武陽高速某尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性及潰壩演進(jìn)過程分析

吳高杰,任偉中*,占美杰,高開豐,舒天白

(1.紹興文理學(xué)院土木工程學(xué)院，浙江 紹興 312000；2.中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所，湖北 武漢 430071)

隨著國家經(jīng)濟(jì)建設(shè)的高速發(fā)展，我國的道路、橋梁呈現(xiàn)縱橫交錯(cuò)的密集化發(fā)展趨勢，道橋線路設(shè)計(jì)避讓尾礦庫的難度持續(xù)增加。但在國內(nèi)外現(xiàn)有、在建尾礦庫數(shù)量不斷上漲的同時(shí)，筑壩工法并未得到明顯發(fā)展，依然以上游法堆筑為主，客觀上形成了較多的潛在高風(fēng)險(xiǎn)源[1]。通過統(tǒng)計(jì)20起國內(nèi)外尾礦庫重大潰壩事故的誘因，發(fā)現(xiàn)壩體失穩(wěn)和滲透破壞的占比最高。于廣明等[2]統(tǒng)計(jì)了全國12 655個(gè)尾礦庫的賦存情況，發(fā)現(xiàn)其中存在風(fēng)險(xiǎn)的尾礦庫有4 910個(gè)，多分布于山區(qū)道路沿線和重要交通橋梁上游溝谷。山西襄汾新塔礦業(yè)尾礦庫潰壩、廣東信宜紫金礦業(yè)潰壩等事故均表明，潰壩將對(duì)尾礦庫周邊人民生命和財(cái)產(chǎn)安全造成重大的影響，因此針對(duì)尾礦庫開展安全評(píng)估并進(jìn)行針對(duì)性防控具有重大的意義。

尾礦庫潰壩過程可以分為3個(gè)階段：①壩體在一定致災(zāi)因素影響下變得不穩(wěn)定；②失穩(wěn)后尾礦砂裹挾地表巖石、砂礫形成具有高能量的沖擊流；③沖擊流沿溝谷向下游演進(jìn)損毀沿途構(gòu)筑物[3]。國內(nèi)外學(xué)者基于上述認(rèn)識(shí)，對(duì)尾礦庫的潰壩原因、壩體穩(wěn)定性、演進(jìn)過程、防護(hù)措施等開展了大量的研究。如韓立業(yè)[4]通過對(duì)引起尾礦庫潰壩的致災(zāi)原因進(jìn)行詳細(xì)分析，歸納得出尾礦庫潰壩4類主要誘因：滲流、強(qiáng)降雨漫壩、邊坡失穩(wěn)和地震；Shakesby等[5]通過對(duì)贊比亞Arcturus金礦尾礦庫潰壩原因進(jìn)行分析，認(rèn)為主要誘因是壩坡過陡與短期大量降雨；Chakraborty等[6]采用FLAC對(duì)某一土質(zhì)尾礦壩的典型橫斷面進(jìn)行了靜力和動(dòng)力分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)地震條件下壩體變形嚴(yán)重；Zandarin等[7]針對(duì)暴雨工況下低滲透性尾礦壩浸潤線下降慢的問題，應(yīng)用流固耦合有限元來仿真壩體響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)壩體穩(wěn)定性受控于毛細(xì)現(xiàn)象；Alonso等[8]詳細(xì)分析了Aznalcollar尾礦庫的潰壩特點(diǎn)，并采用極限平衡法和強(qiáng)度折減法解釋了壩體破壞的機(jī)理；鄭欣等[9]結(jié)合工程案例通過對(duì)尾礦庫潰壩過程進(jìn)行分析，總結(jié)得出5種尾礦庫潰壩模式；鄧敦毅等[10]分析了坡度、堆積體高度、不平衡力變化等對(duì)尾礦庫穩(wěn)定性的影響；柴嘯龍等[11]研究認(rèn)為尾礦庫潰壩泥石流通過沖擊、沖刷、堆積、磨蝕等對(duì)構(gòu)筑物進(jìn)行破壞；王璐璐等[12]研究認(rèn)為可以通過模型試驗(yàn)、經(jīng)驗(yàn)公式和數(shù)值模擬方法對(duì)尾礦庫潰壩演進(jìn)過程進(jìn)行分析；陳青生等[13]通過對(duì)礦山尾礦庫潰壩砂流采用MAC法的交錯(cuò)網(wǎng)格進(jìn)行仿真模擬，提出了一種砂流影響預(yù)測方法；李全明等[14]通過建立尾礦泥下泄數(shù)學(xué)模型，模擬分析了尾礦庫潰壩后洪水的行進(jìn)過程及礦砂的淤積過程；何思明等[15]以Hertz接觸理論為基礎(chǔ)，推導(dǎo)出泥石流對(duì)防護(hù)措施沖擊力的計(jì)算方法。

