趙天龍，張 川，付長靜,2,3，岳 亮，畢 遠(yuǎn)

(1.重慶交通大學(xué) 國家內(nèi)河航道整治工程技術(shù)研究中心，重慶 400074； 2.南京水利科學(xué)研究院 水利部水庫大壩安全重點(diǎn)試驗(yàn)室，江蘇 南京 210029； 3.南京水利科學(xué)研究院 港口航道泥沙工程交通行業(yè)重點(diǎn)試驗(yàn)室，江蘇 南京 210029)

堰塞體是由滑坡、崩塌、泥石流等失穩(wěn)地質(zhì)體堵江形成的天然壩體[1]。與人工壩不同，堰塞體由較松散的砂、石構(gòu)成，更可能發(fā)生潰決破壞[2-3]。21 世紀(jì)以來，中國堰塞湖呈高發(fā)頻發(fā)態(tài)勢，由于堰塞體基本處于非固結(jié)或欠固結(jié)狀態(tài)且缺少防滲排水設(shè)施，隨著堰塞湖水位的抬升，巨大的水頭差會使堰塞體發(fā)生滲透變形，影響壩體穩(wěn)定，嚴(yán)重時壩體可能發(fā)生滲透破壞。為此，國內(nèi)外學(xué)者針對堰塞體材料的滲透特性、滲透破壞機(jī)理等問題開展了研究[4-10]。石振明等[11]研制了直徑為60 cm 的大直徑滲透試驗(yàn)儀，進(jìn)行不同堰塞體級配材料的滲透破壞試驗(yàn)，探討了堰塞體材料滲透特性的主要影響因素，并以紅石河堰塞體為例分析了高滲透區(qū)域壩體滲流特性的影響規(guī)律，提出了一種考慮高滲透區(qū)域的堰塞體滲流穩(wěn)定分析方法；嚴(yán)祖文等[12]針對滑坡、崩塌、泥石流和碎屑流的形成機(jī)理，探討了堰塞體的破壞機(jī)制，分別從滲透穩(wěn)定性、抗滑穩(wěn)定性和抗沖刷穩(wěn)定性等3 個方面對堰塞體穩(wěn)定性進(jìn)行了評估。在滲透破壞機(jī)理方面，國內(nèi)外學(xué)者針對人工土石壩已開展了大量研究工作，如歐盟支持開展的IMPACT 項(xiàng)目[13]分別針對冰磧土心墻堆石壩和均質(zhì)冰磧土壩開展了7 組管涌破壞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)筑壩材料性能對管涌破壞過程影響較明顯，其中寬級配料壩體對沖蝕過程有明顯減緩作用；陳生水[14]、李云等[15]針對壩體材料特性、壩型、壩體尺寸等對土石壩管涌形成及發(fā)展過程的影響，開展了22 組土石壩管涌潰決水工模型試驗(yàn)，并選擇安徽滁州大洼水庫開展了現(xiàn)場大比尺均質(zhì)土壩管涌破壞試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果將土石壩滲透破壞過程劃分為滲漏通道形成、局部壩體失穩(wěn)和壩頂坍塌致漫頂溢流等3 個階段。針對堰塞體滲透破壞機(jī)理，Zhou 等[16-17]同時考慮堰塞體漫頂及滲透破壞兩種誘發(fā)因素，開展了漫頂及管涌耦合作用下的堰塞體潰壩過程模擬試驗(yàn)，重點(diǎn)考察了滲流作用對堰塞體漫頂潰壩過程的影響，結(jié)果表明與僅漫頂單因素潰壩相比，滲流耦合作用下潰壩歷時縮短，流量峰值增加1 倍。

綜上可以看出，目前針對人工土石壩所開展的滲透破壞機(jī)理試驗(yàn)研究較為豐富，從室內(nèi)小比尺模型試驗(yàn)到現(xiàn)場原位試驗(yàn)均有涉及，而專門針對堰塞體滲透破壞機(jī)理的研究相對較少。鑒于此，有必要針對堰塞體滲透破壞過程中的潰口形成及發(fā)展機(jī)理開展試驗(yàn)研究，以期為堰塞體滲透穩(wěn)定分析及致災(zāi)后果評價提供試驗(yàn)基礎(chǔ)及理論支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

