泥石流是一种包含大量泥沙和石块的固液两相流体，其暴发突然、来势凶猛，具有强大的侵蚀、搬运、淤埋、冲击破坏能力，往往对流经区域造成严重危害，成为山区主要自然灾害之一^[1]。泥石流拦挡工程在中国的泥石流工程防治中起着重要的作用。经过多年发展，中国的泥石流拦挡工程由最初的实体重力式拦砂坝逐渐发展为各种透水型拦砂坝，如比较传统的缝隙坝、格栅坝，到借鉴国外经验的水平透水格栅坝^[2]、柔性格网^[3]的应用，以及最近提出的鱼脊型水石分离结构^[4]、屋脊型水石分离结构^[5]等。针对传统透水型拦砂坝，Watanabe等^[6]指出透水型拦砂坝应具有降低泥石流峰值流量、延缓泥石流到达时间、拦粗排细以及减小泥沙排出量等功能；李德基^[7]指出相比实体重力坝，透水型拦挡坝具有拦排结合、拦粗排细、减小坝体水压力和冲击力、提高泥石流输移比等功能；Armanini等^[8]将不同类型的拦砂坝的功能简单概括为颗粒分选（sorting）、流量调控（dosing）和漂木分离（wood grading）等。概括而言，对泥石流防治功能的描述无非从两个方面入手：即对物质的调控与能量的调节，从而达到减小泥石流危害的目的。游勇^[9]开展了梁式格栅坝拦砂性能的研究，得出梁式格栅坝开口闭塞的条件。Lian等^[10]进行了梳子坝对土石流防治效果的研究，提出了泥沙流出率、泥沙体积浓度比及贮砂率等参数作为评价其防治效率的主要指标。韩文兵、吕娟等^[11-13]展开了缝隙坝和切口坝拦砂性能试验研究，研究表明缝隙坝和切口坝具有降低泥石流密度和泥沙浓度的作用，并着重分析了其产生闭塞的条件及类型。贾世涛等^[14]分析了拦砂坝对不同性质的泥沙过流条件下流量、容重及颗粒物质等方面的调节。鱼脊型水石分离结构是一种新型拦砂坝，其属于透水型拦砂坝范畴，谢涛等^[15]对其进行了初步试验研究，主要以泥沙分离率为指标分析了其对粗颗粒的分离效果；吴佳俊等^[5]对类似的屋脊式拦砂坝进行了防治效果试验研究，以流速变化率、储流比和砂浆分离率等指标研究了该类结构对泥石流的防治效果。

归结起来，上述研究主要针对某种拦砂坝对泥石流的某一方面的防治效果展开研究，没有全面分析某种拦砂坝对泥石流的物质与能量调控效果。特别是鱼脊型水石分离结构或类似结构为新发展的泥石流防治结构，还没有应用实例，有必要通过试验研究对其泥沙调控效果进行全面地了解。谢涛等^[16]也指出，基于物质与能量调控效果的泥石流防灾减灾结构及其设计方法是泥石流拦挡坝发展的新趋势。作者针对鱼脊型水石分离结构，从物质与能量调控角度出发，提出相应的调控效果评价指标，并通过模拟试验，对其物质与能量调控效果进行系统的分析，为鱼脊型水石分离结构的设计与应用提供依据。

1 物质与能量调控功能及评价指标

鱼脊型水石分离结构由实体导流坝、鱼脊型水石分离格栅、导流堤及停积场等组成^[4]。导流坝具有拦截部分泥石流及抬高过流面的作用，鱼脊型水石分离格栅是结构的核心组成，发挥水石分离作用；导流堤用于排导下泄流体；停积场用于储存分离出来的固体物质。

