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2026 , Vol. 43 >Issue 4: 99 - 106

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20250198

水灾害

洪水漫顶工况下畚箕窝尾矿库溃坝数值模拟

  • 陈星 , 1, 2, 3
展开
  • 1 长沙矿山研究院有限责任公司, 长沙 410012
  • 2 湖南铭生安全科技有限责任公司, 长沙 410012
  • 3 金属矿山安全技术国家重点实验室, 长沙 410012

陈 星(1984-),男,安徽濉溪人,高级工程师,硕士,注册土木工程师(岩土),主要从事尾矿库勘察、设计及研究工作。E-mail:

Copy editor: 罗娟

收稿日期: 2025-03-11

  修回日期: 2025-06-25

  录用日期: 2025-07-01

  网络出版日期: 2025-09-01

收起

Scenario-based Numerical Simulation of the Benjiwo Tailing Dam Breach under Overtopping Flood Conditions

  • CHEN Xing , 1, 2, 3
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  • 1 Changsha Mining Research Institute Co., Ltd., Changsha 410012, China
  • 2 Hunan Mingsheng SafetyTechnology Co., Ltd., Changsha 410012, China
  • 3 State Key Laboratory of Metal Mine SafetyTechnology, Changsha 410012, China

Received date: 2025-03-11

  Revised date: 2025-06-25

  Accepted date: 2025-07-01

  Online published: 2025-09-01

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摘要

选矿产生的尾矿仅有少量用于地下采空区充填或建材原料制备,其主体仍通过尾矿库进行堆存。随着尾矿量持续增长与堆存高程的不断抬升,尾矿库失稳风险呈几何级数递增。基于气候变化背景下极端降水事件频发的现实挑战,防洪设计标准面临严峻考验,尾矿库面临洪水漫顶引发的溃决风险提升至历史新高。为系统评估极端水文条件下洪水漫顶诱发的连锁灾害效应,构建了覆盖库区下游的三维灾变演化分析整体模型。运用有限元强度折减法开展尾矿坝稳定性数值分析,通过塑性应变云图识别潜在破坏域,继而开展多相流耦合模拟,在数字高程模型中模拟泥石流演进全过程,精确获取了砂石流行进速度、淹没范围与淹没深度等关键参数,并据此提出防控策略,提出采用阶梯式消能结构优化设计。实现了安全防控体系从被动应对向主动防御的转型升级,从源头上显著提升了应对突发灾害事故能力。

关键词： 洪水漫顶; 溃坝; 数值模拟; 砂石流防控措施; 尾矿库; 有限元强度折减法

本文引用格式

陈星 . 洪水漫顶工况下畚箕窝尾矿库溃坝数值模拟[J]. 长江科学院院报, 2026 , 43(4) : 99 -106 . DOI: 10.11988/ckyyb.20250198

Abstract

[Objective] To evaluate the potential chain disaster effects such as debris flows under ultra-standard extreme hydrological conditions, this study aims to establish a comprehensive catastrophe evolution analysis system and propose optimized design solutions to enhance safety control capabilities from the source, transforming the safety control of tailing dams from passive response to proactive defense. [Methods] A combination of numerical simulation and engineering analysis was adopted. Focusing on a typical tailing dam, we constructed an integrated 3D catastrophe evolution analysis model covering the reservoir area and downstream regions. The finite element strength reduction method was used for numerical stability analysis of the tailing dam, accurately identifying potential sliding surfaces and instability failure zones through plastic strain cloud maps. Furthermore, multi-phase flow coupling simulation technology was introduced to combine the process of dam failure and subsequent debris flow progression. Within a digital elevation model, the entire evolution process of post-failure debris flow in downstream valleys was dynamically simulated, quantitatively acquiring critical disaster-causing parameters such as flow velocity, inundation extent, and depth. [Results] (1) Regarding dam stability, under the action of extreme flood levels, the maximum deformation zone identified by the finite element strength reduction method is not located at the dam body but correlates with the reservoir shape and topography. This area represents the most likely initial instability zone, highly susceptible to triggering local or overall landslides, thus inducing dam breaches.(2) Concerning the debris flow evolution process, simulations accurately depicted the descent paths and dynamic evolution characteristics of breached debris flow. Specifically, in terms of flow velocity, maximum flow velocities were observed in the immediate downstream area of the breach, indicating strong erosive capabilities; however, velocities gradually decreased with distance and widening terrain while still posing significant threats to key residential areas and infrastructure. In terms of inundation extent and depth, significant inundation areas formed in downstream valleys, with simulation results clearly delineating risk boundaries corresponding to different flood magnitudes. Maximum inundation depths reached several meters in downstream low-lying areas, directly threatening roads, buildings, and farmlands. Through coupled analysis, the full-chain disaster evolution characteristics from dam breach, debris flow formation to final deposition were identified. [Conclusion] This study proposes optimizing the existing drainage system of tailing dams with a stepped energy dissipation structure which significantly reduces the velocity and kinetic energy of descending floods, effectively controlling overflow erosion on the dam slope, fundamentally weakening the dynamic basis for overtopping destruction. It elevates the safety control system from traditional passive reinforcement and post-disaster rescue to a new phase of proactive intervention in water flow energy, preventing damage before it occurs, thereby markedly enhancing the ability of tailing dams to cope with sudden excessive floods. The research findings provide important theoretical support and technical references for risk assessment, emergency planning, and engineering renovation and expansion of similar tailing dams.