堰塞體滲透破壞潰決試驗(yàn)在變坡試驗(yàn)水槽上進(jìn)行，水槽尺寸為26.50 m×0.40 m×0.40 m（長×寬×高），水槽由主體鋼架、玻璃槽身、回水系統(tǒng)和測量控制系統(tǒng)組成，全通透高強(qiáng)度槽身且邊界可調(diào)，整體尺寸精度可達(dá)到±0.2 mm；基于變頻技術(shù)的供回水控制系統(tǒng)，可生成任意流量-時間函數(shù)關(guān)系的連續(xù)非恒定流過程；先進(jìn)的非接觸式自動測量及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，集成了水下激光三維地形自動測量系統(tǒng)、輸沙率自動測量系統(tǒng)、超聲水位自動測量系統(tǒng)和流量自動測量系統(tǒng)等。

進(jìn)行滲透破壞模型試驗(yàn)時，首先將供水池注滿水，然后通過電腦端流量控制系統(tǒng)（DCMS）控制水深低于壩高使其不直接發(fā)生漫頂破壞，當(dāng)水深上升至0.2 m 時，通過DCMS 系統(tǒng)控制上游來流量。由于實(shí)際工程中堰塞體發(fā)生滲透破壞潰決案例相對較少，本次試驗(yàn)并未選擇原型堰塞體進(jìn)行嚴(yán)格的縮尺試驗(yàn)。為使模型壩發(fā)生持續(xù)的滲透破壞至最終潰壩，本文借鑒石振明等[11]提出的管涌破壞臨界坡降計(jì)算公式，綜合考慮試驗(yàn)中幾種不同的初始滲漏通道埋設(shè)深度，最終確定試驗(yàn)供水流量為1×10?3m3/s。

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

前人研究[18-19]發(fā)現(xiàn)堰塞體顆粒級配（級配寬度）對堰塞體漫頂潰決過程中的潰口流量峰值及出現(xiàn)時間具有顯著影響，密實(shí)度對其潰壩過程中的泥沙沖刷機(jī)制影響明顯，而滲漏通道的位置直接影響潰口發(fā)展機(jī)制及堰塞體的潰決模式。因此，本試驗(yàn)重點(diǎn)選擇材料級配、滲漏通道位置及壩料密實(shí)度等3 個因素，研究堰塞體滲透破壞規(guī)律及潰壩機(jī)理。

為使模型壩材料級配符合堰塞體壩料的寬級配特征，借鑒文獻(xiàn)[20]選擇了3 組級配壩料（圖1），3 組級配的最大粒徑為10 mm，大于此粒徑的土石料采用等量替代法替換成0.075～10.000 mm 的土石料。選擇等量替代法進(jìn)行級配選取主要是為了使縮尺料的力學(xué)性質(zhì)最大程度與原級配料保持一致[21]。

圖1 試驗(yàn)用土石料級配曲線Fig.1 Soil and stone gradation curve

根據(jù)試驗(yàn)所用水槽規(guī)模，考慮簡化試驗(yàn)和控制滲徑，模型試驗(yàn)所用的堰塞體頂橫河向?qū)?.40 m，壩頂順河向長0.2 m，壩體高0.25 m，上下游坡角均為45°，大壩順河向截面為梯形，橫河向截面為矩形，堰塞體示意圖見圖2。

圖2 堰塞體剖面示意圖Fig.2 Profile diagram of weir dam

設(shè)計(jì)3 種壩體密實(shí)程度以研究不同壩體密實(shí)程度對堰塞體滲透破壞的影響規(guī)律，密實(shí)程度以干密度計(jì)量，分別為Ⅰ (1 800 kg/m3)、Ⅱ (1 900 kg/m3)及Ⅲ (2 000 kg/m3)。

