非均質(zhì)結(jié)構(gòu)堰塞壩潰決機理模型試驗

石振明，張公鼎，彭 銘*，鐘啟明，蔡 爍

(1.同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院 地下建筑與工程系，上海 200092；2.同濟大學(xué) 巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海 200092；3.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029；4.長沙理工大學(xué) 計算機與通信工程學(xué)院，湖南 長沙 410114)

堰塞壩是由滑坡、崩塌、泥石流等失穩(wěn)地質(zhì)體堵江形成的天然壩體[1]。堰塞壩結(jié)構(gòu)和內(nèi)部材料分布受失穩(wěn)地質(zhì)體類型、材料、運動、河道邊界等因素影響，呈現(xiàn)明顯3維空間非均勻性特征。例如：短程巖質(zhì)滑坡通常能保持原有邊坡巖層特征而形成豎向非均質(zhì)結(jié)構(gòu)，如唐家山堰塞壩[2]；遠程巖質(zhì)滑坡通常發(fā)生碰撞崩解，并產(chǎn)生粗細(xì)顆粒分選而形成水平非均質(zhì)結(jié)構(gòu)，如小林村堰塞壩[3]。通常情況下，堰塞壩極少發(fā)生完全潰決[4]，過流斷面位置、非均質(zhì)結(jié)構(gòu)和材料性質(zhì)將顯著影響潰口發(fā)展和潰決流量過程，進而影響堰塞壩風(fēng)險評估和應(yīng)急處置。

現(xiàn)有關(guān)于堰塞壩潰決的研究主要分為3個方面：統(tǒng)計分析、數(shù)值模擬和模型試驗。統(tǒng)計分析方面，國內(nèi)外眾多學(xué)者建立了全球范圍內(nèi)的堰塞壩數(shù)據(jù)庫，調(diào)查統(tǒng)計了堰塞壩的成因、地點、材料組成、幾何形態(tài)、結(jié)構(gòu)類型、破壞模式等信息，并提出堰塞壩潰決參數(shù)的快速評估模型，如Peng[4]、Costa[5]、年廷凱[6]等。統(tǒng)計分析方法可以快速估算最終潰口尺寸和峰值流量，但無法定量分析沖刷機理和潰決過程。

數(shù)值模擬方面，針對堰塞壩潰決的物理計算模型可用于預(yù)測潰口發(fā)展和潰決流量過程。模型主要通過假定潰口橫、縱斷面演變模式來逐步計算潰壩洪水過程，如Chang[7]、Zhong[8]、Wang[9]等。近年來，也有學(xué)者基于深度平均理論采用有限差分法或SPH方法對堰塞壩潰決的真實水土耦合過程進行了模擬，如Pu[10]、Liu[11]等。數(shù)值模擬可為堰塞壩潰決的致災(zāi)風(fēng)險評估提供指導(dǎo)，但目前大多數(shù)計算模型對非均質(zhì)結(jié)構(gòu)的影響考慮不足，難以準(zhǔn)確預(yù)測壩體不同區(qū)域的潰口發(fā)展過程。

模型試驗方面，室外現(xiàn)場試驗、室內(nèi)水槽試驗、離心機試驗是開展堰塞壩潰決機理研究的重要手段。Zhou等[12–13]通過大型室外試驗研究了壩體變形過程和潰壩洪水突變現(xiàn)象，并提出紡錘型的壩體縱剖面演變模式。更多學(xué)者采用室內(nèi)水槽試驗研究堰塞壩潰決過程及機理。趙高文等[14]研究了壩體橫向高差對潰口發(fā)展的影響，發(fā)現(xiàn)橫向高差越懸殊，潰口側(cè)坡失穩(wěn)規(guī)模越大。Chen等[15]研究了地震和降雨兩種成因堰塞壩的破壞模式，結(jié)果表明松散材料相比密實材料會使峰值流量增加。Peng等[16]基于水槽試驗結(jié)果探討了3種材料組成的堰塞壩在滑坡涌浪作用下的潰決機理，并提出壩體破壞臨界條件。此外，趙天龍等[17–18]通過開展堰塞壩漫頂潰決的離心模型試驗，發(fā)現(xiàn)壩體內(nèi)大粒徑顆粒的存在使堰塞壩較少出現(xiàn)全潰的情況。這些研究有助于堰塞壩的應(yīng)急搶險工作，但目前的潰決模型試驗大多將模型壩體簡化為均質(zhì)壩，對結(jié)構(gòu)特征的關(guān)注較少，未能揭示壩體3維非均勻性結(jié)構(gòu)對堰塞壩潰決機理的影響。