通過總結(jié)前人研究工作可以看出，已有的研究成果均是對(duì)尾礦庫潰壩機(jī)理、潰壩模式、潰壩演進(jìn)過程等單方面的研究，缺少結(jié)合實(shí)例從尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性計(jì)算、潰壩演進(jìn)全過程分析等方面的研究。鑒于此，本文對(duì)武陽高速一大橋附近的某尾礦庫進(jìn)行安全評(píng)估，先后開展了壩體穩(wěn)定性分析和潰壩演進(jìn)過程分析。該案例可為同類工程的選線、安全評(píng)估和地災(zāi)防控提供參考。

1 工程背景

1. 1 尾礦庫概況

本次研究的尾礦庫位于武陽高速公路K52+330～K52+430段上游約40～70 m處。壩址區(qū)原為一水庫，初期壩高為9.2 m，壩頂高程為76 m，上游坡比為1∶3，下游坡比為1∶4，在此基礎(chǔ)上采用二次法共修筑三期子壩。尾礦庫閉庫時(shí)壩體設(shè)計(jì)總高度為25.2 m，目前已完成兩期子壩，壩體總高度為21.2 m(含初期壩)，設(shè)計(jì)總庫容為110.95萬m3，屬四等尾礦庫。

該尾礦庫傍山而建，三面筑壩，總體可分為5個(gè)區(qū)段，按順時(shí)針依次為3#副壩、2#副壩、主壩、1#副壩和4#副壩(見圖1)。該尾礦庫壩體除初期壩為堆石壩外，其余壩體均為土壩。區(qū)內(nèi)地貌屬于構(gòu)造剝蝕殘丘地貌，標(biāo)高處于43.8～80.6 m區(qū)間，局部相對(duì)高差為5～15 m，地表稍有起伏，丘頂圓滑，坡角多為10°～15°。區(qū)內(nèi)巖性自上而下分別為第四系覆蓋土層和石英閃長巖，未見明顯的構(gòu)造活動(dòng)痕跡。區(qū)內(nèi)地表水主要為附近的池塘、溝渠，補(bǔ)給來源為大氣降水，水量隨季節(jié)變化較大；地下水主要為第四系松散巖類孔隙水。

圖1 武陽高速公路某尾礦庫與線路關(guān)系圖Fig.1 Relationship diagram between a tailings pond and Wuyang Expressway

1. 2 壩坡破壞現(xiàn)狀

2000年該水庫開始作為尾礦庫使用，2009年10月尾礦庫壩體加高8 m，壩體加高至84 m高程(見圖2)，2019年8月尾礦庫壩體再次加高至88 m高程(見圖3)，閉庫時(shí)尾礦庫壩體最終高程為92 m。

圖2 2009年10月尾礦庫運(yùn)行狀態(tài)Fig.2 Operating status of the tailings pond in October 2009

圖3 2019年8月尾礦庫運(yùn)行狀態(tài)Fig.3 Operating status of the tailings pond in August 2019