初步研究表明鱼脊型水石分离格栅对泥石流的调控主要表现在对泥石流携带的固体物质的控制性和定量调控作用。理论上而言，通过控制格栅间距等结构参数，可以使分离出来的固体物质（分离物）具有较好的分选性，从而为分离物的进一步利用提供条件；且分离物的总量与固体物质颗粒级配及格栅间距等参数之间存在一定的定量关系，可以通过设计进行分离物总量的控制。通过格栅排泄到下游的物质（排泄物）中的固体颗粒将变小，可输移性变好；同时，随着排泄流体中固体物质量的减少，使得结构调控后的流体在物理力学性质上都发生变化，如流体流量、泥沙浓度、容重、含沙量等将降低，从而达到使泥石流变性为危害性小的含沙水流的目的。从能量调控角度而言，物质是能量的载体，物质上的变化必然导致能量上的变化，泥石流的能量主要来自于最初势能的转化逐渐形成的动能，主要反映在其对沟道的侵蚀、建筑物的冲击及掩埋等方面。随着粗颗粒被分离、固体物质总量减小、泥石流流速减小，泥石流的侵蚀、冲击力及掩埋能力将显著减小，从而起到显著减小泥石流危害的作用。

综上所述，可采用以下指标来表征鱼脊型水石分离结构的物质与能量调控效果（图1）：反映泥石流固体物质颗粒级配特征的平均粒径 $d_{\rm m}$ 和分选系数 $ {\rm{\sigma }}$ ^[17]，描述泥石流固体物质量变化特征的粒径段分离比 ${\lambda _i}$ 、粗颗粒分离比 $\lambda _{\rm c}$ 、细颗粒分离比 $\lambda _{\rm f}$ 以及泥沙总分离率 $P_{\rm t}$ 等指标，表征泥石流物理性质特征的泥石流容重以及泥沙浓度比R^[10]，表征能量变化的流速等。具体定义表达式见式（1）～（7）。

$ {\text{平均粒径}}d_{\rm m}{\text{：}}\;\;\;{d_{\rm{m}}} = \frac{{\displaystyle \sum {{f_i} \cdot {d_{{\rm{m}}i}}} }}{{100}}\;\;\;\;\qquad\quad $

(1)

$ \quad\;\;\;\;{\text{分选系数}}{{\rm{\sigma }}_{\varPhi }}{\text{：}}\;{\sigma _{\rm{\varPhi}} } = \sqrt {\frac{{\displaystyle \sum {{f_i} \cdot {{\left({d_{{\rm{m}}i{\rm{\varPhi}}}} - {d_{{\rm{m}}{\rm{\varPhi}} }}\right)}^2}} }}{{100}}} $

(2)

$ {\text{粒径段分离比}}{\lambda _i}{\text{：}}\;\;\;{\lambda _i} = \frac{{{m_i}}}{{{M_i}}}\qquad\qquad\quad $

(3)

$ {\text{粗颗粒分离比}}\lambda _{\rm c}{\text{：}}\;\;{\lambda _{\rm{c}}} = \frac{{{m_{\rm{c}}}}}{{{M_{\rm{c}}}}}\qquad\qquad\quad $

(4)

$ {\text{细颗粒分离比}}\lambda _{\rm f}{\text{：}}\;\;{\lambda _{\rm{f}}} = \frac{{{m_{\rm{f}}}}}{{{M_{\rm{f}}}}}\qquad\qquad\quad $

(5)

$ {\text{泥沙总分离率}}P_{\rm t}{\text{：}}\;\;{P_{\rm{t}}} = \frac{m}{M} \times 100{\text{%}}\;\;\;\;\quad $

(6)

$ {\text{泥沙浓度比}}R{\text{：}}\;\;\;R = \frac{{{C_{{\rm{va}}}}}}{{{C_{{\rm{vb}}}}}}\;\;\qquad\qquad\quad $

(7)

式中： $f_i$ 为各粒径组所占总物质的百分比，%； $d_{{\rm m}i}$ 为各粒径组的平均粒径，等于该粒径组上下界限的算数平均值，mm； $d_{{\rm m}i \varPhi}$ 与 $d_{{\rm{m}}\varPhi} $ 分别为各粒径组平均粒径和整个颗粒级配范围的平均粒径的 $\varPhi $ 单位表达， $d_\varPhi $ = ${\rm lb} \;d$ ，便于利用 $\sigma _{\varPhi} $ 进行分选性等级的判断； $m$ 为鱼脊型水石分离结构分离出的固体物质（下文简称分离物）总质量； $m_i $ 为结构分离物中各个粒径段的固体物质量； $ m_{\rm c}$ 为分离物中大于格栅间距的物料（下文简称粗颗粒）总质量； $m_{\rm f}$ 为结构分离物中小于格栅间距的物料（下文简称细颗粒）总质量；M为鱼脊型水石分离结构作用前的固体物质输入总质量； $M_i$ 为输入固体物料中各粒径段的质量； $M_{\rm c}$ 、 $ M_{\rm f}$ 则分别为原始输入物料中粗颗粒与细颗粒的质量； $C_{\rm va}$ 、 $C_{\rm vb} $ 分别为鱼脊型水石分离结构作用后与作用前泥石流的泥沙体积浓度。

