黏土心墙的溃决机理及溃决过程研究

黏土心墙的溃决机理及溃决过程研究

0坝型噬坝坝型溃决机理及学校主要情况据统计，世界约30%的土坝崩溃，但中国已超过50%的土坝坍塌。因此，国内外对土坝坍塌机、破裂过程及灾难结果进行了大量研究工作，取得了许多重要成果。但上述研究工作主要针对均质土石坝进行,而针对黏土心墙这一土石坝主要坝型溃决机理及溃决过程的研究工作却开展的很少。我们掌握的现场溃坝资料及开展的室内水工水力学溃坝试验结果表明,黏土心墙坝的溃决机理及溃口发展过程与均质土石坝存在明显差异,主要表现在漫坝水流对下游坝壳的冲蚀程度直接影响着防渗心墙的稳定性,一旦下游坝壳不足以支撑防渗心墙的稳定性,将可能发生心墙滑动或倾覆失稳,从而引起溃口的间歇性扩展,最终导致溃坝。因此,有必要根据实际溃坝调查和室内、现场溃坝试验资料,开展黏土心墙坝漫顶溃决机理和溃口发展过程研究,建立相应的溃口发展数值模型来预测黏土心墙坝溃坝洪水过程线,为正确评价溃坝致灾后果提供有效手段。1坝体冲蚀过程和破坏模式的模拟对于黏土心墙坝的溃坝过程,穆罕默德A曾进行过研究,他假定坝体下游面大部分已被冲蚀,采用力和力矩平衡方法推导出了黏土心墙滑动、倾倒和崩塌的计算表达式。但现场溃坝资料以及室内、现场溃坝试验结果表明,漫坝水流首先对坝体下游坝壳面进行冲蚀,并逐渐向上游发展,进而影响心墙的稳定性。下游坝壳的冲蚀过程和冲蚀程度对黏土心墙的破坏模式以及发生破坏的时间具有重要影响,从而影响着溃口的发展过程和溃口流量过程线。因此,要正确模拟黏土心墙坝的溃决过程,首先应选择合适的高速水流泥沙输移公式,以合理模拟黏土心墙坝下游坝壳的冲蚀过程;然后根据不同时刻下游坝壳的冲蚀程度,确定该时刻黏土心墙是否发生破坏以及可能的破坏模式。本文正是基于上述考虑,建立了一个描述黏土心墙坝漫顶破坏溃口发展数值模型,该模型可考虑筑坝材料物理力学性质,并可反映防渗黏土心墙与水流以及上下游坝壳间相互作用机理,具有一定实用性。2粘土墙水库超载破坏的数值模型2.1坝体泥沙运移特性溃口冲蚀速率不仅取决于水流的冲蚀能力,还与筑坝材料的物理力学性质有关。土石坝漫顶时,在流经溃口的高速水流作用下,坝体材料以悬移质形式被挟带冲走,因而可以采用泥沙输移方程来推算输沙量。对于砂壳黏土心墙坝,采用Meyer-Peter与Muller泥沙输移公式计算下游坝壳冲蚀率qs。式中Ω=0.0054τcD50(无黏性土);D30,D50,D90分别为含量占总含量30%,50%和90%的颗粒粒径;P为湿周;D为水力深度;S为坝体下游坡比;τc为临界剪切应力,τc=0.003D50Cv,Cv为经验系数。则泥沙输移量sQ为那么在∆t时间增量段内,下游坝壳纵向冲蚀深度增量∆hc为式中L为溃口河渠的长度;n0为筑坝材料的孔隙比;P0为溃口的总周长。如果不考虑下游坝壳溃口间歇性崩塌引起的横向扩展,可以认为下游坝壳溃口的深度和宽度以同样的速率发展。2.2心墙受力分析(1)心墙滑动失稳的控制条件坝顶溃口受到水流的连续冲蚀发生垂向下切,下游坝壳随水流的冲蚀变得越来越薄,心墙上部的临空面也逐渐增大,如图1所示。