Key words： flood overtopping; dam breach; numerical simulation; rock and mud-flow containment systems; tailing pond; finite-element strength reduction method

0 引言

在冶金采选工程中,尾矿坝采用分期筑坝工艺构建,一般包含初期坝与分级堆填体的复合结构体系。这种堆积体具有显著的潜在能量集聚特征,其结构失稳后释放的高浓度固液混合流呈现类泥石流运动特性,与常规蓄水坝溃决形成的清水流态存在本质差异。具体而言,尾矿贮存结构在灾变过程中表现出独特的流固耦合效应,失稳瞬间产生的流体不仅具有剪切稀化特性,其携带的大量固体颗粒还会引发显著的冲淤耦合作用。这种多相流耦合机制导致溃泄物质呈现高密度碎屑流的运动学特征,与水库溃坝后形成的湍急水流在流变特性、能量耗散方式及冲击破坏机理等方面形成鲜明对比。需特别关注尾矿抗剪强度参数的空间变异性和流变本构关系的非线性特征,这些因素共同决定了尾矿坝从渐进式破坏到整体失稳的灾变演化路径。以上风险防控关键技术难点的存在,致使尾矿库失事概率比水库高10倍以上[1-2]。
在应急监管体系中,尾矿库作为高危人工堆积体始终是重点管控对象。近年来通过政策调整,虽然尾矿库总量呈现下降趋势,但库容、坝高却呈现倍增态势。受矿产开发集约化趋势驱动,兼具大容量、长服务周期的尾矿库建设成为行业必然选择,但随之产生的风险传导效应值得警惕,可以预见尾矿坝隐患和灾害将会更加突出[3]。尾矿坝发生溃坝后,若应急处置不及时,会对下游造成毁灭性打击。统计显示,当预警时间<15 min时处于溃坝影响范围内的死亡率在50%[4]。这种时间敏感性特征凸显了构建智能预警系统的必要性。
在岩土工程灾害学领域,持续性极端降水已成为高势能人工堆积体失稳的重要诱发因子。气候暖化背景下,我国区域性暴雨强度与频次呈现显著上升趋势,这对尾矿库的防洪体系构成严峻挑战。具体而言,超概率水文事件引发的复合型灾害链表现为:山体浅表层失稳产生的崩滑体对排水构筑物形成物理性破坏,导致泄洪通道功能性失效;与此同时,强降雨入渗引起的渗流场畸变会显著弱化堆体抗剪强度参数,形成水力梯度突变区。这种双重作用机制使得排水设施防洪裕度与有效干滩长度同步衰减,当库区调洪能力突破临界阈值时,溢流侵蚀作用将触发溃决过程的链式反应。
根据国家有关要求,堆积坝高于10 m以上的尾矿库应采用数值模拟方法模拟确定尾矿库溃坝范围。这种技术手段可精确量化溃决影响域及次生灾害链传播范围,为下游承灾体风险评估提供科学依据。采用上游法筑坝的尾矿库占绝大多数,该工艺存在的结构性缺陷表现为:堆体密实度梯度分布不均导致抗剪强度参数离散性增大,整体稳定性裕度低于其他筑坝工法,发生事故频率高于其他型式[5]。导致上游式尾矿坝溃坝的主要因素是洪水漫顶,在事故统计中占比高达36.9%[6-7],凸显了水力致灾机制在风险防控体系中的核心地位。
砂石流溃体的运动受多维度环境因子协同控制,包括库区地质构造特征、流域水文动态响应机制、极端气象事件触发阈值以及地形地貌的能势梯度分布。现有研究借鉴了传统水利工程数值模拟方法,但在尾矿库溃坝数值模拟中面临显著的技术瓶颈:其一,常规水动力学模型未充分考虑高浓度固液两相流的流体特性,导致流变参数的本构建模存在系统性偏差;其二,现有算法对复杂地形条件下砂石流分异沉积过程的模拟精度不足,地形因素在溃坝分析时未能充分考虑[8-9],特别是陡变地形区的能量跃迁效应常被过度简化;其三,传统溃口扩展模型多基于清水介质假设,难以准确表征尾矿剪切稀化与触变性耦合的流态转换机制。
洪水漫顶作为高势能人工堆积体灾变的首要触发机制,其多物理场耦合作用下的链式溃决机理研究具有迫切工程需求。基于极端气候演变背景,亟需构建融合渗流-应力-侵蚀协同整体模型的动态风险评估体系,完善地形能势梯度与砂石流冲淤耦合的灾害传播模型。这种系统性研究能揭示“水力侵蚀-结构损伤-能量释放”的灾变演化路径,实现从“灾后应急”向“灾前阻断”的防控模式转型。