鑒于此，依托自主研發(fā)的水槽試驗裝置，分別開展均質(zhì)結(jié)構(gòu)、豎向非均質(zhì)結(jié)構(gòu)、水平非均質(zhì)結(jié)構(gòu)的堰塞壩潰決模型試驗，系統(tǒng)分析壩體結(jié)構(gòu)對潰口發(fā)展、潰決流量、潰決歷時和潰壩程度等方面的影響，可為堰塞壩災(zāi)害的風(fēng)險評估和應(yīng)急處置提供參考。

1 試驗方案

1.1 試驗裝置

試驗在同濟大學(xué)自主設(shè)計的水槽裝置中進行，由矩形水槽、供水系統(tǒng)和尾水收集池等3部分組成，如圖1所示。

圖1 試驗裝置Fig. 1 Experimental apparatus

矩形水槽長5.0 m，寬0.4 m，高0.4 m，兩側(cè)邊壁均由有機玻璃制成，便于實時觀測槽內(nèi)試驗現(xiàn)象。考慮到絕大多數(shù)真實堰塞壩的河床坡度在0～3°范圍內(nèi)[4,6]，水槽縱坡度設(shè)定為1°。供水系統(tǒng)包括蓄水箱、水泵、電磁流量計和進水箱等。蓄水箱容積為4 m3；入庫水流通過水泵進行穩(wěn)定供給，入庫流量采用電磁流量計控制，誤差為±0.01 L/s；進水箱與水槽前部相連，用以防止入庫水流因泵出飛濺而對壩體穩(wěn)定性產(chǎn)生影響。尾水收集池容積為0.5 m3，用以排出潰壩洪水和收集沖積泥沙。

1.2 壩體尺寸參數(shù)

壩體模型的幾何尺寸如圖2所示。

圖2 壩體幾何尺寸和量測裝置Fig. 2 Dam geometry and measuring devices

壩體縱剖面（順河向）為梯形，壩高為24 cm，壩頂寬為24 cm，壩底寬為108 cm，上游壩坡坡比為1.0∶2.0（26.6°），下游壩坡坡比為1.0∶1.5（33.7°）。壩體橫剖面（橫河向）為矩形，壩長40 cm，與水槽寬度相等。根據(jù)堰塞壩成壩機制和搶險實例[2,14]，在靠近水槽邊壁壩頂一側(cè)開挖泄流槽以便觀察（圖2），泄流槽橫截面為三角形，截面積為20 cm2（高5 cm、寬8 cm）。壩體模型在水槽中央位置填筑，上游坡腳距離水槽前端210 cm。將壩體模型的形態(tài)特征參數(shù)（表1）與包含80個堰塞壩案例的統(tǒng)計范圍[4,13]進行了比較，由表1可知，壩體模型各參數(shù)均位于案例庫統(tǒng)計范圍內(nèi)，可以較好地模擬真實堰塞壩。

表1 壩體模型和真實堰塞壩的形態(tài)特征參數(shù)Tab. 1 Characteristic dimension parameters of model dam and natural landslide dams

1.3 壩體結(jié)構(gòu)類型

試驗對不同壩體結(jié)構(gòu)類型堰塞壩的潰決過程開展研究，工況設(shè)置見表2。

表2中：工況1～3為均質(zhì)結(jié)構(gòu)，材料在壩體內(nèi)部均勻分布；工況4～6為豎向非均質(zhì)結(jié)構(gòu)，壩體沿深度方向分為3層，如圖3（a）所示；工況7～9為水平非均質(zhì)結(jié)構(gòu)，按橫剖面上4象限劃分，將壩體分為4個區(qū)域，如圖3（b）所示。

表2 試驗工況Tab. 2 Experimental tests

圖3 模型壩體的非均質(zhì)結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 3 Schematic diagram of heterogeneous structure of model dams

不同非均質(zhì)結(jié)構(gòu)類型的顆粒級配空間分布不同，選取3種堰塞壩典型材料（根據(jù)中值粒徑分別命名為細(xì)粒、中粒和粗粒材料，級配曲線如圖4所示）對壩體內(nèi)部不同區(qū)域進行填筑。非均質(zhì)壩的顆粒級配空間分布遵循堵江成壩機制：工況4模擬材料沿深度方向逐漸致密的情況，如順層巖質(zhì)滑坡形成的唐家山堰塞壩[2]。工況5模擬內(nèi)部含堅硬巖層的情況，如坐落式坍塌形成的馬腦頂堰塞壩[19]。工況6模擬內(nèi)部含古風(fēng)化殼的情況，如三峽秭歸地區(qū)蓮沱組地層[20]。工況7～9模擬成壩過程中出現(xiàn)粗細(xì)顆粒分選時所對應(yīng)的顆粒級配空間分布，工況7、8、9模擬的顆粒反序程度不同，這與失穩(wěn)體細(xì)粒含量、滑移距離、滑床坡度及糙率有關(guān)[3]；粗細(xì)顆粒分選常見于高速遠程滑坡碎屑流形成的堰塞壩，如易貢堰塞壩[21]。為了便于對照，設(shè)置工況1和9、工況2和6、工況3和4的總體顆粒級配曲線完全相同，僅壩體內(nèi)部的材料分布形式不同（工況1～3為均勻分布）。

