加筋无黏性土石坝漫顶溃坝试验研究

王秋生，王洪洋，苏瑞林

（北京工业大学 建筑工程学院，北京 100124）

加筋无黏性土石坝漫顶溃坝试验研究

王秋生，王洪洋，苏瑞林

（北京工业大学 建筑工程学院，北京 100124）

研制了封闭式循环供水土石坝溃坝模型试验装置，并应用该装置开展了室内模型试验，对加筋无黏性均质土坝的溃坝过程进行了系统研究，探讨了坝体加筋对溃坝流量过程线的影响规律。研究结果表明：在水泵出水口设置消能弯管和挡水隔板可保证模型上游供水的稳定性，在试验装置侧面设置连接上下游的U型测流弯管，把明渠流转化为满管管流，在U型弯管下侧平直段安装电磁式流量计量测溃口流量，可有效提高流量过程线的测量精度；加筋无黏性均质土坝的漫顶溃坝过程可分为坝体下游未加筋区域、加筋嵌固区和上游未加筋区域破坏3个阶段；随着加筋体埋深的增加，峰值流量呈现先增大、后减小，再增大的变化规律，在坝高的35%～50%范围内埋设加筋体，能够降低溃坝峰值流量；减小加筋体竖向间距能有效延滞溃坝峰现时间。

加筋；土石坝；漫顶；溃坝；模型试验

1 研究背景

土石坝一旦发生溃坝，将严重影响下游居民的生命财产安全。比如河北“63.8”暴雨造成中小型水库垮坝失事319座，冲毁村庄106个，致使1 467人死亡［1］；河南“75.8”暴雨造成板桥、石漫滩两座大型水库，田岗、竹沟两座中型水库和58座小型水库垮坝，造成12 000 km2土地受淹，1 100万人受灾；青海省沟后水库溃坝造成下游居民死亡288人，失踪40人［2］。据统计［3］，1954—2007年，我国共有3 503座水库发生溃决，所溃大坝中98%以上是土石坝，年均溃坝率为7.6×10-4，远高于世界平均溃坝率（2×10-4）。尽管2007年我国启动了大规模的病险水库除险加固，但在2010—2013年间，仍有20余座水库大坝发生溃坝。漫顶溃坝是土石坝溃坝的重要破坏形式［4］。漫顶溃坝的计算模型主要有机理模型和统计模型两类［5-9］，尽管近年来发展了大量的土石坝漫顶溃坝计算模型，但是由于溃坝实测资料匮乏，这些模型没有得到系统的实际工程事故验证。模型试验是研究土石坝溃坝机理、提出并验证计算模型的重要手段。近年来，国内外学者开展了大量的土石坝漫顶溃坝模型试验［10-17］，对均质土石坝的漫顶溃坝过程进行了划分［18］，探讨了均质土石坝的漫顶溃坝机理。但是这些模型试验主要针对均质土石坝。土工合成材料作为一种经济有效的加筋材料，在土石坝抗震加固中得到了广泛应用［19-20］。由于坝体结构对地震波的放大效应，坝体上部加速度反应较大，一般对坝体上部1/5～1/4范围内铺设土工合成材料进行抗震加固。本文应用自行研制的封闭式循环供水模型试验装置开展了土石坝加筋漫顶溃坝模型试验，研究了内部加筋对土石坝漫顶溃坝的影响，分析加筋土石坝的溃坝过程和溃坝机理，提出减小洪峰流量的土石坝加筋有效埋置深度范围。

2 试验设备及试验方案

2.1 试验设备试验在自行研制的封闭式循环供水模型试验装置内进行。该装置长1.4 m，宽0.6 m，高1.125 m，沿高度方向分上中下3层，下层放置离心泵，中层储水，上层放置试验模型，设备细部构造及实物如图1和图2所示。离心泵扬程108 m，最大转速2 900 rpm，可提供的最大流量为4.0 L/s。水泵标定结果表明，转速和流量呈现线性关系，在本次开展的系列模型试验中，水泵出水流量设定为1.15 L/s。中层和上层侧面设置透明有机玻璃，以便观察储水区水位变化和观测溃坝过程。

图1 循环供水系统（单位：mm）

图2 循环供水系统

在模型上游设置消能弯管和溢流板，用于减少水面波动；下游设置储土槽和拦土板，用于拦截漫顶水流冲蚀到下游的土体。拦土板后设置连接模型放置区和储水区的U型测流弯管，测流弯管的下侧平直段装满水，并安装电磁式流量计。试验过程中，通过离心泵抽取储水区的水，经消能弯管和溢流板后冲蚀坝体，水流再经储土槽、拦土板和测流弯管返回储水区，实现水流循环。该装置通过U型测流弯管把模型下游的明渠流转换为满管管流，应用电磁流量计测量下游流量，显著提高了溃口下游流量的测量精度。

