大型输水明渠清淤系统抗浮稳定性分析

陈 建，刘琴琴，张会杰

（华北水利水电大学，郑州450046）

大型长距离输水明渠在长期运行中不可避免会在渠道边壁上沉积大量尘埃并有微生物滋生，影响输水水质及输水能力。如南水北调中线总干渠1 432 km 长的输水明渠［1］，在底泥不能被水流自然冲刷的情况下，必须及时清理渠道及边壁上的淤积物［2，3］。同时，南水北调输水总干渠由于其特殊性与重要性，既不能停水清淤也不能在清淤过程中影响输水水质。现今，国内外对输水明渠的清淤方式主要有水力清淤［4］（虹吸式和吸扬式等）、机械清淤［5］（绞吸式挖泥船、耙吸式挖泥船和斗式挖泥船等）和扰动清淤［6］（气流扰动和水流扰动）。另外，随着科技的蓬勃发展，也出现了较为先进的水下机器人管道清淤［7］方式。除此之外，精准环保清淤技术倍受环保、管理等部门和其他科研工作者的重视，特别是像南水北调大型输水明渠与城市景观河道中的清淤工作［8-10］。如黄河水利科学研究院推出的吸盘式管道排沙环保清淤技术［11］和卢德明等［12］提出对绞吸式挖泥船进行改装实现密闭环保清淤。课题组以南水北调中线总干渠为例，在已有的研究基础上创新性的利用气动冲淤法［13］，提出了一套在清淤过程中既不影响输水水质也不停水清淤的新方案。

本文主要对整体清淤系统在动水作业中的稳定性进行受力分析与计算，并通过模型试验按南水北调中线总干渠几何比尺，模拟动水环境下整体清淤系统在明渠中的水流特性，验证整体清淤系统的稳定性与可行性，并为不停水清淤、穿河、渠等挡水建筑物的稳定性研究提供参考。

1 清淤系统概况

课题组针对南水北调大型输水明渠不能停水清淤，且在清淤程中也不能影响其输水水质的特殊要求，专门为此类大型输水渠道设计了一套精准、高效、环保、密闭的清淤系统。即在不停水情况下对大型深水渠道边坡、渠底进行清淤，目的是解决大型、长距离输水明渠的淤积问题。系统整体结构示意图，见图1，主要由水下和岸上两部分系统组成，其中水下部分由6 个清淤仓组成，单个清淤仓尺寸长宽高分别为3.5 m×1.8 m×0.1 m，图中渠道为南水北调中线总干渠横断面的1/2。因此，整体清淤在动水环境下的工作稳定性就是本文解决的主要问题。

图1 射流清淤系统整体结构图Fig.1 Overall structure of jet dredging system

理论计算主要参考《结构力学》［14］和《材料力学》［15］等相关知识进行受力分析，并通过水槽模型试验验证了不停水状态下设计流量25.69 L/s（260 m3/s）对应的水位，以及对清淤系统整体的水动力特性的影响。以清淤系统整体的稳定性、可行性为目的，进一步明确动水环境中的扰流物对水流流态的影响特征。

2 清淤系统整体稳定性计算

2.1 水下系统清淤仓的受力计算

2.1.1 系统整体自重计算

经概算比较选用H 型钢作为水下系统连接各清淤仓单元的连接桁架，依据水下系统所受荷载分析，主要考虑按强度与刚度计算［16］。最终，通过结构计算选取材料尺寸为200 mm×200 mm×8 mm×12 mm的H型钢为整体清淤系统连接桁架，其他主要部件自重计算见表1。

表1 系统主要部件自重 NTab.1 Self-weight unit of main components of the system

南水北调中线总干渠（郑州段）渠道水力边界条件：渠道边坡比为1∶2.25，渠底宽L=14 m，设计流量Q=260 m3/s，对应水深7 m，清淤系统整体单元主要受力情况见图2。

图2 清淤系统整体受力示意图Fig.2 Overall force diagram of desilting system

2.1.2 清淤系统作用力计算

根据不同的工作单元体型设计，按最不利条件计算水流对清淤系统的作用力与岸上动力车处的连接支点。

根据水流对清淤系统的作用力公式：

式中：ρ为流体水的密度，取ρ=1 000 kg/m3；v为来流流速1.1 m/s，C0为单元体的水流对清淤系统的作用力系数，根据Stoke 定理，C0=24/Re通常C0=0.5～1.0，取C0=1；A为物体迎水面面积，此处即清淤仓的迎水面面积A=0.35 m2。

