立柱排布方式對懸沙排沙漏斗水沙分離性能的影響

王 元， 李 琳， 穆卓昀

(1.新疆農(nóng)業(yè)大學(xué) 水利與土木工程學(xué)院， 新疆 烏魯木齊 830052； 2.新疆水利工程安全與水災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 新疆 烏魯木齊 830052)

1 研究背景

灌渠泥沙淤積會造成嚴(yán)重的運(yùn)行和維護(hù)問題，工程面臨的主要問題之一是如何控制進(jìn)入灌溉和動力渠道的泥沙[1-4]。為了清除進(jìn)入渠道的泥沙，通常使用渦流管、隧道式泥沙提取器或沉降池除沙[5]。與傳統(tǒng)類型的沉降池相比，當(dāng)泥沙的截除效果相近時，排沙漏斗具有占地面積更小且排沙耗水率更低的優(yōu)點(diǎn)，其排沙耗水率一般在5%～10%之間[6-8]。排沙漏斗通過水流旋渦從水流中提取推移質(zhì)和懸移質(zhì)泥沙，其工作原理是在具有底孔的圓柱形腔室中引入切向水流，由此產(chǎn)生強(qiáng)烈的渦流，在重力和離心力的作用下，較重的泥沙顆粒被迫向底部孔口移動，較清澈的水從溢流出口流出[9]。溢流懸板是排沙漏斗高效除沙的關(guān)鍵構(gòu)件，溢流懸板呈圓環(huán)形，覆蓋排沙漏斗周長的一半，水平布置，面積與漏斗直徑成正比。漏斗的排沙機(jī)制主要依靠二次流，而溢流懸板的存在確保了水流在漏斗內(nèi)部的最大停留時間，有利于二次流的形成[10]。

自20世紀(jì)50年代起，國內(nèi)外學(xué)者以提高排沙漏斗截除率、降低排沙耗水率、減少懸板和錐底的泥沙淤積量為目標(biāo)對排沙漏斗幾何結(jié)構(gòu)與水力要素之間的相關(guān)關(guān)系開展了系統(tǒng)試驗(yàn)研究。Paul等[10]為排沙漏斗模型尺寸的確定提供了指導(dǎo)性意見，規(guī)定了截取不同直徑泥沙應(yīng)該采用的底孔直徑和沖洗流量，并提出了更加簡單可靠的泥沙截除率的預(yù)測公式；Li等[11]、李琳等[12]和王學(xué)鑫等[13]在保證排沙漏斗具有一定泥沙截除效率的前提下，通過在溢流懸板上開孔來降低懸板上的泥沙淤積，大大降低了懸板失事的風(fēng)險；Keshavarzi等[14]表示，布置懸板一方面可以增強(qiáng)進(jìn)口射流和近床渦流，有利于顆粒從底孔排除，另一方面可以削弱上部入口射流，避免顆粒過早的從溢流出口流出；Niknia等[15]對比了在順時針?biāo)骰蚰鏁r針?biāo)鳁l件下，渦流沉降安裝懸板和未安裝懸板時的泥沙截除效率，發(fā)現(xiàn)在逆時針?biāo)飨虑已b有溢流懸板時，對于其研究中使用的0.35 mm中值粒徑的泥沙，渦流沉降室的捕集效率約為88%；王平圓等[16-17]和吳洋鋒等[18]研究了懸板傾斜對排沙漏斗水沙分離性能的影響，結(jié)果表明懸板向上傾斜可有效解決懸板的淤積問題，還可減少排沙耗水率和漏斗室內(nèi)的淤積量。目前關(guān)于排沙漏斗的研究成果主要是基于室內(nèi)排沙漏斗模型懸板下方無立柱支撐時開展的試驗(yàn)研究。