根据定义式， $P_{\rm t}$ 又可写成粗颗粒分离率与细颗粒分离率的表达式，如式（8）所示，且粗颗粒分离率 $\lambda _{\rm c}$ 又可进一步写成式（9）：

${P_{\rm{t}}} = \frac{m}{M} = \frac{{{m_{\rm{c}}} + {m_{\rm{f}}}}}{M} = \frac{{{m_{\rm{c}}}}}{{{M_{\rm{c}}}}} \cdot \frac{{{M_{\rm{c}}}}}{M} + \frac{{{m_{\rm{f}}}}}{{{M_{\rm{f}}}}} \cdot \frac{{{M_{\rm{f}}}}}{M} = {f_{\rm{c}}} \cdot {\lambda _{\rm{c}}} + (1 - {f_{\rm{c}}}) \cdot {\lambda _{\rm{f}}}$

(8)

${\lambda _{\rm{c}}} = \frac{{{m_{\rm{c}}}}}{{{M_{\rm{c}}}}} = \frac{{{{{m_{\rm{c}}}}/M}}}{{{{{M_{\rm{c}}}}/M}}}{\rm{ = }}\frac{{{P_{\rm{c}}}}}{{{f_{\rm{c}}}}}$

(9)

式中： $ f_{\rm c}$ 为某结构输入物料中粗颗粒含量占总固体物质的累计百分率； $P_{\rm c}$ 可定义为粗颗粒分离率。

泥沙浓度比与泥沙分离率之间满足式（10）所示的关系：

$R = \frac{{{C_{\rm va}}}}{{{C_{\rm vb}}}} = \frac{{{V_{\rm sa}}}}{{{V_{\rm sb}}}} \cdot \frac{{{V_{\rm b}}}}{{{V_{\rm a}}}} = \frac{{\left( {1 - {P_{\rm t}}} \right){\gamma _{\rm ca}}}}{{{\gamma _{\rm cb}} - {P_{\rm t}}{C_{\rm vb}}{\gamma _{\rm{s}}}}}$

(10)

又泥石流容重 $\gamma_{\rm{c}} $ 与泥沙体积浓度 $C_v$ 之间满足一定的关系^[18]，则可进一步得到调控后的流体容重 $\gamma_{\rm{ca}}$ 表达式如式（11）所示：

${\gamma _{{\rm{ca}}}} = \frac{{{\gamma _{{\rm{cb}}}} - {P_{\rm{t}}} \cdot {C_{{\rm{vb}}}} \cdot {\gamma _{\rm{s}}}}}{{1 - {P_{\rm{t}}} \cdot {C_{{\rm{vb}}}}}}$

(11)

式中： $V_{\rm sb}$ 、 $M_{\rm sb}$ 分别为结构调控前的泥沙体积与质量， $M_{\rm sb}=M$ ； $V_{\rm sa}$ 、 $M_{\rm sa}$ 分别为结构调控后的泥沙体积与质量， $M_{\rm sa}=M-m$ ； $\gamma _{\rm s}$ 、 $\gamma _{\rm w}$ 分别为泥沙颗粒容重与水的容重， $\gamma _{\rm cb}$ 为结构调控前的泥石流容重。

2 试验方案及设置

初步研究得出鱼脊型水石分离结构主要适用于容重小于1.9 g/cm³的泥石流^[19]，而泥石流的容重主要取决于固体物质颗粒级配^[20]，且透水性拦砂坝的拦砂效果主要取决于透过缝隙与固体物质颗粒大小之间的关系^[21-22]。因此，试验以固体物质颗粒级配和水石分离结构的格栅间距作为主要控制变量，试验方案如表1所示。