圖4 壩體材料顆粒級配曲線Fig. 4 Grading curves of landslide dam materials

壩體材料由不同粒徑卵石和石英砂混合而成，干密度為1 780 kg/m3，與堰塞壩現(xiàn)場鉆孔數(shù)據(jù)接近[22]。根據(jù)真實堰塞壩的單寬流量和弗勞德相似準(zhǔn)則[23]，試驗入庫流量的合理取值范圍為0.47～1.23 L/s，因此將各工況入庫流量設(shè)定為1.0 L/s。

試驗采用4臺高清攝像機記錄堰塞壩潰決全過程。攝像機分別架設(shè)于壩頂上方、壩體側(cè)面、壩前水位處和水槽末端（圖2）。攝像機①可獲取潰口頂寬及底寬；攝像機②可獲取潰口深度及潰口內(nèi)水深；攝像機③可獲取不同時刻壩前水位；攝像機④可獲取下游坡面及潰口橫剖面發(fā)展情況。

1.4 試驗步驟

1）試驗開始前，調(diào)試供水系統(tǒng)，架設(shè)量測裝置，在水槽側(cè)壁上粘貼壩體輪廓線和透明觀測網(wǎng)格（2 cm×2 cm）。

2）根據(jù)具體工況顆粒級配配制均勻壩壩體材料，非均質(zhì)壩按照壩體內(nèi)部分區(qū)配制相應(yīng)材料。

3）采用密度控制法填筑壩體，均質(zhì)壩和豎向非均質(zhì)壩沿深度方向分為3層依次進行填筑，水平向非均質(zhì)壩按壩體橫剖面上劃分的4個區(qū)域分別進行填筑。一個區(qū)域填筑壓實好后用隔板隔開，再繼續(xù)填筑下一相鄰區(qū)域。筑壩完成后，將隔板緩慢抽離，然后整平壩體，開挖泄流槽。

4）開啟供水系統(tǒng)和量測裝置，試驗開始。待壩體完全破壞或保持穩(wěn)定后，試驗結(jié)束。

2 試驗結(jié)果及分析

根據(jù)Shi等[24]對潰決階段的定義，按照壩體縱剖面演變情況，可以將潰決過程統(tǒng)一劃分為3個階段，如圖5所示。潰口形成階段（階段Ⅰ）從泄流槽全線過流開始，到侵蝕發(fā)展至上游坡面結(jié)束；潰口發(fā)展階段（階段Ⅱ）從侵蝕發(fā)展至上游坡面開始，到上游潰口底部高程穩(wěn)定結(jié)束；衰減平衡階段（階段Ⅲ）從上游潰口底部高程穩(wěn)定開始，到出入流平衡結(jié)束。劃分潰決階段有助于不同工況間的潰決參數(shù)定量比較，見表3。

圖5 堰塞壩的潰決階段Fig. 5 Breaching stages of landslide dams

表3 工況1～9的潰決參數(shù)Tab. 3 Breaching parameters of tests 1～9

2.1 均質(zhì)壩潰決過程分析

均質(zhì)壩的潰決過程如圖6所示。工況1的材料中值粒徑為1.6 mm，在工況1～3中最小。由圖6（a）可知：潰決開始后，沖刷首先發(fā)生在下游坡面，潰口底坡向上游方向移動，移動過程中潰口縱坡率基本不變（t=25 s）。t=51 s時，進入潰口發(fā)展階段（階段Ⅱ），壩體縱剖面由梯形變?yōu)榻迫切?；隨后，上游潰口快速下切，潰口側(cè)坡發(fā)生失穩(wěn)坍塌，潰決流量和潰口水深迅速增加，并于75 s達到峰值流量3.51 L/s，流量增大使下游潰口縱坡率減小至接近水平。t=132 s進入衰減平衡階段（階段Ⅲ），潰決流量逐漸減小，壩前水位緩慢下降，但細(xì)顆粒仍長時間在河床上做推移質(zhì)運動，直至潰決過程結(jié)束（t=219 s）。殘留壩體高度（即殘留壩體頂點高程）為7.2 cm，縱坡度為1.9°。