近些年，排沙漏斗逐步應(yīng)用于懸移質(zhì)泥沙的處理，且要求處理的泥沙粒徑越來越小，漏斗直徑隨之增大，而懸板寬度與漏斗直徑成正比，故其自重也隨直徑的增大而增大，為了防止懸板塌落，需要在直徑較大的排沙漏斗懸板下方布設(shè)雙排甚至3排立柱以支撐懸板。由排沙漏斗的工作原理可知，設(shè)置懸板是為了增強(qiáng)排沙漏斗的入口射流，從而保證螺旋流和二次流強(qiáng)度。當(dāng)懸板下方布置多排立柱時，漏斗中心空氣渦的貫穿性和二次流的強(qiáng)度及影響范圍是否會受到影響，繼而又如何影響排沙漏斗的水沙分離性能，布置雙排或者多排立柱時其交錯布置和并排布置對水沙分離性能的影響規(guī)律如何等問題尚未開展系統(tǒng)研究，無法為工程設(shè)計提供依據(jù)和指導(dǎo)。因此，本文針對目前工程中常采用的懸板雙排立柱支撐在交錯布置和并排布置時開展了不同進(jìn)流量和進(jìn)流含沙濃度下的試驗(yàn)研究，獲得立柱排布方式對排沙漏斗的總截除率、排沙耗水率、淤積量及底孔排沙率等重要指標(biāo)的影響規(guī)律，為實(shí)際排沙漏斗工程中的立柱系統(tǒng)布置方案提供設(shè)計依據(jù)。

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c研究方法

2.1 試驗(yàn)裝置與試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用的物理模型是以運(yùn)行多年且效果良好的新疆喀什一級電站排沙漏斗工程為原型并按幾何比尺1 ∶60進(jìn)行設(shè)計。排沙漏斗模型采用6 mm厚度的不銹鋼制作，其糙率為0.007～0.008，漏斗直徑為1 000 mm，錐底坡度1 ∶5，漏斗模型進(jìn)水涵洞為高50 mm、寬200 mm的矩形進(jìn)口，進(jìn)水涵洞長800 mm，排沙底孔直徑為20 mm，溢流懸板水平布置在進(jìn)水涵洞底以上105.8 mm的位置，相對于進(jìn)水涵洞頂部抬高了55.8 mm，溢流懸板寬200 mm，圓心角180°，溢流口圓心角為90°，模型示意見圖1。

圖1 排沙漏斗物理模型試驗(yàn)裝置示意圖

試驗(yàn)裝置為自循環(huán)系統(tǒng)，經(jīng)攪拌池攪拌均勻的攜沙水流被泵入與漏斗進(jìn)口相接的穩(wěn)流水箱內(nèi)，水流穩(wěn)定后流入漏斗，進(jìn)水流量的大小可通過進(jìn)水閥門進(jìn)行調(diào)節(jié)。經(jīng)排沙漏斗處理后的“清水”由溢流側(cè)槽流經(jīng)量水堰后再進(jìn)入攪拌池，渾水從底孔排出后直接進(jìn)入攪拌池。當(dāng)進(jìn)、出口輸沙率之差處于±1%之間時認(rèn)為達(dá)到輸沙平衡，可進(jìn)行試驗(yàn)。在每次試驗(yàn)的2 h期間，每間隔30 min依次用體積V=200 mL、質(zhì)量為M的錐形瓶在進(jìn)口、溢流口和排沙底孔處取樣(錐形瓶體積和質(zhì)量已經(jīng)過率定)，然后將裝滿水沙混合物的錐形瓶用精度為0.001 g的梅特勒-托利多(Mettler Toledo)電子秤稱取水沙混合物的質(zhì)量Mt，再通過置換法[19]公式計算進(jìn)水口、溢流出口、排沙底孔3處對應(yīng)的含沙濃度Sw、So、Sd含沙。為避免量測結(jié)果的偶然性，每組樣品需要采集和測量3次取平均值。

試驗(yàn)的模型沙以新疆喀什一級電站排沙漏斗原型工程處理的泥沙為原型進(jìn)行設(shè)計，按原型沙與模型沙沉降相似準(zhǔn)則設(shè)計模型沙，模型沙粒徑比尺為1 ∶2.167。試驗(yàn)采用密度ρs=2 650 kg/m3、中值粒徑D50=0.02 mm，最大粒徑Dmax=0.075 mm的天然沙作為試驗(yàn)用沙，泥沙顆粒級配曲線如圖2所示。

圖2 泥沙顆粒級配曲線圖

模型的設(shè)計流量為Qw=1.70 L/s，考慮到漏斗在實(shí)際運(yùn)行過程中其進(jìn)流量、來流含沙濃度隨河道流量發(fā)生變化，故試驗(yàn)選取了0.85、1.05、1.40、1.70 L/s在含沙濃度Sw分別為3、5、8 kg/m3下開展試驗(yàn)，一些重要參數(shù)通過以下公式計算：

(1)

(2)

(3)