经公式（1）计算单个清淤仓所受的作用力为211.75 N，同理计算出6个清淤仓所受的作用力为1 270.5 N。

2.1.3 水下清淤仓的推移力、冲击力和上举力计算

根据受力分析见图2（b），分别对水下清淤仓的推移力、冲击力和上举力计算：

（1）推移力。南水北调中线总干渠为明渠均匀流，水深7 m，郑州段水力比降约为1/280 000，水流对清淤仓（挡水物）推移力见图3，由水流推移力公式：

图3 水流推移力示意图Fig.3 Diagram of flow passage force

式中：P推移力为水流推移力，kN/m2；γω为水的容重，kN/m3，取9.8 kN/m3；H为水深，m，取7 m；J为水力比降，取1/280 000。

由公式2 计算水流对单个清淤仓的推移力（2.45×10-4kN/m2）乘以清淤仓迎水面面积（0.35 m2）为8.575×10-2N，对整体清淤系统的推移力P推移力为0.515 N。

（2）冲击力。水流对阻流面的冲击力见图4，由公式：

图4 水流冲击力示意图Fig.4 Chart of water impact force

式中：P冲击力为水流的冲击力，kN/m2；κ为绕流系数，对实体坝而言，坝身宽度与长度相比小得多时，取1.0，宽度与长度大致相等时取0.7，根据清淤仓体积长宽高，此计算取1；γω为水的容重，kN/m3，取9.8 kN/m3；h为阻流面高度，m，不漫水时为阻流面前的水深，漫水时为阻流物的高度，此计算为漫水情况，取清淤仓高度h为0.1 m；g为重力加速度，取9.8 m/s2；α为水流冲击方向与阻流面的夹角，°，取90°；v为靠近阻流面处的水流断面平均流速，m/s，取1.1 m/s。

由公式（3）计算水流对单个清淤仓阻流面的冲击力P冲击力（0.121 kN/m2）乘以面积0.35 m2为42 N，则清淤系统整体在半渠底与边坡水流对阻流面的冲击力为252 N。

（3）上举力。水流对清淤仓防护面的上举力，由公式：

式中：η为与护面结构有关的试验系数，光滑连续护面时取1.1～1.2；单个构件组成护面取1.5～1.6，此处η取1.2；μ为与护面透水性有关的试验系数，渗水时取0.1，不透水时取0.3，此处μ取0.3；其他符号含义与公式（3）同。

由公式（4）计算水流对单个清淤仓的上举力P上举力为0.218 kN/m2乘以阻流面面积7.02 m2为1 530 N，则对整体清淤系统在半渠底与边坡水流对清淤仓面的上举力9 180 N。

2.1.4 浮力计算

（1）清淤仓的浮力计算。当整体系统工作时，6个清淤仓全都在水面下，根据阿基米德原理公式（5），计算出水下清淤仓所受浮力F清淤仓= 37 044N。

式中：ρ为流体水的密度，取ρ=1 000 kg/m3；g 为重力加速度，取9.8 N/kg；V为排开水的体积。

（2）系统的其他部件浮力计算。清淤系统主要部件见表1，同理按公式（3）、（5）计算成果如下：①H 型钢桁架截面面积0.006 4 m2，长度需145 m，体积0.928 m3，所受浮力F桁架=9 094.4 N；②自走轮所受浮力F自走轮=1 500 N；③电机所受浮力F电机=1 020 N；④系统单元工作时风刀对清淤仓的上冲力：F风刀对清淤仓=1 900 N。

天脊集团明确规定：对于各种不可预测的重大变化或各类突发事故和事件，一旦发生，责任单位必须第一时间汇报调度指挥中心，启动相应的应急响应程序，及时制定有效措施，加快对重大变化的跟踪落实与处理，实现变化的有效控制，并及时汇报进展情况，以便科学决策与精准指挥。