研究考虑2种泥石流形成方式，系列A采用由黏土、沙和砾石组成的拌制泥石流体从料斗启动，系列B采用水流冲砂铺床泥沙形成的水石流，分别根据实测泥石流固体物质颗粒级配资料来配置相应的物源，如表2所示。

系列A试验中的颗粒级配来自于蒋家沟不同泥石流事件观察资料，颗粒级配编号为A1～A5，配置的试验流体容重分别对应1.9～1.5 g/cm³；系列B的颗粒级配资料主要来自于汶川震区各大泥石流沟堆积物的实测数据，编号为B1～B9，参考两相流理论中的分界粒径研究成果，仅考虑2～60 mm的粒径段来模拟两相流中的固体部分。固体物质用量均为100 kg。

试验中采用的3个不同的格栅结构模型如图2所示，除了格栅间距D不同外，其余结构参数均根据Xie^[23]、谢湘平^[24]等提出的方法设计成最佳值。格栅间距根据颗粒级配粒径组的分界粒径分别设置为20 mm、10 mm、5 mm，编号分别为GⅠ、GⅡ、GⅢ。试验还采用了不同数量的格栅结构组成梯级系统，一方面是为了增加试验多样性、减少试验组数，同时也为了初步考察梯级水石分离结构的调控效果。

试验装置示意图如图3所示，共由4节水槽和3个停积场组成。从上游至下游分别为水槽Ⅰ长6 m、宽0.4 m、高0.4 m，水槽Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ均长5 m、宽0.4 m、高0.5 m，停积场长1.5 m、宽1 m、高1 m；两侧可用容积为0.45 m³，用于安装水石分离结构和作为停积场储存分离出来的物料，水槽坡度固定，为20%。

试验物料采用蒋家沟泥石流堆积物料进行现场筛分，然后根据不同的颗粒级配数据和物质总量，分别称量每个粒径段的泥沙质量，配置出所需的原始物料。对于系列A试验，将称量好的固体物料与一定量的水均匀混合，配置出设计容重的浆体，再将浆体汇入集料池，打开集料池开口闸门形成泥石流；对于系列B试验，将称量好的固体物料混合均匀，摊铺在水槽Ⅰ的2～4 m段，集料池内装入清水，控制清水流量冲刷物料形成水石流。试验过程中测量的参数包括每个水石分离结构所分离的物料颗粒级配及质量、结构调控前后流体的流速，对于系列A试验；还需测量泥石流实际配置容重，并分别在结构调控前后的水槽中取泥石流样，测量实际流体的容重。

3 试验结果及分析

由于系列A（泥石流）试验会出现在料斗及水槽中的沉积现象，故仅用于泥石流容重变化分析和流速分析，固体物质颗粒级配变化及量的变化分析均来自于系列B（水石流）试验数据，且在分析中，基于以下的假设：

1）水石流试验忽略试验过程中的物料损失，即认为下一级结构的输入物源完全等于上一级结构的输入物源减去上一级结构的分离物。

2）鱼脊型水石分离结构仅对固相物质发生调控作用，液相（水）参数不发生变化。

这样，可以通过对3级结构进行拆分，得到更多的单级结构调控数据。

3.1 固体物质颗粒级配特征变化规律 3.1.1 分离物的颗粒级配变化规律

图4为系列B的3级结构分离物照片，可以直观看出固体物料经过从上游至下游的格栅，分离物的粗颗粒含量逐渐减小，细颗粒含量逐渐增多。图5（a）也反映了不同结构分离物的平均粒径变化规律，其中：G Ⅱ分离物与G Ⅰ分离物对比 $d_{\rm m}$ 减小率达30.8%～43.4%，平均减小率39.7%；GⅢ分离物与GⅡ分离物对比 $d_{\rm m}$ 减小率为20.7%～46.7%，平均减小率为34.8%。上述分析可以说明随着水石分离结构的作用，粗颗粒被逐渐分离出来，同时随着格栅间距的减小，分离出的大颗粒粒径逐渐减小。