式中：Qw、Qo和Qd分別為進(jìn)口、溢流出口和排沙底孔的模型流量，L/s，均通過量水堰測得；λ為排沙耗水率，%;η為泥沙總截除率，%；μ為底孔排沙率，%;Sw、So、Sd分別為進(jìn)水口、溢流出口、排沙底孔水流相應(yīng)的含沙濃度，kg/m3。

2.2 立柱布置方案

圖3為溢流懸板支撐立柱排布方式的試驗(yàn)方案示意圖。定義r為立柱頂部中心點(diǎn)到漏斗室中心的徑向距離，R為排沙漏斗半徑，以r/R來表示立柱的徑向位置；將溢流懸板靠近進(jìn)水涵洞一側(cè)作為懸板始端，h為立柱高，H為進(jìn)水涵洞高。為尋求能提高溢流懸板穩(wěn)定性且保證漏斗內(nèi)部具有良好水流條件的雙排立柱排布方式，試驗(yàn)設(shè)定了兩種方案：(1)并排布置。在r/R=0.7和r/R=0.9處自懸板始端先沿圓周方向13°布置第1根，后按照每17°布置1根立柱，每排共布置10根，將此排布方式記為方案C1；(2)交錯布置。在r/R=0.9處立柱布置方式不改變；在r/R=0.7處，自懸板始端先沿圓周方向21.5°布置第1根立柱，后沿圓周方向每17°布置一根，每排共布置10根，內(nèi)外兩排立柱插空布置，將此排布方式記為方案C2。將未加設(shè)立柱的初始漏斗記為方案C0。立柱直徑均為8 mm(立柱直徑與漏斗直徑之比按照實(shí)際工程常采用的比值確定)，立柱高度會因徑向位置的不同而有所差異，r/R=0.7處立柱的相對高度為h/H=2.68，r/R=0.9處立柱的相對高度為h/H=2.16。

圖3 溢流懸板支撐立柱排布方式的試驗(yàn)方案(單位：mm)

2.3 評價參數(shù)

在漏斗室內(nèi)布置立柱支撐懸板后勢必會對排沙漏斗的流場特性和水沙分離性能產(chǎn)生影響，為了探究方案C1、C2的水沙分離性能與方案C0的差異，此處引入D1、D2、D3、D44個指標(biāo)對其進(jìn)行評價，該4個評價指標(biāo)的定義及計算方法如下：

D1=ηi-η0

(4)

(5)

D3=μi-μ0

(6)

D4=λi-λ0

(7)

式中：D1為泥沙總截除率的對比指標(biāo)，%； 、D2為室內(nèi)淤積質(zhì)量的對比指標(biāo)，kg; 、D3為底孔排沙率的對比指標(biāo)，%；D4為底孔排沙耗水率的對比指標(biāo)，%；ηi、mi、λi、μi分別為雙排立柱并排或交錯布排時排沙漏斗的泥沙總截除率，%、漏斗室淤積質(zhì)量，kg、排沙耗水率，%、底孔排沙率，%；η0、m0、λ0、μ0分別為未加設(shè)立柱時排沙漏斗的泥沙總截除率，%、漏斗室淤積質(zhì)量，kg、排沙耗水率以，%、底孔排沙率，%。各指標(biāo)的絕對值越小，表示方案C1或C2的水沙分離性能與方案C0越接近。

3 結(jié)果與分析

3.1 漏斗室內(nèi)淤沙現(xiàn)象分析

排沙漏斗室內(nèi)的沖、淤形態(tài)與其內(nèi)部的流場特性密切相關(guān)[20-23]。為了探討立柱排布方式對流場特性的影響，試驗(yàn)觀測了相同來流量和進(jìn)流含沙濃度下方案C0、C1、C2的漏斗室內(nèi)的沖淤形態(tài)，為避免贅述，現(xiàn)以進(jìn)流量Qw=1.70 L/s、含沙濃度Sw=5 kg/m3條件下不同方案的試驗(yàn)現(xiàn)象進(jìn)行對比分析，圖4為該條件下方案C0、C1、C2運(yùn)行2 h停水后漏斗室內(nèi)的沖、淤形態(tài)。