工況2材料中值粒徑為3.9 mm，大于工況1，小于工況3。由圖6（b）可知：下游坡面首先變陡并形成瀑布狀陡坎（t=25 s），這是由于淺層水流流速有限，難以侵蝕攜帶坡面上的粗顆粒。陡坎發(fā)育前移過程中，潰口側(cè)坡失穩(wěn)頻繁發(fā)生，在t=114 s進入潰口發(fā)展階段，階段Ⅰ歷時較工況1增加123.5%，原因是陡坎溯源侵蝕速度較慢，此時陡坎逐漸擴展為急陡坡形式。隨后于149 s達到峰值流量3.15 L/s，相比工況1減小了11.1%，原因是工況2材料粒徑較大，抗侵蝕能力較強，潰口下切速率較小，導(dǎo)致壩前水位與潰口底部之間相對高度較小。在t=182 s進入衰減平衡階段，粗顆粒逐漸沉積在河床表面形成粗化層，保護層下顆粒不被沖刷（t=219 s）。殘留壩體高度為8.5 cm，縱坡度為2.6°，較工況1分別增加了18.1%和36.8%。

工況3的材料中值粒徑為6.0 mm，在工況1～3中最大。由圖6（c）可知：下游坡面首先形成呈階梯狀分布的多級陡坎，陡坎數(shù)量多、規(guī)模?。╰=25 s）。t=155 s進入潰口發(fā)展階段，階段Ⅰ歷時較工況2增加了33.3%。隨后于186 s達到峰值流量2.82 L/s，此時壩體縱剖面呈波浪狀起伏，峰值流量比工況2減小了10.5%，原因是工況3材料粒徑更大，抗侵蝕能力更強。在t=212 s進入衰減平衡階段，大量粗顆粒沉積使粗化層快速形成（t=219 s）。殘留壩體高度為9.8 cm，縱坡度為3.0°，較工況2分別增加了15.3%和15.4%。

圖6 均質(zhì)壩的潰決過程Fig. 6 Breaching process of homogeneous dams

均質(zhì)壩的壩前水位和流量過程曲線如圖7所示，殘留壩體示意圖如圖8所示。分析圖7、8可知：均質(zhì)壩的峰值流量等潰決參數(shù)與材料中值粒徑呈線性關(guān)系。隨著中值粒徑增大，峰值流量減小，峰現(xiàn)時間推遲，殘留壩高增加，這與Coleman等[25]的觀測結(jié)果一致。原因是均質(zhì)壩內(nèi)部各區(qū)域土體的抗侵蝕特性相同，根據(jù)土體侵蝕率公式E=Kd(τ?τc)可知[26]，水土臨界剪切應(yīng)力τ一定時，材料粒徑越大，土體越難侵蝕起動（臨界剪切應(yīng)力τc越大），侵蝕發(fā)展越慢（可蝕性系數(shù)Kd越?。?。

圖7 均勻壩的壩前水位及潰決流量過程曲線Fig. 7 Upstream water level and outflow discharge hydrographs of homogeneous dams

圖8 均勻壩的殘留壩體示意圖Fig. 8 Residual dam of homogeneous dams

2.2 豎向非均質(zhì)壩潰決過程分析

豎向非均質(zhì)壩的潰決過程如圖9所示。工況4壩體沿深度方向依次為細(xì)–中–粗粒材料，總體顆粒級配與工況3相同。由于泄流槽的存在，壩體上部細(xì)粒層的最小厚度僅為3 cm，層狀沖刷時間較短，下游潰口很快發(fā)展至中粒層，并出現(xiàn)陡坎溯源侵蝕。由圖9（a）可知：壩體上中部交界位置存在明顯坡折點（t=25 s），坡折點上游坡度較小，下游坡度較大。t=47 s時進入潰口發(fā)展階段，上部細(xì)粒層侵蝕量較大，中部陡坎發(fā)育緩慢，原因是底部粗粒材料臨界剪切應(yīng)力較大，導(dǎo)致下游坡腳很難被破壞，陡坎跌水高度局限于中部土層厚度，再加上上游潰口侵蝕至中粒層后下切速度放緩，流量沒有明顯增加，致使陡坎溯源速度十分緩慢，直到壩體中部陡坎前移至上游坡面后，潰決流量才相對快速增加，于303 s達到峰值流量1.98 L/s；但由于這一時期壩前水位已經(jīng)較低，下泄庫水量有限，因此峰值流量相比工況3減小了29.8%。在t=320 s進入衰減平衡階段，較小的潰決流量導(dǎo)致粗化層快速形成，殘留壩體高度為13.0 cm，縱坡度為7.6°（t=326 s），較工況3分別增加了32.7%和153.3%。試驗結(jié)果說明，盡管總體顆粒級配相同，但工況4的潰決過程與工況3差異很大，非均質(zhì)結(jié)構(gòu)對潰口發(fā)展和潰決流量的影響顯著。