根據(jù)現(xiàn)場調(diào)查，該尾礦庫1#副壩轉(zhuǎn)角處發(fā)育有兩處變形體，其中一處長約10 m向外側(cè)滑動(dòng)，另一處長約4 m向內(nèi)側(cè)滑動(dòng)，兩者之間相距約5 m左右，危險(xiǎn)性較大，該尾礦庫壩體變形區(qū)域示意圖見圖4。

圖4 尾礦庫壩體變形區(qū)域示意圖Fig.4 Schematic diagram of dam deformation area of the tailings pond

由圖4可見，該尾礦庫壩體變形體前緣已將部分平臺(tái)排水溝覆蓋，B1處局部小范圍發(fā)生滑坡，B2處壩體局部發(fā)生變形。此外，該尾礦庫壩體局部還存在出滲現(xiàn)象[見圖5(a)]，筑壩材料含水量增大，土體呈泥濘狀，部分筑壩材料被水流裹挾沖蝕至溝內(nèi)[見圖5(b)]，排水溝兩側(cè)甚至被掏空[見圖5(c)]。結(jié)合《尾礦庫安全技術(shù)規(guī)程》(AQ 2006—2005)[16]要求，初步認(rèn)為該尾礦庫壩體的穩(wěn)定性及防洪、拱洪系統(tǒng)不符合要求，應(yīng)列為病庫進(jìn)行安全評(píng)估。

圖5 尾礦庫壩體滲流變形現(xiàn)象Fig.5 Dam seepage deformation of the tailings pond

2 地質(zhì)概化模型建立及參數(shù)選取

2. 1 地質(zhì)概化模型建立

考慮到該尾礦庫可能發(fā)生壩體滑坡，進(jìn)而發(fā)生潰壩，故針對(duì)尾礦庫安全評(píng)估需要進(jìn)行壩體滲流穩(wěn)定性抽取和潰壩演進(jìn)過程分析兩方面工作。據(jù)此結(jié)合工程地質(zhì)條件和武陽高速公路K52+330～K52+430段線位，抽取該尾礦庫地質(zhì)概化模型。

位于武陽高速公路段上游區(qū)域的該尾礦庫壩體包括主壩、2#副壩和3#副壩三段。其中，2#副壩和3#副壩高度均較小，外側(cè)流通區(qū)域較平坦開闊且距高速公路較遠(yuǎn)，不具備潰壩流通條件；主壩的壩體高度最大，距高速公路最近，且外側(cè)流通區(qū)域地形屬于槽谷型，對(duì)高速公路安全的潛在影響最大，故將主壩作為分析對(duì)象切取K52+300A和K52+300B斷面構(gòu)建該尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性分析和潰壩演進(jìn)過程分析地質(zhì)概化模型,見圖6和圖7。

圖6 尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性分析K52+300A斷面地質(zhì)概化模型Fig.6 Geological generalized model of K52+300A for the tailings pond dam seepage stability analysis

圖7 尾礦庫壩體演進(jìn)過程分析K52+300B斷面地質(zhì)概化模型Fig.7 Geological generalized model of K52+300B for the tailings pond dam break evolution analysis

建立的該尾礦庫壩體穩(wěn)定性分析有限元數(shù)值模型，見圖8。模型中尾礦庫壩體考慮到初期壩1級(jí)子壩成壩時(shí)間較長，壓實(shí)度較高，統(tǒng)一概化為老壩體，2級(jí)子壩和尚未修筑的3級(jí)子壩統(tǒng)一概化為新筑子壩，尾礦庫內(nèi)自上而下分別為尾粉砂、粉質(zhì)黏土，基巖為全強(qiáng)風(fēng)化閃長巖。尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性分析采用圖6模型，潰壩演進(jìn)過程分析采用圖7模型。滲流狀態(tài)有限元數(shù)值模型根據(jù)地質(zhì)概化模型尺寸范圍而建立，生成了對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格模型，如圖8所示，底部y和x方向約束，上表面自由邊界，右側(cè)為變水頭邊界，整個(gè)模型共劃分為4 930個(gè)節(jié)點(diǎn)，4 797個(gè)單元。