由圖4可以看出：(1)停水后方案C0、C1、C2的懸板溢流區(qū)基本沒有淤沙，而懸板非溢流區(qū)存在淤沙。因?yàn)檫M(jìn)流中上層挾沙水流在橫向渦流[8]的作用下經(jīng)懸板溢流出口溢出，溢流出口流量大，懸板溢流區(qū)水深小，流速大，所以泥沙不易淤積在懸板溢流區(qū)；在懸板非溢流區(qū)，受邊墻阻擋，水流流速小，挾沙能力弱，泥沙易淤積。(2)3個方案中懸板上淤沙波痕的峰值大小不同，方案C0最大，方案C1次之，方案C2最小。波痕波峰處水流沖刷力大，水流流速相對較大；波峰兩側(cè)水流沖刷力小，水流流速相對較小。波峰越大，表明水流沖刷力越強(qiáng)，水流流速相對越大，這一現(xiàn)象與懸板表面的流速分布[5]一致。無立柱支撐的排沙漏斗在r=(0.6～0.8)R范圍(懸板寬度范圍)內(nèi)為強(qiáng)迫渦[5-6]，即切向流速隨著半徑的增加而增大，當(dāng)r>0.8R后受邊墻影響切向流速隨之減小，故其切向流速在r=0.8R處達(dá)到峰值，與懸板上泥沙的波痕峰值相對應(yīng)。方案C1的波痕峰值相較于方案C0明顯減小，表明其切向流速相對方案C0減??；而方案C2的波痕已沒有明顯的波峰，表明方案C2的切向流速和旋流強(qiáng)度相比于方案C0和C1削弱明顯。方案C1切向流速的分布和大小與方案C0較為接近。(3)3個方案漏斗底板的床面淤沙形態(tài)不同。在方案C0、C1中，當(dāng)0C1>C2，“C”型沖溝的曲率大小關(guān)系為C0>C1>C2。泥沙沖淤形態(tài)與水流特性有關(guān)，直線型沖溝是排沙底孔點(diǎn)匯的作用結(jié)果，“C”型沖溝是由于螺旋流和二次流耦合作用的結(jié)果，其范圍大小與二次流和螺旋流影響范圍有關(guān)。沖溝形態(tài)、曲率和深度表明方案C0、C1和C2中螺旋流和二次流強(qiáng)度及范圍依次減小，二次流挾沙力減弱，這是由于布置立柱后局部水頭損失增大而造成的，其中方案C2交錯布置立柱的繞柱渦流在環(huán)向上分布更加密集，故其水頭損失大于方案C1。

圖4 Qw=1.70 L/s、Sw=5 kg/m3條件下運(yùn)行2 h后不同方案懸板與漏斗室的淤積情況

3.2 泥沙總截除率對比

圖5為不同進(jìn)流流量和含沙濃度下方案C1、C2相較于方案C0的泥沙總截除率變化，以指標(biāo)D1表示，反映了立柱排布方式對泥沙總截除率的影響。由圖5可以看出，各工況下方案C1、C2的D1值均小于0，表明立柱并排和交錯布置時泥沙總截除率相比于無立柱方案均有所減小，但最大減幅小于4%。方案C1各工況的總截除率減幅均小于C2，其泥沙總截除率與方案C0更為接近，這是由于交錯布置立柱時水流的水頭損失大于并排布置，使旋流強(qiáng)度減弱，從而降低了泥沙總截除率。另外，方案C1、C2的D1絕對值隨進(jìn)流量的增大而逐漸減小，表明立柱的布置方式對泥沙總截除率的影響在進(jìn)流量小于設(shè)計流量時較大，隨著進(jìn)口流量不斷接近于設(shè)計流量，對泥沙總截除率的影響逐漸減小。以上結(jié)果表明，排沙漏斗引入流量等于或小于設(shè)計流量時，相比于交錯布置方案，立柱并排布置對泥沙總截除率影響更小。

圖5 不同進(jìn)流流量和含沙濃度下立柱布排方式對泥沙總截除率的影響

3.3 室內(nèi)淤積質(zhì)量及底孔排沙率對比

圖6、7分別為方案C1、C2相較于方案C0的室內(nèi)淤積質(zhì)量和底孔排沙率變化，分別以D2和D3表示，反映了立柱排布方式對室內(nèi)淤積質(zhì)量和底孔排沙率的影響。