在分选性上面，原始输入物料以及从上游到下游的分离物的分选系数呈现降低的趋势，根据Blott和Pye^[17]中提到的分选性分级标准，试验中，当输入物料分选性较差时（ $\sigma _\varPhi $ =0.9～1.3），各级分离物的分选性均处于一般（ $\sigma _\varPhi $ =0.6～1.0），分选性提高了一个等级。总体而言，通过鱼脊型水石分离结构的作用，分离出的固体颗粒物质分选性得到改善，且随着梯级结构的逐级分离，下游分离物的分选性更好。格栅间距的设置影响着分离物的分选性，若格栅间距设置得当，分离物的分选性将会得到更大的改善，为分离物的再次利用提供可能性，比如作为建筑材料。

3.1.2 排泄物的颗粒级配变化规律

图6（a）反映了各级结构排泄物料的平均粒径 $d_{\rm m}$ 变化规律，总体而言，随着鱼脊型水石分离结构的逐级调控，排泄物料的平均粒径逐渐减小，且相比原始输入固体物质而言显著减小，使流体携带的固体物质可输移性变好。经GⅠ作用后，排泄物料的平均粒径比原始物料的减小率为17.2%～38.6%，平均减小率为28.4%；经GⅡ作用后排泄物料的平均粒径较原始物料的减小率达29.3%～65.5%，平均减小率为46.3%。第3级结构作用后的排泄物料平均粒径与前一级作用后的排泄物相比并未出现显著减小，甚至会出现增大的情况，其主要原因可能在于矩值法计算方法本身的问题，矩值法受颗粒级配尾部分布异常影响较大，当颗粒级配的尾部权重较大时，计算出的平均粒径偏大。试验中的物料本身颗粒级配较窄，且经过前两级结构的作用后，粗颗粒粒径段（10–20–40 mm）基本被分离出，从而导致细颗粒粒径段（2–5–10 mm）所占权重偏大，计算出的平均粒径较实际情况偏大。

相较平均粒径，颗粒级配累积百分比曲线则直观地反映出整个颗粒级配的变化情况，如图6（b）所示。当设计分离粒径D小于颗粒最大粒径时，经结构作用后的排泄物料颗粒级配曲线的形状将发生明显改变，特别是大于格栅间距的粒径段的百分比含量。以颗粒级配编号B1为例，经过GⅠ+GⅡ的作用，各级排泄物与原始物料颗粒级配曲线整体形状发生了明显改变。设计分离粒径的比例方面，在GⅠ排泄物中，粒径大于20 mm的粒径段所占累积百分比不到3.00%；GⅡ的排泄物中，粒径大于10 mm的粒径段所占累积百分比为14.60%；在原始物料的颗粒级配B1中，相应的粒径段累积百分比分别为32.53%和60.00%。同时GⅡ排泄物和GⅠ排泄物的颗粒级配曲线相比变化也很明显。这说明水石分离结构对各粒径段的分离作用不同，对大于格栅间距的粗颗粒分离效果显著。

3.2 固体物质量的调控效果 3.2.1 粒径段分离比

根据系列B试验所测不同结构在不同原始物料条件下的分离物颗粒级配及质量，得到分离物每个粒径段的质量，根据式（3）得到相应结构作用下不同粒径段的分离率 ${\lambda _i}$ ，分析发现其与 $D/d_{{\rm m}i}$ 呈较好的幂函数关系，如图7所示。 $D/d_{{\rm m}i}$ 为格栅间距与每一粒径段平均粒径的比值，表征了粒径段尺度的相对格栅间距的大小。

这一关系能够很好地解释上述所提到的不同结构作用下排泄物的颗粒级配曲线特征。对于结构GⅠ，20–40 mm粒径段的 $D/d_{{\rm m}i}$ 小于1，则结构对该粒径段的分离比至少大于0.55，而对其他粒径组的分离比均小于0.5，大部分情况下小于0.2，从而导致了对 $D/d_{{\rm m}i}$ <1的粒径段的分离程度较大，表现为排泄物与相应输入物料的颗粒级配曲线形状呈现出较大差异。同理，对于结构GⅡ而言，10–20–40 mm粒径段的 $D/d_{{\rm m}i}$ 均小于1，表现在这两个粒径段的分离比大。反之，若水石分离结构格栅间距大于泥石流固体物质的最大粒径，则 $D/d_{{\rm m}i}$ 均大于1，结构对各粒径段的分离比 ${\lambda _i}$ 均小于0.5，且 $D/d_{{\rm m}i}$ 越大， ${\lambda _i}$ 越小，差距越小，表现在颗粒级配曲线上为排泄物与相应输入物料的曲线形状相似，也即结构对固体物质颗粒级配的调节作用不明显，分离作用不好。因此，在设计时要水石分离结构的格栅间距小于泥石流固体物质最大颗粒粒径。