工況5壩體沿深度方向依次為細(xì)–粗–中粒材料。由圖9（b）可知：壩體上部細(xì)粒層首先出現(xiàn)層狀沖刷（與工況4相似），下游坡面形成兩級陡坎（t=25 s），原因是中部粗粒材料被水流搬運的距離不遠，多堆積于下游坡腳處，導(dǎo)致底部中粒層形成的新陡坎規(guī)模較小。t=43 s進入潰口發(fā)展階段，此時壩體中部粗粒層的侵蝕量明顯大于工況4。隨后，于t=66 s達到峰值流量2.70 L/s，峰值流量相比工況4增加了36.4%，這是由于工況5的下游坡腳遭沖刷破壞，陡坎跌水高度增加，潰口縱坡率明顯增大，更多水力勢能轉(zhuǎn)化為動能，水流侵蝕能力增強使上游潰口斷面快速下切加深，導(dǎo)致大量庫水下泄，潰決流量增大。t=82 s進入衰減平衡階段，殘留壩體高度為15.5 cm，較工況4增加了19.2%；縱坡度為7.7°，與工況4接近。但注意到，工況5殘留壩體上游前段的縱坡度高達13.9°（t=99 s），既反映了潰決過程中潰口縱坡率較大，也說明粗粒材料的斜坡起動拖曳力較大，潰決流量一經(jīng)減小便很快形成穩(wěn)定的殘余壩體。

圖9 豎向非均質(zhì)壩的潰決過程Fig. 9 Breaching process of vertical heterogeneous dams

工況6壩體沿深度方向依次為中–細(xì)–粗粒材料。由圖9（c）可知：潰決開始后，壩體中部細(xì)粒層的侵蝕量較大，底部粗粒層難以被侵蝕（t=25 s）。t=86 s進入潰口發(fā)展階段，階段Ⅰ歷時較工況5增加了一倍，此時陡坎消失，中部細(xì)粒層出現(xiàn)層狀沖刷，壩前水位快速下降。隨后，t=104 s達到峰值流量4.76 L/s，峰值流量相比工況5增加了76.3%；在水流劇烈沖刷下，底部粗粒層不再穩(wěn)定，下游坡腳被完全破壞。t=138 s進入衰減平衡階段，來自上游的細(xì)粒層土體沉積于潰口下游部分，壩體底部粗粒層在潰口上游部分形成粗化層，潰口縱坡率減?。╰=151 s）。殘留壩體高度為9.4 cm，縱坡度為4.0°，較工況5分別減小了39.6%和48.1%。

豎向非均質(zhì)壩的壩前水位和流量過程曲線如圖10所示，殘留壩體如圖11所示。由圖10、11可以看出：不同豎向非均質(zhì)結(jié)構(gòu)類型對潰口發(fā)展和潰決流量的影響顯著，原因是壩體內(nèi)部不同土層的τc和Kd值相差懸殊，侵蝕過程受局部區(qū)域材料性質(zhì)影響嚴(yán)重。上部土層主要影響潰口形成階段歷時和壩前水位變化；中部土層主要影響潰口發(fā)展階段的潰口下切速率；底部土層主要影響下游坡腳穩(wěn)定性和殘留壩體形態(tài)。峰值流量受中部及底部材料分布的影響最大，這是因為潰口下切速度、潰口縱坡率與中部及底部材料密切相關(guān)。潰口下切速度越快，釋放庫水量越多，流量越大；潰口縱坡率越大，水流侵蝕能力越強，反過來進一步促使?jié)⒖谙虑屑由睢?/p>

圖10 豎向非均質(zhì)壩的壩前水位及潰決流量過程曲線Fig. 10 Upstream water level and outflow discharge hydrographs of vertical heterogeneous dams