圖6 不同進(jìn)流流量和含沙濃度下立柱布排方式對室內(nèi)淤積質(zhì)量的影響

圖7 不同進(jìn)流流量和含沙濃度下立柱布排方式對底孔排沙率的影響

由圖6、7可以看出：(1)方案C1、C2的D2均大于0，D3均小于0，表明并排和交錯布置立柱的漏斗室內(nèi)淤積質(zhì)量相比不加立柱時均有所增大，底孔排沙率相比于不加立柱時均減小，這是因?yàn)殡p排立柱的布置使漏斗內(nèi)部切向流速降低，二次流強(qiáng)度減弱，沉降在底板上的泥沙不易被再次起動送往底孔，從而導(dǎo)致淤積量增大和排沙能力減弱。(2)方案C1的淤積質(zhì)量在各工況下均小于C2，底孔排沙率在各工況下均大于C2。當(dāng)進(jìn)流量小于設(shè)計流量時，相較于方案C0，各工況下方案C1和C2的室內(nèi)淤積質(zhì)量的增幅分別為9.15%～23.9%和13.85%～30.55%，底孔排沙率減幅分別為3.73%～7.01%和5.02%～9.41%；當(dāng)進(jìn)流量等于設(shè)計流量時，各工況下C1和C2的淤積質(zhì)量增幅分別為6.38%～8.13%和9.48%～12.89%，底孔排沙率減幅分別為2.82%～3.72%和3.9%～4.95%。方案C1的室內(nèi)淤沙質(zhì)量小于C2主要是因?yàn)榱⒅诲e布置時水頭損失更大，螺旋流流速更小，同時立柱交錯布置使立柱沿圓周方向的間距減小，易阻擋徑向輸移的泥沙，不利于底孔出沙。此外，當(dāng)進(jìn)流量一定時，隨著含沙濃度的改變，D2和D3的變化幅度不大，故認(rèn)為含沙濃度的變化對室內(nèi)淤沙質(zhì)量及底孔排沙率影響不大。

在排沙漏斗實(shí)際運(yùn)行的過程中，排沙漏斗進(jìn)流量低于設(shè)計流量運(yùn)行時，一般為河道或者渠道處于枯水期，來流含沙濃度遠(yuǎn)小于引入設(shè)計流量時的含沙濃度，因此，在排沙漏斗實(shí)際運(yùn)行的過程中不會在漏斗室內(nèi)產(chǎn)生大量淤積。所以，以設(shè)計流量運(yùn)行工況來看，方案C1的淤積量相對較小且底孔排沙率較高，與方案C0較接近；以小于設(shè)計流量的工況來看，兩種方案均可考慮。

3.4 排沙耗水率對比

圖8為不同進(jìn)流流量和含沙濃度下方案C1、C2相較于C0的排沙耗水率變化，以D4表示，反映了立柱排布方式對排沙耗水率的影響。由圖8可以看出，方案C1、C2的D4值均大于0，表明方案C1、C2的排沙耗水率相比于C0均有所增加，且方案C1與C2在各工況下排沙耗水率的增幅接近。當(dāng)進(jìn)流量小于1.4 L/s時，相較于方案C0，各工況下方案C1和C2的排沙耗水率增幅分別為2.10%～4.01%和2.17%～4.25%，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)進(jìn)流量過小會導(dǎo)致螺旋流的強(qiáng)度降低，引起空氣渦的抖動，空氣渦相對底孔的貫穿性變差，導(dǎo)致底孔過水面積增大，因而排沙耗水率變大；當(dāng)進(jìn)流量大于和等于1.4 L/s時，相較于方案C0，各工況下方案C1和C2的排沙耗水率增幅分別為0.85%～1.77%和0.97%～1.87%，進(jìn)流量的增加使螺旋流的強(qiáng)度加強(qiáng)，空氣渦渦徑變大、且穩(wěn)定貫穿排沙底孔，使底孔過水面積減小，排沙耗水率減小。以上結(jié)果表明，進(jìn)流量小于或等于設(shè)計流量時交錯布置和并排布置對排沙漏斗耗水率影響基本一致。工程設(shè)計中，當(dāng)來流量小于設(shè)計流量時，可調(diào)換排沙底孔孔徑(通常在工程設(shè)計時會設(shè)計2～3個不同底孔孔徑)來減少排沙耗水率。