在上游侧坝体材料主动土压力及静水压力的作用下,心墙体有向下游临空方向移动的趋势,当下游坝壳垂向下切深度达到临界深度cy时,防渗心墙沿最弱滑动面发生滑动失稳。由图1可知,下游坝壳垂向下切深度为yc,坝顶溃口宽度为B0,作用于防渗心墙上的力,分别为心墙上游侧坝体材料的主动土压力Fa,水压力Fw,破坏面以上心墙土体重量W,心墙下游侧边土压力pF,沿破坏面底部作用的摩擦力Fsb,沿破坏面两侧作用的摩擦力Fss,沿破坏面底部的凝聚力Fcb以及沿破坏面两侧的凝聚力Fcs防渗心墙沿破坏面发生滑动失稳的条件为式中其中可以认为,当cy不满足不等式(1)的条件时,cy继续按照冲蚀深度增量∆Hc递增,直至满足该条件心墙才会发生沿破坏面的滑动失稳。(2)心墙倾覆失稳的控制条件如果心墙体未出现滑动失稳,而且下游坝壳垂向下切深度一直增加,直至下游坝壳完全剥蚀脱落。由于缺少下游面土体支撑,防渗心墙呈悬空状态。在上游坝壳料的主动土压力及水压力作用下,心墙体有向下游临空方向倾覆的趋势。伴随倾覆变形的持续发展,作用于心墙的倾覆力矩随之增大,心墙将产生倾覆失稳。如图2所示,设坝高为y0,心墙上作用的力为心墙上游侧坝体材料的主动土压力Fa,水压力Fw,破坏面以上心墙土体重量W,沿破坏面底部作用的摩擦力Fsb,沿破坏面两侧作用的摩擦力Fss,沿破坏面底部的凝聚力Fcb以及沿破坏面两侧的凝聚力Fcs。对心墙进行受力分析,各个力在悬臂根部处产生的力矩分别为:Ma,Mw,Mg,Mss,Mcs。那么防渗心墙发生倾覆破坏的条件为其中2.3单位时间步长期间的质量守恒在初始溃口形成后,库水位从平衡状态加速并朝溃口汇流,在重力作用下流向下游。如不考虑惯性影响,水库保持水量平衡。可应用质量守恒定律来计算入库流量(Qi)、溃口出流量(Qb)和水库水面高程变化量(∆H)之间得关系。单位时间步长(∆t)期间的质量守恒表达式如下:式中,sA为水面高程H处的水面面积。那么在∆t微时间段内,上式改写为sA∆H=(Qi-Qb)∆t。其中为∆H时段内水面降落高程,那么∆t微时间段内的下泄水量为W=(Qi-Qb)∆t。对于漫顶导致的溃坝破坏而言,水库水面高程(H)在坝体被冲蚀前一定超过坝顶,起初,假定冲蚀仅仅沿着大坝下游面出现,那么沿下游面将出现一小的矩形沟槽。这一冲蚀沟槽在坝体下游面逐渐发展。此时可用宽顶堰公式计算坝顶溃口流量,即式中m为流量系数,bQ为溃口流量;0B为初始溃口宽度;Hc为溃口底部高程。随着冲蚀的发展,溃口底高程维持在Hc<Hu(Hu为坝顶高程)时,可用下面的宽顶堰公式计算溃口流量,即3粘土心墙水库破坏及溢流模拟3.1噬坝事件计算对于上述建议数值模型,可通过迭代计算模拟黏土心墙土石坝漫顶破坏溃口发展过程,从而得出溃口流量过程线。具体步骤如下:(1)输入坝体基本属性特征参数;(2)将整个溃决过程时间T分成若干微段,计算时取给定时间步长∆t;(3)估算初始单位时间步长内的溃口冲蚀深度增量∆Hc′和水库水面高程增量∆H(Qb0=0),计算溃口冲蚀深度Hc和水库水面高程H;(4)根据式(9)重新计算得到该时段的溃口流量Qb,泥沙输移量Qs、溃口断面面积A;(5)由库容曲线求得新的溃口冲蚀深度∆Hc,在给定的初始条件yc<y0(溃口冲蚀深度在坝高范围内)以及(∆Hc′-∆Hc)/∆H<ε(其中ε进一步计算Qb、Qs)下,通过式(4)判断心墙体是否发生滑动破坏,如果cy不满足不等式(4)的条件,yc继续按照冲蚀深度增量∆Hc递增,如果yc=y0,通过式(5)判断心墙体是否发生倾覆失稳;(6)循环反复计算∆Hc和∆H,直至计算时间t达到溃坝事件的历时tc。