2.2 附加力稳定性计算

为了增加清淤仓单元的抗浮稳定安全度，提高与壁面的吸附性和密封性，在每一个清淤仓单元两侧设计工业真空吸盘，单个清淤仓模型（1∶10）安装的工业真空吸盘布置见图5～6。利用工业设计使用的n个工业真空吸盘群的吸附力的计算公式：

图5 单个清淤仓布置工艺吸盘剖面图Fig.5 Profile of suction plate for single dredging bin layout

式中：W为吸盘吸力，kg；S为吸盘面积，cm2；P为气压，kg/cm2，真空度取-60 kPa（0.6 kg/cm2）；μ为安全系数，实际工程应用中安全系数一般≥2，取2.5。

设清淤系统整体自重为F1，整体所受浮力为F2，可得浮力50 558.4 N小于自重67 557.8 N即：

清淤系统不会上浮，抗浮稳定安全系数表达为：

根据相关资料［16］水下抗浮稳定安全系数一般取Kf≥1.10，本清淤系统的抗浮稳定安全系数为1.34，因此，清淤系统满足抗浮稳定安全要求。

此外，通过计算4 个直径为0.6 m 的吸盘吸附力为0.31，可使单元系统的抗浮稳定安全系数由1.34 提高到1.48。因此，安装工业吸盘可以提高清淤单元系统的抗浮稳定性，使清淤工作更加安全与稳定。

图6 清淤仓两侧分别安装2个工业真空吸盘Fig.6 Two industrial vacuum suckers installed on both sides of the dredging bin

2.3 岸上系统自重概算

马道上集成控制系统总的重力由牛顿定律：

式中：m为物体质量，kg；g为重力加速度，取9.8 N/kg。

3 水动力模型试验

清淤系统在满足理论受力分析时，为进一步验证模型在渠道内的可行性，进行了水动力模型试验，来验证清淤系统在渠道中的稳定性，同时分析清淤系统对渠道过水断面处水力要素的变化特征及流场影响。

3.1 模型设计

3.1.1 模拟范围

任意截取南水北调中线总干渠（郑州段）顺水流方向的长度56 m，且由渠道为左右对称的规则梯形渠道，所以渠道水力特性参数在左右两侧基本一致。

3.1.2 模型渠道设计

按照《水工（常规）模型试验规程》［18］设计的要求，模型设计为定床、正态水力模型，满足重力相似准则，并根据紊动阻力相似的要求。根据模拟研究任务，清淤系统模型几何比尺为λL=40，模型主要几何比尺见表2。

表2 模型主要几何比尺Tab.2 Model main geometric scales

水力模型试验［19］的渠道在某验室借用南水北调中线一期某工程出水口段水工模型水槽，梯形渠道长500 m，底宽0.34 m，边坡比1∶2.25（比尺1∶23）。考虑清淤模型（1∶40）与渠道模型比尺不同步，经计算渠道比尺仅与模型比尺底宽相差1 cm，且坡比不变。因此，本次试验按照清淤模型比尺换算的实际工况流量与控制尾门水位与原型流量与和水位相符，制作的渠道模型俯视图见图7，边坡比为1∶2.25，底宽0.34 m（原型14 m），渠段采用PVC 高密度板预制，糙率可以达到0.018，能够满足模型阻力相似要求。整体水力模型试验采用循环式供水结构，见图8。

图7 模型渠道Fig.7 Model channel

图8 水循环系统结构示意图Fig.8 Schematic diagram of circulating system structure of water tank

3.1.3 主要测试断面与测试点布设

模型试验采集水位、流速、流态等水力要素，测量点分别为清淤系统所在位置的上、中、下游横断面编号为1～3，依次间隔一个清淤仓布设作为流速测点，在清淤仓两侧边缘处依次布设水位测点，见图9。

图9 测量区域测点断面布置图Fig.9 Section layout of measuring points in measuring area

经多次调试，水流流速在清淤装置上游断面11.5 cm 处开始有明显变化，在纵向渠道中线间隔10 cm 处右岸水流流速无明显变化，模型水流系统可正常运行，满足试验要求。

3.2 试验与结果分析

水力模型试验采用动水环境，完全按照南水北调中线总干渠设计流量25.69 L/s（原型260 m3/s）对应下游控制的尾水位为26.5 cm（原型7 m），水位、流速、流态等水力要素，见表3。