設(shè)置4 種初始滲透通道位置以研究不同滲透位置對堰塞體滲透破壞的影響規(guī)律，滲透通道初始位置分別距壩底0.05、0.10 和0.15 m，其中3 組通道位置靠近岸邊，1 組通道位于壩體中部，采用空心塑料管作為預(yù)設(shè)的滲透通道，在塑料管的外壁扎滿小孔以便水流可以通過管壁向外滲出，預(yù)設(shè)初始滲透通道位置見圖3。

圖3 預(yù)設(shè)初始滲透通道位置（單位： m）Fig.3 Preset initial penetration channel location(unit: m)

需要指出的是，本次試驗(yàn)并非對白格堰塞體破壞過程進(jìn)行模擬，而是為了使模型壩材料參數(shù)更貼合真實(shí)堰塞體，在壩體密實(shí)程度及試驗(yàn)土石料級配的選擇上以白格堰塞體作為參考。

從壩料級配、初始滲透通道位置及壩體密實(shí)程度三方面劃分試驗(yàn)工況，工況中的Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ表示不同壩體密實(shí)程度，A、B 和C 表示不同壩料級配（圖1），a、b、c 和d 表示不同初始滲透通道位置，具體試驗(yàn)工況見表1。

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test conditions

1.3 試驗(yàn)過程

為便于對比分析各試驗(yàn)工況下滲透通道及潰口流量過程，各試驗(yàn)工況流量過程線均以滲透通道上部壩體坍塌發(fā)生漫頂前1 min 為起始點(diǎn)，不同時刻的流量按庫區(qū)水量平衡方程[22]推導(dǎo)得出。

式中：h1、h2、A1、A2分別對應(yīng)t1、t2時刻庫區(qū)水深與庫面面積；qin為上游來流量。

試驗(yàn)全過程如下：將按照級配要求篩分好的各粒組土石料充分混合后以相同的高度倒入試驗(yàn)水槽內(nèi)分層壓實(shí)至所需形狀和密實(shí)程度；將預(yù)設(shè)滲透通道埋放在指定位置，為保證初始滲透通道不被土石料填充導(dǎo)致通道堵塞，在多孔塑料管道內(nèi)插入一根小鐵棒，待電腦端控制水泵放流至壩體基本濕潤后再將鐵棒緩慢抽出；在堆放好的壩體側(cè)面、上游側(cè)面及下游面共設(shè)置3 個高精度攝像儀器，攝像儀器在水流到達(dá)壩體時開啟直至試驗(yàn)結(jié)束后關(guān)閉；試驗(yàn)完畢后，利用軟尺測量殘余壩體尺寸，包括潰口底寬、潰口頂寬及潰口深度，因潰口不是規(guī)則形狀，所測潰口尺寸為平均尺寸；通過攝像視頻可得上游水位變化，進(jìn)一步根據(jù)水量平衡方程計(jì)算出滲透通道和潰口的流量過程，根據(jù)視頻資料分析堰塞體滲透破壞潰決發(fā)展全過程；將殘余壩體及沖向下游的壩料分別收集經(jīng)晾曬、風(fēng)干后稱重以分析各試驗(yàn)工況下的壩料沖蝕情況。

2 壩料級配影響分析

壩料級配對堰塞體滲透破壞的影響試驗(yàn)工況共有3 組，分別是工況Ⅱ-Ab、Ⅱ-Bb 及Ⅱ-Cb，根據(jù)各工況試驗(yàn)要求分別展開試驗(yàn)。

2.1 滲透通道及潰口流量比較

按照庫區(qū)水量平衡方程計(jì)算通過滲透通道及潰口流量，A1=A2=8.8×0.4=3.52 m2，qin=1.0 L/s，滲透通道上部壩體坍塌前每10 s 讀取1 個水位數(shù)據(jù)，發(fā)生漫頂后根據(jù)水位變化劇烈程度每1 ～5 s 讀取1 個水位數(shù)據(jù)，工況Ⅱ-Ab、工況Ⅱ-Bb 及工況Ⅱ-Cb 滲透通道及潰口流量過程見圖4。