3.2.2 粗（细）颗粒分离比

根据系列B的原始测量数据依据相应指标的定义式计算得到相关物质调控评价指标数据如表3所示。由表3可以看出， $\lambda _{\rm c}$ 位于0.8～1.0之间，平均值为0.815，在不同试验情况下波动不大。根据式（9），利用试验数据进行回归分析发现， $P_{\rm c}$ 与 $f_{\rm c}$ 之间呈现良好的线性关系，相关系数达0.834，如图8所示，则系数0.796即为通过回归关系确定的 $\lambda _{\rm c}$ 的代表值，与试验所得的算数平均值0.815相接近。

$\lambda _{\rm f}$ 的分布呈现明显的变化，说明其受固体物质颗粒级配特征及格栅间距的影响较大。受粒径段分离比 ${\lambda _i}$ 与 $D/d_{{\rm m}i}$ 之间的关系影响， $\lambda _{\rm f}$ 与 $D/d_{\rm fm}$ 也可用幂函数关系表达，通过试验数据回归分析（图9），发现其满足式（12）所示的关系，其中， $d_{\rm fm}$ 为细颗粒部分的颗粒平均粒径值。

${\lambda _{\rm{f}}} = 1.154{\left( {\frac{D}{{{d_{{\rm{fm}}}}}}} \right)^{ - 1.615}}$

(12)

3.2.3 泥沙总分离率

泥沙总分离率 $P_{\rm t}$ 为物质调控效果最重要的指标，根据式（8），结合第3.2.2节所得P_c与f_c关系及式（12），可写为：

${P_{\rm{t}}} = 0.796{f_{\rm{c}}} + 1.154{\left( {\frac{D}{{{d_{{\rm{fm}}}}}}} \right)^{ - 1.615}}(100 - {f_{\rm{c}}})$

(13)

简便起见，式（13）可进一步简写为：

${P_{\rm{t}}} = {f_{\rm{c}}} + {\left( {\frac{D}{{{d_{{\rm{fm}}}}}}} \right)^{ - 1.60}}(100 - {f_{\rm{c}}})$

(14)

为了验证该公式的合理性，利用试验得到的实测值（表3）与用式（13）、（14）得到的计算值进行比较发现，两者之间具有很高的匹配度，且简化的式（14）的计算结果除了个别值外，精度也满足要求，如图10所示。

对于由 $k$ 个结构组成的梯级鱼脊型水石分离系统，各结构之间的作用具有耦合性，因此可合理假设系统最终的物质分离率 $P_{\rm t}(k)$ 表达式为：

$ \begin{aligned}[b] {P_{\rm{t}}}\left( k \right) =& {f_{{\rm{oc}}}}(k) + {k^2} \times {\left(\sum\limits_{j = 1}^k {\frac{{{D_j}}}{{{d_{{\rm{of}}}}(j)}}} \right)^{{\rm{ - }}1.60}}\times\\ &(100 - {f_{{\rm{oc}}}}(k)),\;k = 1,2,\cdots,n \end{aligned}$

(15)

式中： ${P_{\rm{t}}}\left( k \right) $ 为 $ k $ 个结构组成的梯级鱼脊型水石分离系统， $ k=1 $ 时 ${P_{\rm{t}}}={P_{\rm{t1}}} $ ； $f_{\rm oc}(k)$ 为 $k$ 级水石分离系统原始输入物料（即第1级结构输入物料）中相对粗颗粒部分（粒径大于 $D_{ k}$ 的部分）在颗粒级配曲线上所占百分比； $d_{\rm of}(k)$ 为原始物料相对细颗粒部分的平均粒径； $k$ 为梯级水石分离子系统的级数，当 $k$ =1时，即单级结构，式（15）即为式（14）。利用试验数据可以分别得到1～3级系统下的实测物质总分离率（表3和4），将其与式（15）所得的计算值进行比较，如图11所示。两者的线性关系为0.939，接近1，相关系数 $R^2$ =0.943，说明利用式（15）能够很好地计算试验条件下的 $k$ 级系统的泥沙总分离率。