圖11 豎向非均質(zhì)壩的殘留壩體示意圖Fig. 11 Residual dam of vertical heterogeneous dams

2.3 水平非均質(zhì)壩潰決過程分析

水平非均質(zhì)壩的潰決過程如圖12所示，水平非均質(zhì)壩的最終潰口形態(tài)如圖13所示。

由圖12（a）可以看出：工況7中，水流首先侵蝕過流側(cè)上方細(xì)粒區(qū)域（t=25 s）。t=38 s進入潰口發(fā)展階段，壩體過流側(cè)下方中粒區(qū)域形成急陡坡，并且出現(xiàn)明顯坡折點。隨后，潰口下切的速率減小，同時側(cè)坡發(fā)生失穩(wěn)坍塌導(dǎo)致潰口展寬，潰口擴展至壩體對岸側(cè)上方中粒區(qū)域，并于87 s達到峰值流量2.58 L/s。t=189 s，進入衰減平衡階段，過流側(cè)下方和對岸側(cè)上方材料里的粗顆粒共同構(gòu)成了粗化層（t=195 s）。殘留壩體高度為12.5 cm，縱坡度為4.5°，最終潰口形態(tài)如圖13（a）所示。

圖12 水平非均質(zhì)壩的潰決過程Fig. 12 Breaching process of horizontal heterogeneous dams

圖13 水平非均質(zhì)壩的最終潰口形態(tài)Fig. 13 Final breach shape of horizontal heterogeneous dams

由圖12（b）可知：工況8過流側(cè)細(xì)粒區(qū)域首先出現(xiàn)層狀沖刷。相比工況7，工況8潰口側(cè)坡失穩(wěn)次數(shù)較少，潰口寬度較小，最終潰口形態(tài)相對深且窄（圖13（b）），這與Shi[24]、Jiang[27]等觀測結(jié)果一致。原因是過流側(cè)細(xì)粒材料導(dǎo)致潰口下切速率較大，潰口深度急劇增加，造成壩體內(nèi)部含水率較低，成為相對穩(wěn)定的非飽和土區(qū)域，不易發(fā)生失穩(wěn)。于62 s達到峰值流量3.59 L/s，相比工況7增加了39.1%。在t=131 s進入衰減平衡階段，未形成粗化層（t=195 s）。殘留壩體高度4.1 cm，縱坡度為0.9°，較工況7分別減小67.2%和80.0%。

由圖12（c）可知：工況9過流側(cè)上方中粒區(qū)域首先形成陡坎（t=25 s）；陡坎前移過程中由于潰口側(cè)坡失穩(wěn)頻繁發(fā)生，大量粗顆粒沉積在潰口內(nèi)，使水流難以侵蝕過流側(cè)下方細(xì)粒區(qū)域。在t=132 s進入潰口發(fā)展階段，并于149 s達到峰值流量3.07 L/s，峰值流量與工況8相比減小了14.5%。這是因為工況9的潰口大幅展寬至壩體對岸側(cè)上方粗粒區(qū)域，較多粗顆粒坍塌落入潰口內(nèi)并沉積，既使水流挾沙濃度上升，又使?jié)⒖诳v坡率減小，兩者均導(dǎo)致水土界面剪應(yīng)力減小[28]。因此，與工況8相比，工況9最終潰口形態(tài)相對淺且寬（圖13（c））。在t=175 s進入衰減平衡階段，主要由對岸側(cè)上方材料的粗顆粒構(gòu)成了粗化層（t=195 s）。殘留壩體高度為11.8 cm，縱坡度為4.8°，較工況8分別增加了187.8%和433.3%。

水平非均質(zhì)壩的壩前水位和潰決流量過程曲線如圖14所示，殘留壩體如圖15所示。

圖14 水平非均質(zhì)壩的壩前水位及潰決流量過程曲線Fig. 14 Upstream water level and outflow discharge hydrographs of horizontal heterogeneous dams

圖15 水平非均質(zhì)壩的殘留壩體示意圖Fig. 15 Residual dam of horizontal heterogeneous dams

綜合以上試驗結(jié)果可知：水平非均質(zhì)壩內(nèi)部4個區(qū)域?qū)⒖诎l(fā)展的影響不同。過流側(cè)上方材料主要影響潰決前期的潰口下切速率；過流側(cè)下方和對岸側(cè)上方材料主要影響潰決中后期的潰口下切及展寬速率；對岸側(cè)下方材料對潰口發(fā)展的影響最小。當(dāng)潰口深度增加較快、潰決歷時較短時，潰口展寬有限，對岸側(cè)上方的材料對潰口發(fā)展的影響明顯減?。ür8）；當(dāng)潰口深度增加較慢、潰決歷時較長時，潰口展寬明顯，這種情況下，若對岸側(cè)上方材料含有的粗顆粒較多，會使?jié)Q中后期的潰口下切速率和峰值流量減?。ür9）。