圖4 工況Ⅱ-A(B、C)b 流量過程Fig.4 Flow process of working condition Ⅱ-A (B, C)b

各工況下上游庫區(qū)標(biāo)尺處水位在試驗(yàn)過程中均存在波動現(xiàn)象，流量計(jì)算中部分水位取值存在一定誤差，造成部分流量計(jì)算結(jié)果出現(xiàn)不規(guī)則突變。由圖4 可見，工況Ⅱ-Ab 在前70 s 內(nèi)即滲透通道坍塌，前60 s 和發(fā)生漫頂后10 s 流量較小，到85 s 時，潰決流量增大，此后由于壩體邊坡失穩(wěn)坍塌及水流下泄速度增大，在105 s 時出現(xiàn)了洪峰流量（8.7 L/s），隨后流量逐漸減小，最后減小到基流1.0 L/s。工況Ⅱ-Bb 流量過程線為圖4 中的紫色線，發(fā)展50 s后，流量增幅較大，在滲透通道坍塌后流量迅速變大且在100 s 時出現(xiàn)峰值流量（17.9 L/s），隨后5 s 內(nèi)迅速降低至9.4 L/s，這表明在滲透通道即將失穩(wěn)坍塌到坍塌之后較短的時間段內(nèi)水流沖蝕壩體的效率最高，潰口發(fā)展最劇烈，流量增長速度最快且出現(xiàn)峰值流量。工況Ⅱ-Cb 流量過程線為圖4 中的藍(lán)色線，與工況Ⅱ-Bb 相似，在50 s 后，流量快速增大并在70 s 時出現(xiàn)峰值流量（11.6 L/s），隨后快速減小。

圖4 表明土石料級配對堰塞體滲透破壞具有顯著影響。工況Ⅱ-Cb 的潰口峰值流量出現(xiàn)最早，工況Ⅱ-Ab 的最晚，這表明在其他條件相同的情況下，壩料粒徑較大的潰口峰值出現(xiàn)較早；工況Ⅱ-Bb 的洪峰流量最大，工況Ⅱ-Ab 的洪峰流量最小，結(jié)合3 種工況的壩體滲透破壞過程可知，應(yīng)是工況Ⅱ-Bb 條件下壩體剛發(fā)生漫頂時的潰口寬度最大，因此相同時間內(nèi)下泄水量更多。

2.2 壩料沖蝕量比較

引入?yún)?shù)沖蝕率（壩料沖蝕量/壩體總量），分析各工況壩體沖蝕情況。工況Ⅱ-A(B、C)b 壩料沖蝕率如圖5 所示，可見工況Ⅱ-Ab 與工況Ⅱ-Bb 的壩料沖蝕率相差小，與工況Ⅱ-Cb 的壩料沖蝕率相差較大。結(jié)合3 組級配曲線（圖1）可知，土石料顆粒尺寸相差較小的工況Ⅱ-Ab 與工況Ⅱ-Bb 的壩料沖蝕量相差較小，顆粒較大的工況Ⅱ-Cb 的壩料沖蝕量最小。

圖5 工況Ⅱ-A(B、C)b 壩料沖蝕率Fig.5 Erosion rate of dam material in working condition Ⅱ-A (B, C)b

2.3 潰口形態(tài)比較

工況Ⅱ-A(B、C)b 殘余壩體形態(tài)如圖6 所示，由于初始滲透通道均設(shè)置在玻璃側(cè)，靠近玻璃側(cè)的大部分壩體最終被下泄水流沖垮帶走，另外一側(cè)堰塞體部分垮塌，潰口底部在水流沖刷作用后較為平整。工況Ⅱ-A(B、C)b 的潰口頂寬和底寬相差較大，就潰口頂寬而言，工況Ⅱ-Ab 頂寬最大，工況Ⅱ-Cb 次之，工況Ⅱ-Bb 最小；就潰口底寬而言，工況Ⅱ-Cb 底寬最大，工況Ⅱ-Ab 次之，工況Ⅱ-Bb 最??；工況Ⅱ-A(B、C)b 的潰口深度相差較小。分析發(fā)現(xiàn)，組成堰塞體的土石料顆粒小，則潰口寬度相對偏大，級配對潰口深度的影響較小。