圖8 尾礦庫壩體穩(wěn)定性分析有限元數(shù)值模型示意圖Fig.8 Schematic diagram of finite element numerical model for the stability analysis of the tailings pond dam

2. 2 巖土體物理力學(xué)參數(shù)選取

在現(xiàn)場采取3組尾粉砂，取樣地點(diǎn)距離主壩放礦口10 m，其中原狀樣2組10個(gè)，擾動(dòng)樣1組5個(gè)。依據(jù)《尾礦堆積壩巖土工程技術(shù)規(guī)范》(GB 50547—2010)和《土工試驗(yàn)規(guī)程》(SL 237—1999)在室內(nèi)對(duì)尾粉砂進(jìn)行顆分和壩體強(qiáng)度參數(shù)反演等工作，并綜合試驗(yàn)結(jié)果和同類工程經(jīng)驗(yàn)，得到該尾礦庫巖土體的物理力學(xué)參數(shù)取值，見表1。其中，尾礦庫尾粉砂現(xiàn)場采樣和室內(nèi)顆粒分析試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。

表1 尾礦庫巖土體物理力學(xué)參數(shù)

圖9 尾礦庫尾粉砂現(xiàn)場采樣和室內(nèi)顆粒分析試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Photo of on-site sampling and laboratory particle analysis test result of tailing silty sand from the tailings pond

3 尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性分析

本文結(jié)合尾礦庫的實(shí)際運(yùn)行條件，分非滲流和滲流兩種狀態(tài)對(duì)壩體穩(wěn)定性進(jìn)行分析。其中，在非滲流狀態(tài)下，分析現(xiàn)狀與閉庫時(shí)壩體天然工況和飽水工況下的穩(wěn)定性；在滲流狀態(tài)下，分析現(xiàn)狀與閉庫時(shí)壩體正常運(yùn)行工況和洪水運(yùn)行工況下的穩(wěn)定性。由于尾粉砂和壩體均可概化為均質(zhì)體，潛在的滑動(dòng)面將以圓弧狀為主，故非滲流狀態(tài)下壩體穩(wěn)定性計(jì)算采用Bishop法和簡布法通過自動(dòng)搜索滑面進(jìn)行。

3. 1 非滲流狀態(tài)下壩體穩(wěn)定性分析

3.1.1 現(xiàn)狀壩體非滲流穩(wěn)定性計(jì)算

根據(jù)現(xiàn)場踏勘、野外調(diào)查和模擬分析計(jì)算非滲流狀態(tài)下該尾礦庫現(xiàn)狀壩體的整體穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)最危險(xiǎn)滑面出現(xiàn)在局部位置，說明該尾礦庫現(xiàn)狀壩體局部存在安全隱患，故主要分析現(xiàn)狀壩體局部穩(wěn)定性。滑面分別考慮新壩體內(nèi)發(fā)育的潛在滑面與老壩體內(nèi)的潛在滑面，非滲流狀態(tài)下該尾礦庫現(xiàn)狀壩體穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果見表2，現(xiàn)狀壩體的最小安全系數(shù)(即穩(wěn)定性系數(shù))和滑面位置見圖10。

表2 非滲流狀態(tài)下尾礦庫現(xiàn)狀壩體穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果

圖10 尾礦庫現(xiàn)狀壩體的最小安全系數(shù)和滑面位置Fig.10 Minimum safety factor and sliding surface position of current dam body of the tailings pond

由表2可知：當(dāng)尾礦庫壩體處于天然工況時(shí)，新筑子壩的安全系數(shù)為1.214，老壩體的安全系數(shù)為1.317；當(dāng)壩體處于飽水工況時(shí)，新筑子壩的安全系數(shù)為0.987，老壩體的安全系數(shù)為1.155。

由圖10可見：該尾礦庫壩體各自滑面分別位于3級(jí)壩和1級(jí)壩內(nèi)，前緣坡腳充當(dāng)剪出口。整體而言，老壩體的穩(wěn)定性好于新筑子壩，后者在飽水工況時(shí)的安全系數(shù)小于1，即說明壩體發(fā)生了變形破壞，這與在現(xiàn)場轉(zhuǎn)角處發(fā)現(xiàn)壩體產(chǎn)生拉滑現(xiàn)象一致。

