE Si-ming, et al. Hydraulic mechanism of gully bed erosion by debris flow in rainfall [J]. Journal of Zhejiang University ：Engineering Science, 2013,47(9): 1585-1592.

[8] 周伟,唐川,周春花.汶川震区暴雨泥石流激发雨量特征[J].水科学进展,2012, 23(5): 650-655.

ZHOU Wei,TANG Chuan,ZHOU Chun-hua. Critical rainfall characteristics for rainfall-induced debris flows in Wenchuan earthquake affected areas [J]. Advances in Water Science, 2012, 23(5): 650-655.

[9] 倪化勇,郑万模,巴仁基,等.基于水动力条件的矿山泥石流成因与特征——以石棉县后沟为例[J].山地学报, 2010 (4): 470-477.

NI Hua-yong,ZHENG Wan-mo,BA Ren-ji,et al. Formation and characteristics of mine debris flows based on dynamic conditions—— Taking hougou gully in shimian county for an example [J]. Journal of Mountain Science, 2010 (4): 470-477.

[10] 苏洁,周成,陈生水,等.石笼拱柔性拦截坝新技术及其数值模拟[J].岩土工程学报, 2015, 37(2): 269-275.

SU Jie,ZHOU Cheng,CHEN Sheng-shui,et al. Numerical simulation of flexible gabion arch dam to prevent and control debris flow blocks [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(2): 269-275.

[11] 吴强,陈征宙,刘裕华,等.格栅坝在泥石流防治中的应用——以汶川地震引发的烂泥沟泥石流治理为例[J].防灾减灾工程学报,2011,31(3): 341-348.

WU Qiang,CHEN Zheng-zhou,LIU Yu-hua,et al.Application of grille-dam to prevention and control of debris flows: a case on control of lanni gully debris flow case by wenchuan earthquake [J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2011,31(3): 341-348.

[12] 赵彦波,游勇,柳金峰,等.泥石流窗口坝闭塞类型及其临界条件实验研究[J]. 防灾减灾工程学报, 2015,35(2): 256-262.

ZHAO Yan-bo,YOU Yong,YANG Jin-feng,et al. Experimental study on blocked types and critical conditions of windows-frame dam preventing debris flow [J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2015, 35(2): 256-262.

[13] 袁颖,王帅伟,满兵.四川都江堰椿芽树沟泥石流特征参数计算及防治工程设计[J].中国地质灾害与防治学报, 2015, 26(2): 51-56.

YUAN Ying,WANG Shuai-wei,MAN Bing. Calculation of characteristic parameters and design of control work against of debris flow in Chunyashu gully,Sichuan province [J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control, 2015, 26(2): 51-56.

[14] 黄剑宇,卢廷浩.透水拱坝在泥石流防治工程中的研究和应用[J].水利与建筑工程学报,2013,11(1)： 166-169.

HUANG Jian-yu,LU Yan-hao. Research and application of permeable arch dam in preventing projects for debris flow [J]. Journal of Water Resources and Architectural Engineering,2013,11(1)： 166-169.

[15] 文联勇,谢宇,李东,等.“水石分离”在泥石流灾害防治工程中的应用[J].长江科学院院报,2012,29(5)： 16-20.

WEN Lian-yong,XIE Yu,LI Dong,et al. Separation of stone and water to prevent debris flow [J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2012,29(5)： 16-20.

[16] 吴持恭.水力学(上册)[M].北京：高等教育出版社,2007: 1-361.

[17] 唐朝春,孙亮,冯巍, 等.孔配水管孔口出流量变化实验研究[J].南方冶金学院学报, 2004, 25(2): 54-57.

TANG Chao-chun,SUN Liang,FENG Wei, et al.Experimental study on change of orifice discharge for porous pipes [J]. Journal Os Southern Institute of Metallurgy, 2004, 25(2): 54-57.

[18] 张文君.泥石流虹吸排水分流池自清淤能力研究[D]. 浙江大学, 2015.

ZHANG Wen-jun. Analysis on the Self-dredging capability of siphon drainage pool in Debris Flow [D].Hangzhou: Zhejiang University,2015

Analysis on separation ability of inclined plate water-stone shunt pool

PAN Pan, WEI Zhen-lei, SHANG Yue-quan, WANG Xiang-yu

(.CollegeofCivilEngineeringandArchitecture,ZhejiangUniversity,Hangzhou310058,China)

A new type of water-stone shunt system was proposed according to the hydrodynamic condition, which is an important motivating factor of debris flow. The system mainly composed of inclined plate shunt pool and siphon drainage pipe. This system could rapidly discharge the water and eliminated the exceeding hydrodynamic conditions, making great significance to inhibit debris flow occurrence or to reduce its scale. On the basis of hydraulics theory, the calculation method of shunt volume and split ratio was established, which had good agreement with the experimental data measured in an actual shunt pool. The main parameters that affected the separation ability of the structure,including cover plate's length, width and angle,was calculated and analyzed with six different values, respectively. Results show that the change of the plate's length has significant effect on the influence of the separation ability, while that of the plate's width and angle has the same effect.Therefore, the plate's length should be treated as the main adjustment object to control the split ratio.

debris flow; shunt pool; separation ability; split ratio

2015-10-10.

国家自然科学基金资助项目(41272336).

潘攀(1990—)，男，博士生，从事地质灾害防治等研究.ORCID：0000-0003-2689-5343. E-mail: panpan900202@outlook.com

尚岳全，男，教授.ORCID：0000-0003-0394-4237. E-mail: syq@zju.edu.cn

10.3785/j.issn.1008-973X.2016.08.005

X 43

A

1008-973X(2016)08-1456-07

浙江大学学报(工学版)网址： www.journals.zju.edu.cn/eng