圖6 工況Ⅱ-A(B、C)b 殘余潰口形態(tài)（單位：m）Fig.6 Residual rupture morphology in working condition Ⅱ-A (B, C)b (unit: m)

3 滲透通道位置影響分析

滲透通道初始位置對堰塞體滲透破壞的影響試驗(yàn)工況共有4 組，分別是工況Ⅱ-Aa、工況Ⅱ-Ab、工況Ⅱ-Ac 及工況Ⅱ-Ad，根據(jù)各試驗(yàn)工況要求分別展開試驗(yàn)。

與上述壩料級配影響分析類似，開展?jié)B透破壞過程、滲透通道及潰口流量、壩料沖蝕量及潰口形態(tài)等 4 個方面的比較。工況Ⅱ-Aa(b、c、d)流量過程見圖7，可見初始滲透通道位置對堰塞體滲透破壞潰決流量具有較大影響，其中水平向位置影響最大，垂直向位置影響相對較小；工況Ⅱ-Ac 的潰口峰值流量出現(xiàn)最早，工況Ⅱ-Ab 出現(xiàn)較晚；工況Ⅱ-Ac 的洪峰流量最大，工況Ⅱ-Aa 和工況Ⅱ-Ad 的洪峰流量相對較小，工況Ⅱ-Ab 的洪峰流量最小。結(jié)合4 種工況下壩體滲透破壞過程可知，產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是工況Ⅱ-Ac 發(fā)生漫頂后潰口兩側(cè)均受到水流沖蝕作用，而其他3 種工況下受玻璃邊壁限制潰口僅單側(cè)發(fā)展。

圖7 工況Ⅱ-Aa(b、c、d)流量過程Fig.7 Flow process under working conditionⅡ-Aa (b, c, d)

工況Ⅱ-Aa(b、c、d)壩料沖蝕率見圖8?？梢姡rⅡ-Aa、工況Ⅱ-Ab、及工況Ⅱ-Ad 預(yù)設(shè)的初始滲透通道均靠近玻璃側(cè)且高程依次均勻變大，三者的壩料沖蝕率也依次增加，分析其原因，應(yīng)是初始滲透通道高程越大，流經(jīng)通道的水量越少，滲透通道失穩(wěn)坍塌時壩前蓄水量更多，能量更大，且漫頂潰決水流掏刷侵蝕壩體的能力強(qiáng)于滲透侵蝕破壞；工況Ⅱ-Ab 與工況Ⅱ-Ac 的初始滲透通道位于同一水平面，不同在于工況Ⅱ-Ac 的初始滲透通道位于壩體中部，發(fā)生漫頂潰決時，潰口兩側(cè)均受到水流掏刷侵蝕，若上游水量充足，則工況Ⅱ-Ac 的壩料沖蝕率應(yīng)大于工況Ⅱ-Ab，但實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果是工況Ⅱ-Ab 的壩料沖蝕率大于工況Ⅱ-Ac，結(jié)合兩工況下壩體滲透破壞過程可知，應(yīng)是由于工況Ⅱ-Ac 的潰口發(fā)展速度過快，導(dǎo)致大量水體迅速從潰口下泄，帶走的壩料總量反而減少，且潰口間歇性失穩(wěn)坍塌的壩塊較大，導(dǎo)致部分坍塌體并沒有被水流沖走，而是留在了潰口底部。

圖8 工況Ⅱ-Aa(b、c、d)壩料沖蝕率Fig.8 Erosion rate of dam material under working condition Ⅱ-Aa (b, c, d)