3.1.2 閉庫壩體非滲流穩(wěn)定性計(jì)算

滑面分別考慮新壩體內(nèi)發(fā)育的潛在滑面和老壩體內(nèi)的潛在滑面，非滲流狀態(tài)下該尾礦庫閉庫壩體穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果見表3，閉庫壩體的最小安全系數(shù)(即穩(wěn)定性系數(shù))和滑面位置見圖11。

表3 非滲流狀態(tài)下尾礦庫閉庫壩體穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果

圖11 尾礦庫閉庫壩體的最小安全系數(shù)和滑面位置Fig.11 Minimum safety factor and sliding surface position of the closed dam body of the tailings pond

由表3可知：當(dāng)該尾礦庫壩體處于天然工況時(shí)，新筑子壩的安全系數(shù)為1.164，老壩體的安全系數(shù)為1.313；當(dāng)壩體處于飽水工況時(shí)，新筑子壩的安全系數(shù)為0.942，老壩體的安全系數(shù)為1.156。

由圖11可見：非滲流狀態(tài)下該尾礦庫閉庫時(shí)老壩體的穩(wěn)定性與現(xiàn)狀壩體基本相同，滑面位置也基本相同，但閉庫時(shí)新筑子壩的穩(wěn)定性較現(xiàn)狀壩體有較大的降幅，且滑面貫穿兩級(jí)子壩，特別在飽水工況時(shí)，壩體變形范圍一定程度向內(nèi)發(fā)展，具有很大的安全隱患,會(huì)發(fā)生潰壩。

3. 2 滲流狀態(tài)下壩體穩(wěn)定性分析

滲透狀態(tài)分別考慮尾礦庫正常運(yùn)行和洪水運(yùn)行(最小安全超高)兩種工況下的孔隙水壓力分布。根據(jù)《尾礦設(shè)施設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50863—2013)規(guī)定，該尾礦壩按4級(jí)壩處理，最小安全超高和最小干灘長度分別為0.5 m和50 m。實(shí)際計(jì)算時(shí)，最高水位設(shè)置點(diǎn)距壩頂距離為50 m，洪水運(yùn)行最高水位線設(shè)置為壩頂高程減0.5 m，正常使用最高水位線比洪水運(yùn)行最高水位線低2.5 m。通過有限元計(jì)算該尾礦庫壩體穩(wěn)定浸潤線位置。

3.2.1 現(xiàn)狀壩體滲流穩(wěn)定性計(jì)算

滲流狀態(tài)下該尾礦庫現(xiàn)狀壩體穩(wěn)定浸潤線和穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果，見圖12。

圖12 尾礦庫現(xiàn)狀壩體滲流穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果Fig.12 Current dam seepage stability calculation results of the tailings pond

由圖12可見:當(dāng)該尾礦庫現(xiàn)狀壩體處于正常運(yùn)行工況時(shí)，其穩(wěn)定浸潤線沿新筑子壩下方穿越老壩，并在底部坡腳處有一定程度的出露，這與在現(xiàn)場轉(zhuǎn)角處下方形成的小池塘吻合，此時(shí)滲流狀態(tài)下最危險(xiǎn)滑面發(fā)育在初期壩壩體內(nèi)，其安全系數(shù)為1.025；當(dāng)現(xiàn)狀壩體處于洪水運(yùn)行工況時(shí)，新筑子壩外坡腳處發(fā)生滲水現(xiàn)象，這與現(xiàn)場已滑移部位下方的排水溝沖刷相符，此時(shí)滲流狀態(tài)下最危險(xiǎn)滑面依然發(fā)育于初期壩壩體內(nèi)，其安全系數(shù)為0.947。