2.2 试验方案为针对性的研究加筋位置和层数对土石坝溃坝过程的影响，设计了13组模型试验方案，每组试验都应用同一砂土作为坝体材料，一组试验完成后，晾干并按预定含水率重新配制土样。为防止试验过程中坝体首先发生渗透破坏，应用连续级配的砂土制作模型，级配曲线如图3所示。其有效粒径d10=0.15 mm，d30=0.62 mm，控制粒径d60=1.65 mm，不均匀系数Cu=11，曲率系数Cc=1.55，含水率为7%，湿密度为2 050 kg/m3。

13组室内试验方案如表1所示，其中T0为不加筋的均质土石坝，T5至T12为一层加筋土石坝，下角标表示加筋体至坝顶的竖向距离（埋深）；T4/6、T4/8、T6/8为二层加筋土石坝，下角标表示两层加筋体各自埋深；T4/6/8为3层加筋土石坝，下角标表示3层加筋体各自埋深。所有的13组试验具有相同的坝体外形尺寸。

Wang等［21］在应用离心模型试验研究加筋土石坝的地震响应时采用医用纱布模拟加筋材料，考虑到医用纱布刚度小，且在上述模型试验工况下不至于产生破坏，本文同样选用医用纱布模拟加筋材料，所选纱布厚度为0.15 mm，经纱密度和纬纱密度分别为21和32。鉴于试验模型尺寸较小，将纱布从上游坝坡到下游坝坡通宽埋设。

通过分层压实再削坡的方法制备模型，模型尺寸如图4所示。坝体模型分4层压实，层高5 cm。由于纱布埋设深度可能与模型制备时每层压实高度的位置不同，每当纱布铺设于设计埋深前，均需将埋设位置土体压实，并将铺设面打毛，确保纱布和砂土之间均匀嵌固。在实际工程中，土工合成材料是根据土石坝边坡稳定性验算得出的潜在滑裂面布置的，考虑到试验模型尺寸较小，作为简化，将纱布从上游坝坡到下游坝坡通宽埋设。初始试样尺寸为50 cm×56.5 cm×20 cm，受试验设备沿河道方向尺寸的制约，采用上游0.5∶1、下游1.5∶1的坡比削坡。坝顶的中间位置预设8 cm×4 cm的初始溃口，引导土石坝发生由坝顶中部的初始缺陷导致的溃坝破坏。为便于观察下游溃口的横向扩展过程，在下游坡面撒布6 cm×6 cm的石灰网格。

图3 颗粒级配曲线

表1 试验方案

图4 坝体模型制备

3 土石坝漫顶溃坝过程分析

3.1 均质土石坝漫顶溃坝过程为对比分析加筋土石坝的溃坝过程，首先进行了不加筋条件下均质土石坝的漫顶溃坝试验，溃坝过程如图5所示。坝体漫顶后首先在下游形成宽度与初始溃口宽度相近的冲沟。坝体冲蚀速率自下游坡脚向上逐渐增大，下游溃口坡度逐渐变陡，溃口内坡角（溃口内坡与水平方向夹角，初始值为下游坡度）逐渐增大到某一临界值。随后溃口自下游向上游发展，形成溃口内坡角保持不变的溯源冲刷现象，顺河道方向的坝体宽度逐渐变窄，直到溃口发展至上游坝肩，在此过程中坝体高程无明显变化，溃坝水流流速保持为常量。接下来水流冲蚀上游坝坡，坝高快速下降，库容在较短时间内迅速释放，出现洪峰流量。随着库容释放殆尽，水流流速由大变小，当流速小于砂土的启动流速时，冲蚀过程结束，溃口不再发生变化。

图5 均质土石坝漫顶溃坝

3.2 加筋土石坝漫顶溃坝过程土石坝加筋后，漫顶水流首先冲蚀加筋体上部坝体，并在坝体下游形成纺锤形的冲沟，由于加筋体阻滞水流向下冲蚀坝体，且约束了下部土体的上表面，使得溃口侧面和加筋体结合部位的侧向淘刷加剧，引起溃口侧壁坍塌，相比不加筋条件下，坝前水位有所抬升。随后水流逐渐冲蚀加筋体下部土体，溃口自下游向上游发展，当发展到上游坝坡时，库容水位小于加筋体埋深，水流冲蚀上游坝坡，坝高快速降低，溃口的流量迅速增加，当库容越来越小，流速随之减小，当水流流速小于坝体材料的抗冲流速时，溃坝过程结束。三层加筋土石坝（T4/6/8）的漫顶溃坝过程如图6所示。