由表3，图10，上游水位相对于下游水位变化平缓，主要原因是清淤系统阻挡了渠道内相对平行的水流形态，使上下游产生壅水，导致清淤系统下游处流速增大。主要在测量点3～5 看出清淤仓渠底与边坡这3 个清淤仓之间形成的水位差较为明显，其中最大水位差为0.41 cm，产生的壅水在82 cm 处以后可以恢复自然扰流状态。

图10 25.69 L/s时上下游水位变化图Fig.10 25.69 L/s upstream and downstream water level change

表3 25.69 L/s试验工况下的水力要素测量值（模型）Tab.3 25.69 L/s hydraulic factor measurement valuesunder test conditions（model）

图11 25.69 L/s时上下游流速变化图Fig.11 25.69 L/s upstream and downstream velocity variation

由表3，图10～11，上游表面流速和下游渠底流速变化平稳；由于水下系统清淤仓在渠道的横截面上的阻水影响，在设计流速对应的下游水位26.5 cm 下，使测量点1上、下游无流速变化，只有水位变化以及测量点2 表现出上游流速变化，清淤仓背水侧水位无变化；表3、图10 看出，清淤仓上游水位平缓为17.5～17.49 cm，下游水位在测量点3 处，水位为17.31 cm 高于测量点2 和4 处水位17.28 cm，产生此现象的主要原因，清淤仓的扰流作用以及水位未能完全淹没边坡上的清淤仓，使水流流态斜向渠道一侧；在清淤系统上游，由于清淤系统的阻水作用，上游出现两个回流区，下游出现一个回流区，当经过清淤系统测量点断面3后，流态与渠底平行，见图12。

图12 流场-流态特征Fig.12 Flow-flow pattern characteristics

3.3 水流对清淤系统的作用力测量

通过弹簧拉力计，渠道中所受的作用力之和约为7.65 N（原型306 N）（忽略渠道与清淤仓之间的摩擦力）见图13。此时，马道上集成控制系统提供的扭矩支点足够提供清淤系统在渠道内遇到最不利情况下的受力变化。在测力试验过程中，发现该流量对应水位下清淤系统不稳定性变化主要集中在渠底。由第2.1 节稳定性计算结果可知，通过在渠底增加工业真空吸盘固定于渠底，使抗浮稳定安全系数提高到1.80，由公式（8）计算，得清淤系统重力与吸盘吸力之和为107 438.31 N，大于水流对清淤系统的作用力之和60 296.9 N［其中水下清淤仓的推移力+冲击力+上举力和为（9 432.5 N）、清淤系统浮力50 558.4 N、水流对清淤系统的作用力306 N］。因此，由水流对清淤系统的作用力测量验证，满足清淤系统在动水环境下稳定性作业的要求。

图13 动水环境下弹簧测力计Fig.13 Spring dynamometer under hydrodynamic condition

4 结 论

本文通过对清淤系统整体进行受力分析、计算与模型试验，验证了清淤系统在动水环境下的水力要素及稳定性，主要得出：

（1）清淤系统稳定性计算：①选用200 mm×200 mm×8 mm×12 mm 的H 型钢作为水下系统连接各清淤仓单元的连接桁架；②系统主要部件自重67 557.8 N，大于水下系统清淤整体所受浮力50 558.4 N；③通过计算附加应力，结果表明增加4 个直径为0.6 m的吸盘，其吸附力为39 880.5N，可使整体系统的抗浮稳定安全系数由1.13 提高到1.80，以提高清淤单元系统的抗浮稳定性，使清淤工作更加安全稳定。

（2）清淤系统水动力模型试验：①当设计流量为25.69 L/s时，产生的壅水变化主要表现在边坡第二、三个清淤仓处，最大水位差为0.41 cm，下游水位较上游水位变化大，主要在下游测量点3 处，水位为17.31 cm 高于下游测量点2 和4 处水位17.28 cm，但在82 cm 处以后，流态恢复自然；②通过计算和水力模型试验验证，在清淤仓两侧安装工业真空吸盘后，吸盘力为107438.31 N，大于水流对清淤系统的作用力，满足清淤仓在动水环境下稳定性作业的要求。 □