上述計(jì)算結(jié)果表明，現(xiàn)狀壩體的滲流穩(wěn)定性不足以維持其安全運(yùn)營，會(huì)發(fā)生潰壩。

3.2.2 閉庫壩體滲流穩(wěn)定性計(jì)算

滲流狀態(tài)下該尾礦庫閉庫壩體穩(wěn)定浸潤線和穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果，見圖13。

圖13 尾礦庫閉庫壩體滲流穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果Fig.13 Calculation results of the seepage stability of the closed dam body of the tailings pond

由圖13可見：當(dāng)該尾礦庫閉庫壩體處于正常運(yùn)行工況時(shí)，其穩(wěn)定浸潤線穿越最上層子壩外坡腳，此時(shí)滲流狀態(tài)下最危險(xiǎn)滑面發(fā)育于下方老壩體內(nèi)，其安全系數(shù)為0.716；在閉庫壩體處于洪水運(yùn)行工況時(shí)，穩(wěn)定浸潤線較正常運(yùn)行時(shí)更高，此時(shí)滲流狀態(tài)下最危險(xiǎn)滑面依然發(fā)育于初期壩至老壩體內(nèi)，其安全系數(shù)為0.665。

上述計(jì)算結(jié)果表明：新筑子壩如果在不進(jìn)行充分排水的條件下加建，將會(huì)使整個(gè)尾礦庫發(fā)生潰壩，壩體屬于高危壩體。

3. 3 考慮地震時(shí)壩體穩(wěn)定性分析

本項(xiàng)目所在地區(qū)抗震設(shè)防烈度為Ⅵ度，考慮到武陽高速的安全性，因此在原有的抗震設(shè)防烈度基礎(chǔ)上增加一級(jí)，也即將抗震設(shè)防烈度取為Ⅶ度，計(jì)算過程中取水平方向加速度為0.1g，計(jì)算剖面選取K52+300A剖面，計(jì)算參數(shù)參照表1選取，分析現(xiàn)狀和閉庫時(shí)，包含天然+地震運(yùn)行工況、飽水+地震運(yùn)地工況條件下該尾礦庫壩體的穩(wěn)定性，其穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果見圖14和表4。

圖14 考慮地震時(shí)尾礦庫壩體穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果Fig.14 Calculation results of dam stability when considering earthquake of the tailings pond

表4 考慮地震時(shí)尾礦庫壩體穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果

由圖14和表4可知:在考慮Ⅶ度地震情況下，由于地震荷載作用，該尾礦庫壩體的穩(wěn)定性明顯降低，潛在最危險(xiǎn)滑面均位于新筑子壩當(dāng)中，模擬結(jié)果顯示已經(jīng)發(fā)生潰壩。

4 尾礦庫潰壩砂泥流演進(jìn)過程分析

通過前述壩體的穩(wěn)定性分析可知，主壩在非滲流和滲流狀態(tài)下均存在壩體失穩(wěn)從而引發(fā)潰壩的風(fēng)險(xiǎn)。特別是后期新筑子壩由于采用土壩形式，一方面壓實(shí)度難以保證，另一方面從現(xiàn)場踏勘情況分析發(fā)現(xiàn)，壩體材料級(jí)配較差，在內(nèi)部易形成縱橫交錯(cuò)的滲流通道，雖然整體滲流速度不大，但在壩體孔隙內(nèi)實(shí)際造成的沖蝕破壞嚴(yán)重。因此，下面主要分析該尾礦庫主壩潰壩的演進(jìn)過程和砂泥流對(duì)高速公路橋墩的沖擊作用。

本次該尾礦庫主壩潰壩的演進(jìn)過程分析主要包括總泄砂量、潰口寬度、壩址最大砂流量、壩址流量過程線和砂泥流演進(jìn)過程計(jì)算。

4. 1 總泄砂量計(jì)算

該尾礦庫的總庫容為110.95萬m3，對(duì)應(yīng)于最終庫面高程為92 m，當(dāng)前尾礦庫庫容為41萬m3，壩頂高程為76 m。根據(jù)該尾礦庫壩體穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果，最不利情況下潛在滑面先于新筑子壩區(qū)發(fā)育，后逐步發(fā)展，最終切穿初期壩外坡腳。此時(shí)泄砂總量對(duì)應(yīng)為該尾礦庫全部庫容，即110.95萬m3。