工況Ⅱ-Aa(c、d)殘余壩體形態(tài)見圖9，工況Ⅱ-Aa(c、d)潰口底部在水流沖刷作用后均較為平整。初始滲透通道靠近兩岸，則潰口發(fā)展較緩且潰口最終寬度較小，若初始滲透通道靠近壩體中部，則潰口發(fā)展相對更劇烈且潰口最終寬度更大。初始滲透位置越高，則潰口最終寬度越大、潰口深度越小；同時不管初始滲透通道是水平向還是豎直向?qū)Ρ?，都有一個共同點(diǎn)即潰口寬度大則潰口深度小，潰口寬度小則潰口深度大。究其原因，應(yīng)是在水流條件、蓄水量、級配等其他條件相同的前提下，潰口的發(fā)展需要足夠的過水?dāng)嗝鎭碇С炙飨滦埂?/p>

圖9 工況Ⅱ-Aa(c、d) 殘余潰口形態(tài)（單位：m）Fig.9 Residual fracture morphology in working condition Ⅱ-Aa (c, d) (unit: m)

4 壩體密實(shí)程度影響分析

壩體密實(shí)程度對堰塞體滲透破壞的影響試驗(yàn)工況共有3 組，分別是工況Ⅰ-Ab、Ⅱ-Ab 及Ⅲ-Ab，根據(jù)各試驗(yàn)工況要求分別展開試驗(yàn)。

工況Ⅰ-Ab 的流量過程線為圖10 中的黑色線，在通道上方壩體坍塌漫頂前60 s 內(nèi)，流經(jīng)滲透通道的流量逐漸增大，當(dāng)壩體坍塌發(fā)生漫頂后，潰口流量以極快的速度增加并在短時間內(nèi)達(dá)到洪峰流量（6.6 L/s），隨后降低至5.5 L/s 左右并保持一段時間，隨著壩前水位的下降，蓄水量逐漸減少，潰口流量逐漸減小。工況Ⅲ-Ab 的流量過程線為圖10 中藍(lán)色線，可見滲透通道從坍塌到漫頂過程中，流量變化速度很快，且在坍塌后較短時間內(nèi)達(dá)到了峰值流量（8.0 L/s），隨后潰口流量逐漸降低，在110 s 時潰口流量出現(xiàn)驟降。分析流量驟降的原因，應(yīng)是潰口邊坡失穩(wěn)坍塌，較大的坍塌體短暫堵塞在潰口底部導(dǎo)致壩前水位下降暫緩，隨后坍塌體被水流帶走，潰口流量出現(xiàn)小幅度增長。

圖10 工況Ⅰ(Ⅱ、Ⅲ)-Ab 流量過程Fig.10 Flow process of working condition Ⅰ (Ⅱ, Ⅲ)-Ab

由圖10 亦可見：工況Ⅰ-Ab 的潰口峰值流量出現(xiàn)最早，工況Ⅱ-Ab 和工況Ⅲ-Ab 的潰口峰值流量出現(xiàn)相對較晚，這表明在其他條件相同的情況下，壩體密實(shí)程度高的潰口峰值流量出現(xiàn)時間晚；工況Ⅰ-Ab 的潰口峰值流量最小，工況Ⅱ-Ab 和工況Ⅲ-Ab 的潰口峰值流量相對較大，這表明壩體密實(shí)程度與潰決洪峰流量呈負(fù)相關(guān)，密實(shí)程度越高則潰決洪峰流量越小，密實(shí)程度越低則潰決洪峰流量越大。結(jié)合4 種工況的壩體滲透破壞過程可知，潰口流量在減小的過程中偶爾會增大，究其原因?yàn)闈⒖谶吰麻g歇性失穩(wěn)坍塌導(dǎo)致潰口寬度突增；各工況均存在潰口流量驟降現(xiàn)象，應(yīng)是潰口邊坡失穩(wěn)坍塌，較大的坍塌壩體堵塞在潰口底部導(dǎo)致壩前水位暫緩下降，隨后因坍塌壩體被水流帶走，潰口流量出現(xiàn)小幅度增長。