图6 3层加筋土石坝漫顶溃坝

可将加筋土石坝的横向漫顶溃坝过程分为如下3个阶段：

（1）土石坝下游未加筋部分的冲蚀破坏。初始冲沟的中部较宽、坝肩和坝脚相对较窄，呈现基本对称的纺锤形。水流冲蚀坝体至加筋体裸露，一部分渗过加筋体，一部分沿加筋体形成射流，射流冲击下游坝坡形成类似于黏土坝的“陡坎”，如图7（a）所示。下游未加筋部分的冲刷以溯源“陡坎”的方式进行。

（2）土石坝加筋嵌固区的冲蚀破坏。加筋体和其嵌固坝体形成一道抗冲增强区，使得坝体的竖向冲蚀速率降低减慢，溃口发展变缓。同时，漫溢水流在下游对坝体产生强烈的基蚀，导致“陡坎”产生倒坡，如图7（b）所示。溃口的竖向冲蚀缓慢而横向扩展显著，伴随有溃口的侧壁坍塌。

（3）土石坝上游未加筋部分的冲蚀破坏。溃口经过前两阶段的发展，漫溢水流从加筋体下部通过，冲刷上游坝坡，如图7（c）所示。由于坝体上游未设置护堤等抗冲设施，抗冲性能差，冲蚀速率较大。此阶段和无黏性均质土石坝漫顶溃坝的第三阶段类似，主要是削低坝高，释放库容。当坝前水位和尾水水位接近时，水流速度小于砂土启动流速，漫顶溃坝过程结束，如图7（d）所示。

图7 3层加筋土石坝漫坝横断面示意

3.3 加筋土石坝溃口的横向扩展漫顶水流对溃口侧壁的持续淘刷以及由此引起的溃口侧壁坍塌导致溃口横向扩展，由于加筋体对坝体的局部约束，使得加筋土石坝溃口的横向扩展更加显著。分别截取溃坝过程中T0、T5、T6、T8、T4/6、T6/8、T4/8和T4/6/8模型试验下游坡面4个典型时刻图像，分析土坝漫顶溃坝的横向扩展过程，坝体下游冲沟轮廓线变化情况如图8所示。其中，横坐标表示下游坝坡坡面的横向，沿该方向均布9个石灰网格，初始溃口位于坝体中部；纵坐标表示下游坝坡坡面的纵向，沿该方向均布6个石灰网格，其值从6～36 cm变化。在t=25s、t=50s以及t=100s时，由于尾水抬升，靠近坝基下游坡面被淹没而无法量测，因此溃口下侧部分轮廓缺失。

T0的溃口范围在22.25～33.12 cm之间，10 s时的溃口最大宽度为9.77 cm，100 s时的最大溃口宽度为10.87 cm，增长了11.2%，在整个溃坝过程中，溃口扩展比较均匀。T5、T6和T8试验10 s时的溃口宽度最大值分别为14.8、12.5和14.6 cm，且均出现在各自的加筋区域，溃口先增大后减小，呈现基本对称的纺锤形，在土坝溃决过程中，溃口侧壁发生土块坍塌现象，溃口宽度有不同程度的扩展。以T6的溃口扩展图为例，其在100 s时的溃口轮廓线明显远离前一阶段，说明溃口在此阶段发生了大范围的侧壁坍塌。T5、T6和T8试验100 s时的溃口宽度最大值达到16.8、18.5和22.8 cm，分别增长了13.5%、48%和56.1%，和T0的均质土坝试验相比，溃口横向扩展更加明显；T4/6、T6/8、T4/8和T4/6/8试验的横向溃口宽度更大，100s时初始溃口的最大宽度分别为17.6、18.8、18.2和19 cm，而最终溃口的最大宽度分别为19.3、21.4、20和22 cm，且整个过程只发生体积较小的侧壁坍塌。

4 加筋位置和间距对流量过程线的影响

4.1 单层加筋位置对流量过程线的影响图9为一层加筋均质土石坝在加筋体埋深不同时的漫顶溃坝流量过程线，不加筋条件下T0的峰值流量为2.0 L/s。而T5的峰值流量为2.16 L/s，和T0相比，增大8%，这是因为在溃坝的初始时刻，加筋体埋设位置和坝前库容液位相差不大，溃口内的漫顶水流深度较小，溃口流量较小，库容得不到及时释放使得坝前液位不断抬升，当水流从加筋体下部穿过时，溃口水深较大，从而使得峰值流量增加；T6和T7的峰值流量分别为2.08和1.94 L/s，从整个试验结果分析，此时加筋体埋深位于最终溃口中部；T8和T9的峰值流量分别为1.67和1.7 L/s，比2.0 L/s降低16%，此时加筋体埋设于最终溃口中下部，相当于坝高的35%～50%范围内，溃坝水流从加筋体下部穿过时，坝前液位较低，溃口流量较小；T10、T11和T12的峰值流量分别为1.93、2.01和1.99 L/s，此时加筋体位于最终溃口底部，只有少量的溃坝水流最终穿过加筋体，整个溃坝过程和均质土石坝大致相同。