4. 2 潰口寬度計(jì)算

暴雨、洪水等會(huì)使得該尾礦庫庫水位超過設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，造成坍塌、滑坡災(zāi)害，由此形成的潰口尺寸可根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算。潰口平均寬度b的計(jì)算公式[17]為

(1)

式中：W為潰壩泄砂量，取值為110.95萬m3；B為即時(shí)潰口寬度，取壩體失穩(wěn)時(shí)滑面的深度8.54 m；H為庫水位，取滿庫水位24.5 m；K為壩體土質(zhì)系數(shù)，取值為1.3。

由公式(1)，可計(jì)算得到潰口平均寬度b為160 m。

4. 3 壩址最大砂流量計(jì)算

根據(jù)圣維南法[18]按下式計(jì)算壩址最大砂流量QM：

(2)

式中：b為潰口平均寬度，取值為160 m；C為尾礦庫庫內(nèi)水面寬度，取值為200 m；g為重力加速度，取值為9.8 m/s2；H0為壩前水深，取值為5 m。

由公式(2)，可計(jì)算得到壩址最大砂流量QM為1 814 m3/s。

4. 4 壩址流量過程線計(jì)算

潰壩泄砂量W為110.95萬m3，壩址最大砂流量QM為1 814 m3/s，按照下式計(jì)算水庫泄空時(shí)間T：

(3)

式中：u為系數(shù),取值為3.5。

由公式(3),可計(jì)算得到水庫泄空時(shí)間T為2 140 s。

壩址流量過程線，一般是瞬時(shí)從零增至最大，隨之很快下降，其線形可概化為4次拋物線，根據(jù)瞬時(shí)潰壩流量過程線與壩址最大砂流量、潰壩前下泄流量和潰壩前可泄庫容的關(guān)系，實(shí)際工程中多將壩址流量過程線近似概化為4次拋物線[19]，即：

t/T=(1-Qt/QM)4

(4)

式中：Qt為t時(shí)刻的泄砂流量(m3/s)。

得到的壩址流量過程線，見圖15。

圖15 壩址流量過程線Fig.15 Flow process line at the dam site

4. 5 砂泥流演進(jìn)過程計(jì)算

本文采用鐵道部第二勘察設(shè)計(jì)院在西南地區(qū)的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算砂泥流斷面的平均流速vm。該經(jīng)驗(yàn)公式[20]為

(5)

式中：Rm為砂泥流流體水力半徑，取值為12.12 m；I為沿程縱坡比降，取值為0.012；α為阻力系數(shù)，取值為7.5；1/n為河槽粗糙率的倒數(shù)，取值為12.9。

由公式(5)，可計(jì)算得到砂泥流斷面的平均流速vm為0.99 m/s。

采用林弘群的計(jì)算模型計(jì)算泥石流沖擊力。該計(jì)算模型[21]為

(6)

式中：b為潰口平均寬度，取160 m；h為砂泥流泥深，取2.47 m；γm為砂泥流容重，取1.5 g/cm3；vm為砂泥流流速，取0.99 m/s；g為重力加速度,取9.8 m/s2；Ka為主動(dòng)土壓力系數(shù)，取0.23；H為停流后堆積物高度，取2.5 m；γ0為堆積物的容重，取1.85 g/cm3。

由公式(6)，可計(jì)算得到砂泥流對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的沖擊力P為11.96 kPa。

