吳高杰,任偉中*,占美杰,高開豐,舒天白

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

隨著國家經濟建設的高速發(fā)展，我國的道路、橋梁呈現縱橫交錯的密集化發(fā)展趨勢，道橋線路設計避讓尾礦庫的難度持續(xù)增加。但在國內外現有、在建尾礦庫數量不斷上漲的同時，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險源[1]。通過統計20起國內外尾礦庫重大潰壩事故的誘因，發(fā)現壩體失穩(wěn)和滲透破壞的占比最高。于廣明等[2]統計了全國12 655個尾礦庫的賦存情況，發(fā)現其中存在風險的尾礦庫有4 910個，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，潰壩將對尾礦庫周邊人民生命和財產安全造成重大的影響，因此針對尾礦庫開展安全評估并進行針對性防控具有重大的意義。

尾礦庫潰壩過程可以分為3個階段：①壩體在一定致災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損毀沿途構筑物[3]。國內外學者基于上述認識，對尾礦庫的潰壩原因、壩體穩(wěn)定性、演進過程、防護措施等開展了大量的研究。如韓立業(yè)[4]通過對引起尾礦庫潰壩的致災原因進行詳細分析，歸納得出尾礦庫潰壩4類主要誘因：滲流、強降雨漫壩、邊坡失穩(wěn)和地震；Shakesby等[5]通過對贊比亞Arcturus金礦尾礦庫潰壩原因進行分析，認為主要誘因是壩坡過陡與短期大量降雨；Chakraborty等[6]采用FLAC對某一土質尾礦壩的典型橫斷面進行了靜力和動力分析，結果發(fā)現地震條件下壩體變形嚴重；Zandarin等[7]針對暴雨工況下低滲透性尾礦壩浸潤線下降慢的問題，應用流固耦合有限元來仿真壩體響應，發(fā)現壩體穩(wěn)定性受控于毛細現象；Alonso等[8]詳細分析了Aznalcollar尾礦庫的潰壩特點，并采用極限平衡法和強度折減法解釋了壩體破壞的機理；鄭欣等[9]結合工程案例通過對尾礦庫潰壩過程進行分析，總結得出5種尾礦庫潰壩模式；鄧敦毅等[10]分析了坡度、堆積體高度、不平衡力變化等對尾礦庫穩(wěn)定性的影響；柴嘯龍等[11]研究認為尾礦庫潰壩泥石流通過沖擊、沖刷、堆積、磨蝕等對構筑物進行破壞；王璐璐等[12]研究認為可以通過模型試驗、經驗公式和數值模擬方法對尾礦庫潰壩演進過程進行分析；陳青生等[13]通過對礦山尾礦庫潰壩砂流采用MAC法的交錯網格進行仿真模擬，提出了一種砂流影響預測方法；李全明等[14]通過建立尾礦泥下泄數學模型，模擬分析了尾礦庫潰壩后洪水的行進過程及礦砂的淤積過程；何思明等[15]以Hertz接觸理論為基礎，推導出泥石流對防護措施沖擊力的計算方法。

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

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，在此基礎上采用二次法共修筑三期子壩。尾礦庫閉庫時壩體設計總高度為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)，設計總庫容為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個區(qū)段，按順時針依次為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)內地貌屬于構造剝蝕殘丘地貌，標高處于43.8～80.6 m區(qū)間，局部相對高差為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，未見明顯的構造活動痕跡。區(qū)內地表水主要為附近的池塘、溝渠，補給來源為大氣降水，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系圖Fig.1 Relationship diagram between a tailings pond and Wuyang Expressway

1. 2 壩坡破壞現狀

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)，閉庫時尾礦庫壩體最終高程為92 m。

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

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

根據現場調查，該尾礦庫1#副壩轉角處發(fā)育有兩處變形體，其中一處長約10 m向外側滑動，另一處長約4 m向內側滑動，兩者之間相距約5 m左右，危險性較大，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[見圖5(b)]，排水溝兩側甚至被掏空[見圖5(c)]。結合《尾礦庫安全技術規(guī)程》(AQ 2006—2005)[16]要求，初步認為該尾礦庫壩體的穩(wěn)定性及防洪、拱洪系統不符合要求，應列為病庫進行安全評估。