3 討 論

3.1 均質(zhì)壩壩體材料的影響機理分析

綜合第2.1節(jié)試驗結(jié)果可知，壩體材料對堰塞壩的潰口侵蝕過程有重要影響，不同中值粒徑材料的均質(zhì)壩的潰決特征存在顯著差異。

工況1的材料粒徑最小，表現(xiàn)為層狀沖刷特征，壩體繞壩底固定旋轉(zhuǎn)點逐步反向切割[25]，潰口縱坡度先快速減小，然后穩(wěn)定在材料內(nèi)摩擦角附近，直到衰減平衡階段再逐漸趨于水平。原因是中值粒徑較小時，材料臨界剪切應(yīng)力τc較小，顆粒斜坡上起動拖曳力弱[29]，可蝕性系數(shù)Kd較大，坡面侵蝕發(fā)展速度快。

隨著材料粒徑逐步增大，工況2和工況3均表現(xiàn)為陡坎侵蝕特征，兩者的區(qū)別在于工況2出現(xiàn)單級陡坎，潰口下游部分的縱坡度逐漸增加甚至接近垂直；工況3出現(xiàn)呈階梯狀分布的多級陡坎，侵蝕量較小。造成上述差異的原因是，工況3材料內(nèi)部粗顆粒之間的相互咬合力更強，同時根據(jù)經(jīng)驗公式Kd=20 075e4.77Cu?0.76可知[7]，工況3的材料中值粒徑更大，可蝕性系數(shù)Kd值較小。在陡坎侵蝕過程中，跌水處會形成特殊水力結(jié)構(gòu)，即漫頂水流流經(jīng)陡坎后向下沖擊底部材料，產(chǎn)生反向旋流，旋流會在階梯斷面上施加剪應(yīng)力[29–30]。因此，陡坎高度越大，潰口溯源及下切侵蝕速率越大，潰決歷時越短，造成的峰值流量也越大。

3.2 非均質(zhì)結(jié)構(gòu)的影響機理分析

由第2.2、2.3節(jié)試驗結(jié)果可知，不同非均質(zhì)結(jié)構(gòu)類型對堰塞壩潰口發(fā)展和潰決流量的影響不同，無論是豎向非均質(zhì)還是水平非均質(zhì)結(jié)構(gòu)，都不能將其完全簡化為均質(zhì)壩，而應(yīng)根據(jù)壩體結(jié)構(gòu)類型和內(nèi)部材料分布深入分析不同區(qū)域材料對潰決過程的影響。

3種豎向非均質(zhì)壩表現(xiàn)為不同的復(fù)合型潰決模式，如圖16所示。

圖16 豎向非均質(zhì)壩的潰決模式Fig. 16 Failure mode of vertical heterogeneous dams

由圖16可知：對于細(xì)–中–粗的結(jié)構(gòu)類型（工況4）來說，潰決模式為上部層狀沖刷、中部陡坎侵蝕、底部坡腳穩(wěn)定，峰值流量小，峰現(xiàn)時間晚。這是由于該潰決模式下，上游庫水不是在短時間內(nèi)一次性快速下泄，而是分階段長時間多次釋放；侵蝕上部細(xì)粒層時，潰決流量以相對較快的速度增加，隨后由于中部陡坎溯源速度緩慢，潰決流量經(jīng)歷長時間減緩，在達到峰值前上游庫水很大程度已經(jīng)釋放（圖10）。對于細(xì)–粗–中的結(jié)構(gòu)類型（工況5）來說，潰決模式為上部層狀沖刷、中部斜陡坡侵蝕、底部局部沖刷，壩體中部粗粒層的存在導(dǎo)致峰現(xiàn)時間早，殘留壩體高度大。對于中–細(xì)–粗的結(jié)構(gòu)類型（工況6）來說，潰決模式為上部陡坎侵蝕、中部及底部層狀沖刷。上部陡坎侵蝕使?jié)⒖谛纬呻A段歷時延長，壩前水位持續(xù)升高；中部細(xì)粒材料使?jié)⒖诎l(fā)展階段的潰口下切速率顯著增加，導(dǎo)致峰值流量較大，致災(zāi)風(fēng)險較高。工況6與工況2均質(zhì)壩的總體顆粒級配相同，但與工況2相比，工況6的峰值流量增加了52.6%，峰現(xiàn)時間提前了30.2%。