5 防治措施與建議

針對(duì)大橋面臨的該尾礦庫主壩潰壩安全問題，設(shè)置了橋墩導(dǎo)流堤進(jìn)行防護(hù)，見圖16和圖17。導(dǎo)流堤高度為2.5 m,頂寬為1.0 m，長度約為53.4 m，導(dǎo)流堤基礎(chǔ)埋深為1.5 m。以橋墩為軸線，導(dǎo)流堤在平面上呈楔形布置，下游側(cè)導(dǎo)流堤軸線與橋墩軸線夾角為5°。導(dǎo)流堤布置于2號(hào)墩至11號(hào)墩，共計(jì)10條導(dǎo)流堤。導(dǎo)流堤的作用機(jī)制是使直接沖擊上游側(cè)橋墩的潰壩砂流沿堤墻向兩側(cè)分流，避免上游側(cè)橋墩受到潰壩砂流的直接沖擊；中間段堤墻可以防止?jié)紊傲鲗?duì)橋墩基礎(chǔ)的沖刷侵蝕，避免橋樁基礎(chǔ)受到?jīng)_蝕。

圖16 石籠攔擋壩平面布置示意圖Fig.16 Schematic diagram of the layout of the stone cage dam

圖17 導(dǎo)流堤措施優(yōu)化建議Fig.17 Suggestions for optimization of diversion dike measures

該尾礦庫主壩潰流的安全防護(hù)措施合理有效，能夠預(yù)防潰壩砂流對(duì)橋墩的沖擊作用和沖刷侵蝕作用，但可以進(jìn)一步對(duì)導(dǎo)流堤的平面布置進(jìn)行優(yōu)化。

潰壩砂流的流向與橋墩軸線并非垂直，而是呈一個(gè)9°～17°的夾角。沿砂流流向，橋面以下總的過流斷面面積約為4 600 m2，斷面總長度約為335 m。砂流流向橋墩軸線的夾角使過流斷面的長度減少70 m，導(dǎo)流墻的設(shè)置使過流斷面的長度進(jìn)一步減少70 m，防護(hù)措施的設(shè)置使過流斷面的長度縮減至190 m。防護(hù)措施對(duì)過流斷面的影響可以通過調(diào)整導(dǎo)流堤的平面布置來進(jìn)行適當(dāng)優(yōu)化，優(yōu)化后導(dǎo)流堤增加了過流斷面長度約12 m，使過流斷面長度增加至202 m,單個(gè)導(dǎo)流堤過流斷面面積優(yōu)化前為135.35 m2，其優(yōu)化后為173.66 m2。

6 結(jié) 論

目前，國家和各礦山企業(yè)越來越重視尾礦壩的安全問題，本文結(jié)合實(shí)際工程，通過收集資料、現(xiàn)場調(diào)查、取樣試驗(yàn)等工作手段，對(duì)該尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性和潰壩演進(jìn)過程進(jìn)行了分析，得到的具體結(jié)論如下：

(1) 尾礦庫地質(zhì)概化模型和壩體滲流穩(wěn)定性分析數(shù)值模型的建立應(yīng)盡可能符合實(shí)際工程，需綜合考慮壩體滲流穩(wěn)定性分析和潰壩演進(jìn)過程分析的需求。

(2) 在非滲流狀態(tài)下，現(xiàn)狀壩體處于天然工況時(shí)，新老壩體較穩(wěn)定，而現(xiàn)狀壩體和閉庫壩體處于飽水工況時(shí)會(huì)發(fā)生潰壩；在滲流狀態(tài)下，現(xiàn)狀壩體和閉庫壩體處于洪水運(yùn)行工況時(shí)最低安全系數(shù)分別為0.947和0.665，兩種工況下壩體穩(wěn)定性均無法滿足要求，整個(gè)尾礦庫會(huì)發(fā)生潰壩。

(3) 考慮地震運(yùn)行工況時(shí)，由于地震荷載作用，該尾礦庫壩體的穩(wěn)定性明顯降低，模擬結(jié)果顯示已經(jīng)發(fā)生潰壩，潛在最危險(xiǎn)滑面均位于新筑子壩當(dāng)中，有必要對(duì)子壩體進(jìn)行加固防護(hù)。

(4) 該尾礦庫潰壩砂泥流演進(jìn)過程分析得到：壩址最大砂流量為1 814 m3/s；橋址斷面平均流速為0.99 m/s；砂泥流對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的沖擊力為11.96 kPa。