工況Ⅰ(Ⅱ、Ⅲ)-Ab 壩料沖蝕率如圖11 所示，工況Ⅰ-Ab、工況Ⅱ-Ab 和工況Ⅲ-Ab 的壩體密實(shí)程度逐漸增大，壩料沖蝕率卻逐漸減小，應(yīng)是壩體密實(shí)程度越大，抵抗水流侵蝕能力更強(qiáng)，且壩體密實(shí)程度越大，滲透通道存在的時間相對更久，通過滲透通道的水量相對更多，當(dāng)壩前蓄水量和上游來流量不變時，滲透通道上方壩體失穩(wěn)坍塌發(fā)生漫頂時的庫水量相對減少，因此漫頂潰決過程中掏刷壩體的水流能量減小，壩料沖蝕量隨之減少。

圖11 工況Ⅰ(Ⅱ、Ⅲ)-Ab 壩料沖蝕率Fig.11 Erosion rate of dam material under condition Ⅰ (Ⅱ,Ⅲ)-Ab

工況Ⅰ(Ⅲ)-Ab 殘余壩體形態(tài)見圖12，潰口底部在水流沖刷作用后均較為平整。工況Ⅰ(Ⅱ、Ⅲ)-Ab 的潰口尺寸見圖13。圖13 表明工況Ⅰ-Ab 的潰口最終寬度最大，工況Ⅱ-Ab 的潰口寬度次之，工況Ⅲ-Ab 的潰口寬度最?。? 種工況的潰口深度相差較小，其中工況Ⅱ-Ab 的略大。這說明壩體密實(shí)程度對堰塞體潰口發(fā)展規(guī)律特別是潰口寬度有較大影響，壩體密實(shí)程度越低則潰口最終寬度越大，壩體密實(shí)程度越高則潰口最終寬度越小，壩體密實(shí)程度對潰口最終深度無明顯影響。

圖12 工況Ⅰ(Ⅲ)-Ab 殘余潰口形態(tài)（單位：m）Fig.12 Residual rupture morphology of working condition Ⅰ(Ⅲ)-Ab (unit: m)

圖13 工況Ⅰ(Ⅱ、Ⅲ)-Ab 潰口尺寸Fig.13 Breach size of working condition Ⅰ (Ⅱ, Ⅲ)-Ab

5 結(jié) 語

通過開展堰塞體滲透破壞潰決模型試驗(yàn)，分別針對壩料級配、初始滲透位置及壩體密實(shí)度對壩體滲透破壞潰決過程的影響機(jī)制開展研究。試驗(yàn)開始時，壩前水流在滲透壩體過程中，浸潤面表現(xiàn)為不規(guī)則弧面并逐漸向下游發(fā)展，滲透破壞初期滲漏通道的緩慢擴(kuò)展在一定程度上延緩了堰塞體的整個潰壩進(jìn)程，隨著滲漏通道的不斷擴(kuò)展，上部土體由于懸空而發(fā)生坍塌并快速被滲透水流沖刷至下游，且通道上部土體連續(xù)坍塌速度較快，潰壩模式隨即由滲透破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槁斊茐?，該階段壩體沖蝕率較高，潰口流量快速達(dá)到峰值并逐漸降低，流量降低過程中仍存在潰口邊坡間歇性垮塌引起的流量小幅增長，隨著上游水位逐漸降低，潰口擴(kuò)展逐漸停止。

試驗(yàn)結(jié)果表明，初始滲漏通道的位置對潰決過程影響明顯，以水平向位置影響最為顯著，具體表現(xiàn)為初始滲漏通道越靠近壩肩位置，則潰口發(fā)展速度越慢，初始滲漏通道的垂向位置對堰塞體滲透破壞過程同樣存在影響，且隨著初始滲漏通道位置增高，殘留潰口尺寸逐漸增大，分析原因是由于初始滲漏位置越高，潰壩過程由滲透破壞向漫頂破壞轉(zhuǎn)換時刻越早，而漫壩水流的沖刷強(qiáng)度要遠(yuǎn)大于滲漏水流，因此高滲漏通道壩體潰壩發(fā)展更加充分。初始潰口位置越靠近壩肩，則潰口發(fā)展速度越慢且最終寬度也越??；初始滲漏通道位置越高，則潰壩結(jié)束后的殘留潰口寬度越大；隨著壩體密實(shí)度降低，殘留潰口寬度逐漸增大。