圖8 不同進(jìn)流流量和含沙濃度下立柱布排方式對底孔排沙率的影響

4 討 論

在排沙漏斗溢流懸板下方布置立柱支撐系統(tǒng)可有效預(yù)防溢流懸板塌落失事，探索一種立柱系統(tǒng)合理的布置形式，對排沙漏斗工程安全高效運(yùn)行具有重要的意義。李琳等[24]研究了在懸板下布置Ⅱ型(即雙排立柱)或H型(即雙排立柱間加橫梁)兩種體型的立柱對排沙漏斗水沙分離性能的影響規(guī)律，結(jié)果表明，與懸板下方無支撐系統(tǒng)相比，加設(shè)Ⅱ型、H型立柱后排沙漏斗總截除率最大減幅分別為2.43%和4.20%，室內(nèi)淤積最大增幅分別為4.58%和6.58%，泥沙排出率最大減幅分別為7.01%和11.00%，排沙耗水率最大增幅分別為4.01%和4.32%。立柱的存在勢必會影響排沙漏斗的流場特性，進(jìn)而影響排沙漏斗的水沙分離性能。相較于加設(shè)H型立柱， Ⅱ型立柱下排沙漏斗的總截除率、泥沙排出率，漏斗室內(nèi)的淤積量、排沙耗水率與懸板下方不加設(shè)立柱時較接近，因此，為了保證溢流懸板穩(wěn)定和排沙漏斗安全運(yùn)行，工程中可采用II型立柱作為支撐體型，立柱的布置方式有并排布置和交錯布置兩種方案，但不同的布置方案對水沙分離性能的影響規(guī)律如何未開展系統(tǒng)研究，本文對溢流懸板下方加設(shè)雙排立柱的兩種排布方式開展的不同進(jìn)流量和進(jìn)流含沙濃度工況下水沙分離性能的研究，結(jié)果表明，交錯布置和并排布置對排沙漏斗底板淤積質(zhì)量和底孔出沙率影響較大，對截除率和排沙耗水率影響較小。漏斗室錐底的沖溝形態(tài)、曲率和深度表明，交錯布置時立柱所產(chǎn)生的局部繞流水頭損失大于并排布置工況，導(dǎo)致立柱交錯布置時的螺旋流、二次流的強(qiáng)度比并排布置低，螺旋流和二次流耦合作用是排沙漏斗有效排沙的關(guān)鍵[23,25]，因此，并排布置的水沙分離性能和無立柱時的工況更為接近。

本研究通過觀測計算排沙漏斗室內(nèi)的泥沙沖淤形態(tài)、泥沙截除率、排沙耗水率、淤積質(zhì)量變化率等，定性分析了不同立柱排布方式對螺旋流場特性及其水沙分離性能的影響，后續(xù)研究可通過速度場測試試驗(yàn)或者數(shù)值模擬的方法量化立柱布置方式對速度場的影響，為進(jìn)一步優(yōu)化立柱支撐系統(tǒng)布置方案提供依據(jù)。

5 結(jié) 論

本文通過系列物理模型試驗(yàn)研究了排沙漏斗溢流懸板下方的雙排立柱支撐并排布置和交錯布置時的水沙分離性能，主要得出以下結(jié)論：

(1)排沙漏斗溢流懸板下方不加立柱時懸板淤沙波痕的峰值最大，底板淤沙沖溝曲率和深度也最大，加設(shè)雙排立柱并排布置時次之，交錯布置時最小。加設(shè)立柱會使漏斗螺旋流強(qiáng)度和二次流強(qiáng)度及范圍變小，立柱并排布置時螺旋流強(qiáng)度和二次流強(qiáng)度及范圍介于無立柱和立柱交錯布置之間。

(2)排布方式不同對泥沙總截除率、排沙耗水率影響較小，但是對底板的淤積量、底孔的泥沙排出率影響較大。相同進(jìn)流含沙濃度下，當(dāng)進(jìn)流量小于設(shè)計流量時，與無立柱相比，交錯布置立柱的漏斗底板淤積量比并排布置多了4.70%～8.01%，底孔的泥沙排出率比并排布置少了1.00%～2.40%；當(dāng)進(jìn)流量等于設(shè)計流量時，交錯布置立柱底板的淤積量比并排布置多了3.10%～4.76%，底孔的泥沙排出率比并排布置少了0.90%～1.23%。

綜上所述，在工程實(shí)際應(yīng)用中，當(dāng)排沙漏斗在小于設(shè)計流量下運(yùn)行時，因水流含沙量低，不會造成底板大量淤積，所以兩種立柱布排方式均可考慮采納；當(dāng)排沙漏斗在設(shè)計流量下運(yùn)行時，并排布置的底板淤積量、底孔排沙率與不加立柱時較為接近，故立柱可采用并排布置。研究成果可為排沙漏斗懸板支撐系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計提供參考。