3種水平非均質(zhì)壩的潰口下切和展寬過程存在明顯差異，潰決模式如圖17所示。由圖17可知：對于過流側(cè)細(xì)–中、對岸側(cè)中–粗的結(jié)構(gòu)類型（工況7）來說，潰決前期以下切侵蝕為主，中后期下切侵蝕和側(cè)向侵蝕同時發(fā)育，最終有粗化層形成。對于過流側(cè)為細(xì)、對岸側(cè)中–粗的結(jié)構(gòu)類型（工況8）來說，潰決過程始終以下切侵蝕為主，潰口形態(tài)深且窄，峰值流量較大，最終無粗化層形成。對于過流側(cè)中–細(xì)、對岸側(cè)粗–中的結(jié)構(gòu)類型（工況9）來說，潰決過程中以側(cè)向侵蝕為主，潰口形態(tài)淺且寬，峰值流量較小，最終有粗化層形成，殘留壩體高度較大。工況9與工況1均質(zhì)壩的總體顆粒級配相同，但與工況1相比，工況9的峰值流量減小了12.5%，峰現(xiàn)時間推遲了108.0%，這說明該結(jié)構(gòu)類型和潰決模式的致災(zāi)風(fēng)險較低。

圖17 水平非均質(zhì)壩的潰決模式Fig. 17 Failure mode of horizontal heterogeneous dams

開挖泄流槽是堰塞壩應(yīng)急處置中常用的工程措施之一[2,6]。由第2.3節(jié)試驗結(jié)果可知，泄流槽設(shè)計時應(yīng)盡可能考慮非均質(zhì)結(jié)構(gòu)的影響，最好基于結(jié)構(gòu)特征促進潰口展寬進行泄洪，以降低峰值流量，還可采用堆石等其他措施增加潰口內(nèi)粗粒含量以抑制潰口過快下切。

由于真實堰塞壩的壩體結(jié)構(gòu)及內(nèi)部材料分布情況十分復(fù)雜，準(zhǔn)確獲取壩體結(jié)構(gòu)信息通常存在較大困難，且目前關(guān)于壩體顆粒級配空間分布的統(tǒng)計分析也相對較少，因此，試驗對模型壩體的非均質(zhì)結(jié)構(gòu)類型及內(nèi)部材料分布進行了較為理想化的處理，與某些實際情況可能不符，也沒有考慮壩體內(nèi)部顆粒級配存在漸變等情況。

4 結(jié) 論

依托水槽試驗裝置，開展了不同結(jié)構(gòu)類型堰塞壩的潰決物理模型試驗，研究了均質(zhì)、豎向非均質(zhì)和水平非均質(zhì)結(jié)構(gòu)對潰決過程的影響，主要結(jié)論如下：

1）成壩過程中的顆粒分選等現(xiàn)象使堰塞壩常呈明顯3維空間非均勻性，導(dǎo)致侵蝕過程受局部區(qū)域材料性質(zhì)影響嚴(yán)重。

2）均質(zhì)壩中，隨著中值粒徑增大，由于材料抗侵蝕能力增強，潰決特征先由層狀沖刷變?yōu)槎缚睬治g，再變?yōu)槎嗉壎缚睬治g，峰值流量逐漸減小，峰現(xiàn)時間逐漸推遲。

3）豎向非均質(zhì)壩中，上部土層影響潰口形成階段歷時和壩前水位；中部土層影響潰口發(fā)展階段的潰口下切速率；底部土層影響下游坡腳穩(wěn)定性和殘留壩體形態(tài)。由于潰口加速下切和潰決流量增加彼此間的相互疊加影響作用，中部及底部材料分布對峰值流量的影響最為顯著。

4）水平非均質(zhì)壩中，壩體內(nèi)部4個區(qū)域?qū)⒖诎l(fā)展的影響不同。過流側(cè)上方材料影響潰決前期的潰口下切速率；過流側(cè)下方、對岸側(cè)上方材料分別影響潰決中后期的潰口下切、展寬速率；對岸側(cè)下方材料對潰口發(fā)展影響最小。泄流槽設(shè)計時應(yīng)考慮非均質(zhì)結(jié)構(gòu)的影響，基于結(jié)構(gòu)特征采用工程措施限制潰口深切并促進潰口展寬以降低峰值流量。

試驗對真實堰塞壩的非均質(zhì)結(jié)構(gòu)進行了簡化，實際情況中壩體內(nèi)部材料分布可能更為復(fù)雜多變。因此，將來有必要對堰塞壩堵江成壩機制進行深入研究，并結(jié)合多種勘探技術(shù)以準(zhǔn)確獲取結(jié)構(gòu)信息；還應(yīng)嘗試基于3維非均質(zhì)結(jié)構(gòu)建立更精確的潰壩計算模型。