3.3 泥石流容重变化规律

在系列A试验中，初始泥石流流体均按设计泥石流容重来配置，然而试验过程中，因料池中和水槽Ⅰ中残留部分固体颗粒物质，实际流入水石分离格栅的流体容重并非设计泥石流容重。因此，在试验分析时，初始泥石流流体容重按在水槽Ⅰ取样所得的泥石流容重计算，各结构调控后的泥石流容重均按在各水槽固定位置在流体流动中取样所得的实测的泥石流容重分析，如表5所示。

根据试验数据，不同容重的泥石流体经过不同结构的作用后，泥石流容重均呈下降趋势，经过结构调控后容重减小率平均达13.4%；不同的结构导致的容重变化率不同，总体而言，对于同样容重的泥石流，结构的格栅间距越大，调控后泥石流的变化率越小；同样的结构作用下，泥石流初始容重越大，容重变化率越大。

其次，根据式（11）得到调控后的泥石流容重计算值与调控后泥石流体容重实测值进行对比发现，计算值要比实测值偏大，通过回归分析得出，两者线性系数为0.887，相关性系数为0.916（图12），可以认为式（11）能较好地估算鱼脊型水石分离结构调控后泥石流的容重，若考虑试验因素，乘以修正系数0.887即可。

3.4 流速变化规律

根据实测流速数据，泥石流试验中，不同容重的泥石流条件下，经过结构作用前后的流体流速变化趋势一致，均呈现减小的趋势，且随着容重的降低，对于1.6 g/cm³和1.5 g/cm³的流体，结构作用后峰值流速减小并不明显（图13）。这是因为容重较高的泥石流往往具有较强的黏性，在通过水石分离格栅时，分离出去的粗颗粒粘结了大量浆体，导致流体总量减小，流动性变差，从而运动速度相对减小。

总体而言，鱼脊型水石分离结构作用后，泥石流流速会减小，但调控的程度与泥石流性质及格栅间距大小有关系。一般而言，黏性越大，容重越大，结构作用后流速的减小程度越大；其次，还与结构调控后排泄流体携带物质量有关系，携带的物质量越大，调控后的流速越大。

4 结　论

根据鱼脊型水石分离结构的特点及已有研究成果，分析了鱼脊型水石分离结构对泥石流的物质与能量调控功能并通过试验得到了验证，提出了相关评价指标，探讨了相关指标与泥石流携带的固体物质颗粒级配、格栅间距等参数之间的关系，得到以下结论：

1）鱼脊型水石分离结构对泥石流固体物质具有控制性的、定量的调控作用，主要表现在分离物的量可定量计算，分离物的分选性较好，固体物质特别是大颗粒物质的减少使泥石流容重显著降低、流速减小，起到对泥石流物质与能量的调控效果。

2）鱼脊型水石分离结构对固体物质不同粒径段的调控效果不同。具体而言，在鱼脊型水石分离结构的调控下，粗颗粒（粒径大于格栅间距的固体物质，反之则为细颗粒）分离比为0.8～1.0，受格栅间距和固体物质颗粒级配特征的影响不明显；细颗粒分离比则受格栅间距（D）与细颗粒部分的颗粒级配特征影响很大，可以用幂函数来表达细颗粒分离比与 $D/d_{\rm mf}$ 之间的关系。

3）鱼脊型水石分离结构的泥沙总分离率与泥石流固体物质颗粒级配、结构的格栅分离间距等因素有关系，通过理论分析与试验数据推导得出了单个鱼脊型水石分离结构和梯级鱼脊型水石分离系统的物质总分离率的经验计算公式。

4）鱼脊型水石分离格栅调控后泥石流容重有一定程度的降低，容重减小率为8.7%～19.0%，平均减小率为13.4%，且容重越高，降低效果越明显，调控后的泥石流容重可以通过泥沙总分率（式（11））进行计算。

5）在试验条件下，经鱼脊型水石分离格栅调控后泥石流流速有一定程度的降低，从而降低了泥石流所携带的能量，减小了泥石流的危害。