图8 溃口横向扩展过程

图9 加筋体埋深对流量过程线的影响

加筋体埋设深度与峰值流量的关系如图10所示，随着加筋体埋设位置下移，溃坝峰值流量先减小后增大，倘若把峰值流量显著减小的加筋区定义为有效加筋区，其位于最终溃口的中下部，距坝顶7～10 cm，为坝高的35%～50%。土石坝抗震中加固中的通常加筋体埋置范围为坝高的20%～25%，根据上述试验结果，要使加筋体同时发挥抗震和抗冲的作用，应将土工合成材料的埋设范围加大。

图10 峰值流量和加筋埋深的关系

4.2 多层加筋对流量过程线的影响如图11所示，T4/6的峰值流量为2.42 L/s，大于T4和T6的峰值流量；T4/8的峰值流量为1.77 L/s，和T0相比，降低11.5%，和T8相比，其值增大6%；T6/8和T4/6/8的峰值流量分别为1.88和1.78 L/s，和T0相比，分别降低6%和11%。上述试验结果进一步说明土石坝内存在一个有效加筋埋置深度，加筋体埋置在有效深度范围内，可降低溃口峰值流量，埋置在有效深度以上，会增大溃口的峰值流量。

T4/6、T6/8和T4/6/8的峰现时间分别为30、90和77s，比T0的峰现时间24s，延后25%、275%和220%，表明加筋体对其中间土体有良好的嵌固力，对延滞峰现时间有利。另外，T6/8和T4/6/8的流量过程线在出现峰值流量前，都有不同程度的波动（次峰），这和加筋体的层数有关，由于2层或3层加筋土石坝溃坝时库容的小幅度分段释放，使得峰值流量显著降低，峰现时间明显延后。

图11 多层对流量过程线的影响

5 结论

应用自行研制的封闭式循环供水土石坝溃坝试验装置开展了13组均质无黏性均质土坝漫顶溃坝试验，得出如下主要结论：所研制的封闭式循环供水土石坝溃坝模型试验装置，在水泵出水口设置消能弯管和挡水隔板，在装置侧面设置连接上下游的测流弯管，在弯管平直段安装电磁式流量计，有效保证了上游供水的稳定性和溃口流量过程线的量测精度。加筋无黏性均质土坝的漫顶破坏过程可分为土石坝下游未加筋部分冲蚀破坏、加筋嵌固区冲蚀破坏和上游未加筋部分冲蚀破坏三个阶段。加筋材料对坝体局部具有约束作用，使得加筋土石坝溃口的横向扩展更加显著。未加筋坝体溃口扩展比较均匀；加筋土石坝溃口形状主要表现为对称的纺锤形，溃口宽度最大值均出现在各自的加筋区域。另外，加筋坝体在溃决过程中，溃口侧壁发生土块坍塌现象，并且随着加筋体埋深及层数的增加，溃口宽度增加。随着坝体加筋体埋置深度的增大，溃口峰值流量呈现先增大，后减小，再增大的变化规律。存在一个有效加筋区，本文的试验成果显示为坝高的35%～50%范围。

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Abstract：A circulating water supply device was developed and thirteen small-scale embankments overtop⁃ping breach tests were conducted with the device.The breaching process of geotextile-reinforced noncohe⁃sive embankments was studied and the influence of dam geotextile reinforcement on flow process line of dam break was discussed.Conclusions can be drawn that：Using a folded energy dissipation pipe installed following the valve can guarantee the stability of upstream discharge，and using a U-bend pipe with flowme⁃ter installed laterally connecting the circulating flow can effectively improve the measurement accuracy of downstream discharge.The breaching process of the reinforced noncohesive embankment can be divided into three stages：erosion of the downstream unreinforced part，erosion of the geotextile stiffened part and ero⁃sion of the upstream unreinforced part，respectively.An effective reinforcement zone to reduce the peak dis⁃charge is found at 35%to 50%of the dam height.A decrease in geotextile spacing can enhance the antierosion properties and delay the peak time.

Keywords：geotextile-reinforced；embankment；overtopping；dam failure；model test

（责任编辑：韩 昆）

Experimental study on overtopping of geotextile-reinforced noncohesive embankments

WANG Qiusheng，WANG Hongyang，SU Ruilin
（College of Architecture and Civil Engineering，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China）

TV131.61

A

10.13244/j.cnki.jiwhr.2017.04.004

1672-3031（2017）04-0263-09

2017-06-15

国家自然科学基金项目（51679003）

王秋生（1977-），男，山东昌乐人，博士，副教授，主要从事岩土材料本构关系和强度理论、土石坝溃坝机理和风险控制等研究。E-mail：wangqs@bjut.edu.cn。