最后输出Qb、最终坝底高程HBm、最终溃口顶部宽度Bu、底部宽度Bm。计算流程图如图3所示。3.2溃坝洪水流量计算为了验证建议模型的合理可靠性,针对黏土心墙坝漫顶引起的溃坝问题,进行了溃坝洪水过程计算。选取的计算实例为美国Johnstown的SouthFork坝,该黏土心墙坝坝高22.4m,坝顶宽度6m,坝顶长259m,心墙用粉质黏土填筑,D50=0.03mm,内摩擦角34°,黏聚力10kPa,密度15.4kN/m3。坝壳为D50=14mm的砂砾石,内摩擦角40°,密度19.1kN/m3。上下游坡降分别为2H:1V和1.5H:1V,水库蓄水库容约18.2亿m3。计算时间步长∆t=0.02h,根据溃坝资料设定计算时间tc=6.0h。按以上基本条件,采用本文建议的模型计算得出了SouthFork坝溃坝洪水流量过程线以及溃口随时间发展规律,并与BEED模型计算结果和实测资料进行了对比分析,结果如图4,5所示。从图中可以看出,库水漫坝发生1.6h内,两种模型对溃坝洪水流量过程的预测结果与实测值大体一致,这一阶段为漫坝水流对下游坝壳的冲蚀过程;漫坝发生1.6h后,两种模型的预测结果出现明显差异:BEED模型预测流量过程继续缓慢上升,直至漫坝发生2.8h左右,溃口突然崩塌,溃坝洪水流量迅速增大,但无论是溃坝洪水流量过程或最大流量均与实测值存在明显差别,这是因为BEED模型主要适用于分析均质坝溃口发展过程和溃坝洪水流量过程,并未考虑防渗黏土心墙与坝壳的相互作用对溃口发展过程和溃坝洪水流量过程的影响。本文建议的模型计算得出,在漫坝发生1.6h后,由于下游坝壳的冲蚀,心墙上部发生剪切滑动破坏,溃口扩大,溃坝洪水流量出现台阶型增加,至漫坝发生3.2h时,随着溃坝洪水对下游坝壳冲蚀程度的加剧,防渗黏土心墙下游面临空,心墙发生倾覆失稳,溃口向纵深向继续扩展增大,溃口底部高程从5.5m降至0.0m,溃口流量迅速增加,漫坝发生3.7h时,溃坝洪水流量达到峰值。计算所得最终坝体溃口顶宽117.9m,底宽18.5m,与实测资料(溃口宽度128m,底宽15.5m)接近。显然,本文建议的模型能较为合理考虑防渗黏土心墙与坝壳的相互作用,即下游坝壳的冲蚀过程和冲蚀程度对黏土心墙的破坏模式以及发生破坏的时间的影响,计算得出的溃口发展过程、溃坝洪水流量过程以及最大流量与BEED模型相比更接近实测值,只是溃坝洪水流量过程较实测结果稍有滞后。4坝壳冲蚀过程数值模拟(1)本文从黏土心墙坝结构特征出发,根据实际溃坝调查和室内、现场溃坝试验资料,分析了黏土心墙坝漫顶溃决机理,建立了描述黏土心墙坝漫顶破坏溃口发展的数值模型,该模型可根据不同时刻下游坝壳的冲蚀程度,确定黏土心墙是否发生破坏以及可能的破坏模式,从而较为合理反映了在漫坝水流作用下防渗黏土心墙与上下游坝壳间相互