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

2 地質概化模型建立及參數選取

2. 1 地質概化模型建立

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

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，外側流通區(qū)域較平坦開闊且距高速公路較遠，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，且外側流通區(qū)域地形屬于槽谷型，對高速公路安全的潛在影響最大，故將主壩作為分析對象切取K52+300A和K52+300B斷面構建該尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性分析和潰壩演進過程分析地質概化模型,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 尾礦庫壩體演進過程分析K52+300B斷面地質概化模型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)定性分析有限元數值模型，見圖8。模型中尾礦庫壩體考慮到初期壩1級子壩成壩時間較長，壓實度較高，統一概化為老壩體，2級子壩和尚未修筑的3級子壩統一概化為新筑子壩，尾礦庫內自上而下分別為尾粉砂、粉質黏土，基巖為全強風化閃長巖。尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性分析采用圖6模型，潰壩演進過程分析采用圖7模型。滲流狀態(tài)有限元數值模型根據地質概化模型尺寸范圍而建立，生成了對應的網格模型，如圖8所示，底部y和x方向約束，上表面自由邊界，右側為變水頭邊界，整個模型共劃分為4 930個節(jié)點，4 797個單元。

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

2. 2 巖土體物理力學參數選取

在現場采取3組尾粉砂，取樣地點距離主壩放礦口10 m，其中原狀樣2組10個，擾動樣1組5個。依據《尾礦堆積壩巖土工程技術規(guī)范》(GB 50547—2010)和《土工試驗規(guī)程》(SL 237—1999)在室內對尾粉砂進行顆分和壩體強度參數反演等工作，并綜合試驗結果和同類工程經驗，得到該尾礦庫巖土體的物理力學參數取值，見表1。其中，尾礦庫尾粉砂現場采樣和室內顆粒分析試驗結果如圖9所示。

表1 尾礦庫巖土體物理力學參數

圖9 尾礦庫尾粉砂現場采樣和室內顆粒分析試驗結果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

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

3. 1 非滲流狀態(tài)下壩體穩(wěn)定性分析

3.1.1 現狀壩體非滲流穩(wěn)定性計算

根據現場踏勘、野外調查和模擬分析計算非滲流狀態(tài)下該尾礦庫現狀壩體的整體穩(wěn)定性，發(fā)現最危險滑面出現在局部位置，說明該尾礦庫現狀壩體局部存在安全隱患，故主要分析現狀壩體局部穩(wěn)定性?；娣謩e考慮新壩體內發(fā)育的潛在滑面與老壩體內的潛在滑面，非滲流狀態(tài)下該尾礦庫現狀壩體穩(wěn)定性計算結果見表2，現狀壩體的最小安全系數(即穩(wěn)定性系數)和滑面位置見圖10。

表2 非滲流狀態(tài)下尾礦庫現狀壩體穩(wěn)定性計算結果

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

由表2可知：當尾礦庫壩體處于天然工況時，新筑子壩的安全系數為1.214，老壩體的安全系數為1.317；當壩體處于飽水工況時，新筑子壩的安全系數為0.987，老壩體的安全系數為1.155。

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

3.1.2 閉庫壩體非滲流穩(wěn)定性計算

滑面分別考慮新壩體內發(fā)育的潛在滑面和老壩體內的潛在滑面，非滲流狀態(tài)下該尾礦庫閉庫壩體穩(wěn)定性計算結果見表3，閉庫壩體的最小安全系數(即穩(wěn)定性系數)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)定性計算結果

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

由表3可知：當該尾礦庫壩體處于天然工況時，新筑子壩的安全系數為1.164，老壩體的安全系數為1.313；當壩體處于飽水工況時，新筑子壩的安全系數為0.942，老壩體的安全系數為1.156。

由圖11可見：非滲流狀態(tài)下該尾礦庫閉庫時老壩體的穩(wěn)定性與現狀壩體基本相同，滑面位置也基本相同，但閉庫時新筑子壩的穩(wěn)定性較現狀壩體有較大的降幅，且滑面貫穿兩級子壩，特別在飽水工況時，壩體變形范圍一定程度向內發(fā)展，具有很大的安全隱患,會發(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行和洪水運行(最小安全超高)兩種工況下的孔隙水壓力分布。根據《尾礦設施設計規(guī)范》(GB 50863—2013)規(guī)定，該尾礦壩按4級壩處理，最小安全超高和最小干灘長度分別為0.5 m和50 m。實際計算時，最高水位設置點距壩頂距離為50 m，洪水運行最高水位線設置為壩頂高程減0.5 m，正常使用最高水位線比洪水運行最高水位線低2.5 m。通過有限元計算該尾礦庫壩體穩(wěn)定浸潤線位置。

3.2.1 現狀壩體滲流穩(wěn)定性計算

滲流狀態(tài)下該尾礦庫現狀壩體穩(wěn)定浸潤線和穩(wěn)定性計算結果，見圖12。

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

由圖12可見:當該尾礦庫現狀壩體處于正常運行工況時，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，這與在現場轉角處下方形成的小池塘吻合，此時滲流狀態(tài)下最危險滑面發(fā)育在初期壩壩體內，其安全系數為1.025；當現狀壩體處于洪水運行工況時，新筑子壩外坡腳處發(fā)生滲水現象，這與現場已滑移部位下方的排水溝沖刷相符，此時滲流狀態(tài)下最危險滑面依然發(fā)育于初期壩壩體內，其安全系數為0.947。

