簡(jiǎn)析唐家山堰塞體潰口寬度的模擬計(jì)算論文
唐家山堰塞體為地震誘發(fā)山體滑坡而堆積形成的天然壩,相對(duì)堆石壩具有以下特點(diǎn):泥沙顆粒不均勻,組成物質(zhì)松散,滲流嚴(yán)重,岸坡不穩(wěn)定,壩體穩(wěn)定性更低,其力學(xué)穩(wěn)定性、抗沖性較差.受二次滑坡的影響,壩體呈現(xiàn)明顯的雙層結(jié)構(gòu),上層為含水性較好的粘性土層,下層為較易崩塌的砂土層.唐家山潰口的形成發(fā)展過程也較為復(fù)雜,為人工開挖、溯源沖刷和潰口崩決的混合過程,在潰決過程中存在一定的漫流,同時(shí)雙層土體結(jié)構(gòu)導(dǎo)致水頭差較大,滲流明顯.匡尚富提出,天然壩的潰決過程可以分為溢流侵蝕潰決型、滑動(dòng)崩決型、逆流漸進(jìn)潰決型等.對(duì)比唐家山堰塞體的實(shí)際情況,其侵蝕方式為溢流侵蝕,而堰塞體則與多發(fā)生滑動(dòng)崩決型潰決的壩體接近.
1唐家山堰塞湖潰口
唐家山堰塞湖庫(kù)水位持續(xù)上升,嚴(yán)重威脅水庫(kù)下游人民群眾的生命和財(cái)產(chǎn)安全.因此在壩頂位置沿河開挖了溢洪道宣泄洪水以減輕潰壩洪水災(zāi)害.溢洪道底部尺寸為695m×4m,兩側(cè)邊坡1∶1.5,入口處高程為742m.由于底部及邊坡均由碎石堆砌而成,溢洪道可蝕性強(qiáng).2008年6月7日7:06時(shí),溢洪道開始排水,入口處的初始水位為740.37m,初始水面寬為58m,初始水深0.18m.到6月10日1∶30時(shí),水位攀升至最大值743.10m,隨后逐漸降落,在6月10日8:00時(shí)降落至742.18m.該水位持續(xù)了1h,隨后迅速降落,從9:00時(shí)的742.17m降落至11:30時(shí)的735.81m,對(duì)應(yīng)的最大洪峰流量為6900m3/s.隨后,在水流的持續(xù)沖刷及重力作用下,溢洪道迅速垮塌.在6月10日15:00時(shí),溢洪道達(dá)到臨時(shí)穩(wěn)定狀態(tài),此時(shí)水面寬145m,河底高程721.2m.最后相對(duì)穩(wěn)定的潰口寬為131.2m,潰口深為20.8m.
2計(jì)算結(jié)果及分析
為了尋求合適的模型以模擬唐家山堰塞體的潰決,采用以O(shè)sman公式為代表的河岸展寬模型及以Froehlich方法和墾務(wù)局模型為代表的土石壩潰決模型,比較分析其應(yīng)用于計(jì)算唐家山潰口模擬的結(jié)果.
2.1河岸展寬模型
Osman和Thorne提出計(jì)算河岸橫向沖刷距離的公式,在Δt(s)時(shí)間內(nèi),粘性土河岸被水流橫向沖刷后退的距離為
ΔB=Cl×Δt×τf-τce-1.3τcγbk(1)
式中,ΔB為Δt(s)時(shí)間內(nèi)河岸因水流側(cè)向沖刷而后退的.距離,m;γbk為河岸土體容重,kN/m3;τf為作用在河岸上的水流切應(yīng)力,N/m2;τc為河岸土體的啟動(dòng)切應(yīng)力,N/m2;Cl為河岸抗沖系數(shù).
2.2土石壩潰壩模型
在Fu等中,采用Macchione提出的預(yù)測(cè)土壩潰決洪水的方法模擬預(yù)報(bào)了唐家山潰口的洪水過程,但是Fu等的模擬計(jì)算表明,需要采用不同的特征速度ve來分別模擬洪峰的峰現(xiàn)時(shí)間和洪峰流量,特征流速ve分別取值0.33m/s和1.9m/s可以模擬得到洪峰流量和洪峰流量的發(fā)生時(shí)間,而Macchione特征流速范圍為0.05—0.10m/s.即Fu等的模擬中特征速度ve取值0.33m/s才能較為合理地模擬唐家山堰塞湖潰口的洪峰流量,相比原文獻(xiàn)中的區(qū)間范圍取值偏大約3倍.因此,本節(jié)不再對(duì)比分析Macchione方法的適用性.
對(duì)比Froehlich和Macchione公式的適用范圍可發(fā)現(xiàn):Macchione為土石壩的潰壩模擬,用于驗(yàn)證Macchione模型的潰壩實(shí)例多為土壩,僅少量壩體為細(xì)沙、土和卵石的混合物,而潰決原因多為管涌,少部分為漫流和滲流導(dǎo)致的潰堤,此外,Macchione假定潰決斷面為三角形,在潰口的發(fā)展過程中與實(shí)際相差較大.而Froehlich和墾物局的方法則是較多地依賴水深,與壩體結(jié)構(gòu)等關(guān)系不大,與實(shí)際情況不符,導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)不符.
3結(jié)論
從計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),Osman方法、Froehlich和墾務(wù)局的模擬結(jié)果均不是很理想,不能滿足唐家山堰塞體的潰口寬度計(jì)算,需要針對(duì)堰塞體的具體特點(diǎn)改進(jìn)模型.由于Osman公式為模擬非粘性河岸展寬的水動(dòng)力學(xué)-土力學(xué)方法,是基于物理機(jī)理的河岸坍塌模型.接下來僅討論Osman公式中尚需要改進(jìn)的地方.
對(duì)于將Osman公式應(yīng)用于唐家山堰塞體,除夏軍強(qiáng)等指出的兩處不足(不能考慮孔隙水壓力和靜水壓力對(duì)河岸穩(wěn)定性的影響,和假定河岸崩塌時(shí)的平面滑動(dòng)面必須限于通過坡腳),本文認(rèn)為還存在以下困難:一是不能考慮土體具有明顯的雙層結(jié)構(gòu)情況下的大水壓差;二是導(dǎo)流渠彎道中二次環(huán)流的影響難以估計(jì).有學(xué)者針對(duì)各項(xiàng)不足提出改進(jìn)方法.如Darby和Thorne針對(duì)不考慮孔隙水壓力和靜水壓力對(duì)穩(wěn)定性的影響及滑動(dòng)面必須通過坡腳的假定這兩個(gè)不足改進(jìn)了Osman模型.在模擬順治河段的河床變形中,Darby和Thorne考慮河岸可能發(fā)生平面滑動(dòng)和圓弧滑動(dòng)兩種破壞情況,夏軍強(qiáng)等指出,雖然計(jì)算值與實(shí)測(cè)值仍存在一定的誤差,但同時(shí)考慮兩種破壞情況更符合實(shí)際.彎道對(duì)河岸展寬的作用則可根據(jù)Thorne和Osman中的方法得到改進(jìn),彎道剪切力與平均剪切力的關(guān)系式為τbτ=frcW,其中,τb為彎道外測(cè)的剪切力,τ為平均剪切力,τ=rwRS,rc為彎道曲率半徑,W為河寬,將τb代替式(1)中的τf即可考慮彎道作用,該關(guān)系根據(jù)文獻(xiàn)中的圖即可獲.但是,雙層土體導(dǎo)致的大水壓差仍需要深入的研究.
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