上述計算結果表明，現狀壩體的滲流穩(wěn)定性不足以維持其安全運營，會發(fā)生潰壩。

3.2.2 閉庫壩體滲流穩(wěn)定性計算

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

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

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

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

3. 3 考慮地震時壩體穩(wěn)定性分析

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

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

表4 考慮地震時尾礦庫壩體穩(wěn)定性計算結果

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，潛在最危險滑面均位于新筑子壩當中，模擬結果顯示已經發(fā)生潰壩。

4 尾礦庫潰壩砂泥流演進過程分析

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)潰壩的風險。特別是后期新筑子壩由于采用土壩形式，一方面壓實度難以保證，另一方面從現場踏勘情況分析發(fā)現，壩體材料級配較差，在內部易形成縱橫交錯的滲流通道，雖然整體滲流速度不大，但在壩體孔隙內實際造成的沖蝕破壞嚴重。因此，下面主要分析該尾礦庫主壩潰壩的演進過程和砂泥流對高速公路橋墩的沖擊作用。

本次該尾礦庫主壩潰壩的演進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過程計算。

4. 1 總泄砂量計算

該尾礦庫的總庫容為110.95萬m3，對應于最終庫面高程為92 m，當前尾礦庫庫容為41萬m3，壩頂高程為76 m。根據該尾礦庫壩體穩(wěn)定性計算結果，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。此時泄砂總量對應為該尾礦庫全部庫容，即110.95萬m3。

4. 2 潰口寬度計算

暴雨、洪水等會使得該尾礦庫庫水位超過設計標準，造成坍塌、滑坡災害，由此形成的潰口尺寸可根據經驗公式進行計算。潰口平均寬度b的計算公式[17]為

(1)

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

由公式(1)，可計算得到潰口平均寬度b為160 m。

4. 3 壩址最大砂流量計算

根據圣維南法[18]按下式計算壩址最大砂流量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，按照下式計算水庫泄空時間T：

(3)

式中：u為系數,取值為3.5。

由公式(3),可計算得到水庫泄空時間T為2 140 s。

壩址流量過程線，一般是瞬時從零增至最大，隨之很快下降，其線形可概化為4次拋物線，根據瞬時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系，實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 砂泥流演進過程計算

本文采用鐵道部第二勘察設計院在西南地區(qū)的經驗公式計算砂泥流斷面的平均流速vm。該經驗公式[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，取值為7.5；1/n為河槽粗糙率的倒數，取值為12.9。

由公式(5)，可計算得到砂泥流斷面的平均流速vm為0.99 m/s。

采用林弘群的計算模型計算泥石流沖擊力。該計算模型[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為主動土壓力系數，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)，可計算得到砂泥流對橋梁結構的沖擊力P為11.96 kPa。

5 防治措施與建議

針對大橋面臨的該尾礦庫主壩潰壩安全問題，設置了橋墩導流堤進行防護，見圖16和圖17。導流堤高度為2.5 m,頂寬為1.0 m，長度約為53.4 m，導流堤基礎埋深為1.5 m。以橋墩為軸線，導流堤在平面上呈楔形布置，下游側導流堤軸線與橋墩軸線夾角為5°。導流堤布置于2號墩至11號墩，共計10條導流堤。導流堤的作用機制是使直接沖擊上游側橋墩的潰壩砂流沿堤墻向兩側分流，避免上游側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蚨栈A的沖刷侵蝕，避免橋樁基礎受到沖蝕。

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措施合理有效，能夠預防潰壩砂流對橋墩的沖擊作用和沖刷侵蝕作用，但可以進一步對導流堤的平面布置進行優(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，導流墻的設置使過流斷面的長度進一步減少70 m，防護措施的設置使過流斷面的長度縮減至190 m。防護措施對過流斷面的影響可以通過調整導流堤的平面布置來進行適當優(yōu)化，優(yōu)化后導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,單個導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 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，本文結合實際工程，通過收集資料、現場調查、取樣試驗等工作手段，對該尾礦庫壩體滲流穩(wěn)定性和潰壩演進過程進行了分析，得到的具體結論如下：

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

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

(3) 考慮地震運行工況時，由于地震荷載作用，該尾礦庫壩體的穩(wěn)定性明顯降低，模擬結果顯示已經發(fā)生潰壩，潛在最危險滑面均位于新筑子壩當中，有必要對子壩體進行加固防護。

(4) 該尾礦庫潰壩砂泥流演進過程分析得到：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；砂泥流對橋梁結構的沖擊力為11.96 kPa。