1 溃坝类型与溃坝范围确定方法

尾矿库漫顶溃坝过程大致可分为下游坡冲蚀、溯源冲蚀、沿程冲蚀3个主要阶段[10]。漫顶后,处于浸润线以上的尾矿逐渐趋于饱和,尾矿重度增加,出现重力侵蚀,同时尾矿抗剪强度在水的作用下大幅度降低,进一步降低了尾矿坝整体抗滑稳定系数。漫顶溃决过程分为瞬间溃和逐渐溃。一般而言,土石类堤坝的漫顶溃决属于逐渐溃[11],从已发生事故案例来看,按照逐渐溃建立模型进行分析是合理的。
当数值模型达到临界失稳状态时,所施加强度折减系数即为表征工程安全裕度的稳定性指标。针对尾矿这类特殊散体材料,力学响应特性采用综合考虑黏聚效应与摩擦作用的复合型破坏判据进行描述,判据在表征颗粒介质剪切失效机制方面具有显著适用性。通过建立参数折减与失稳形态的量化关系,可有效揭示潜在滑移面的演化规律,为尾矿坝等岩土结构的稳定性评估提供可靠的分析手段。尾矿的强度准则采用More-Coulomb准则,尾矿的强度折减公式为:
${\tau }_{\mathrm{r}}=\frac{{\tau }_{\mathrm{f}}}{{F}_{\mathrm{r}}}=\frac{\sigma \mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\varphi +c}{{F}_{\mathrm{r}}}=\sigma \mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}{\varphi }_{\mathrm{r}}+{c}_{\mathrm{r}}　,$
${\varphi }_{\mathrm{r}}=\mathrm{arctan}(\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\varphi /{F}_{\mathrm{r}})　,$
${c}_{\mathrm{r}}=c/{F}_{\mathrm{r}}　。$
式中:τf、τr分别为尾矿的抗剪强度指标、折减后抗剪强度指标;Fr为折减系数;φ、φr分别为尾矿的内摩擦角、折减后内摩擦角;c、cr分别为尾矿的黏聚力、折减后黏聚力;σ为压应力。
畚箕窝为三等库,洪水工况下采用简化毕肖普法、瑞典条分法计算的坝坡抗滑稳定最小安全系数分别为1.20、1.10,同时综合考虑本次强度折减以有限元软件计算不收敛及塑性区贯通为判定标准,折减系数按1.25考虑。
尾砂颗粒物理属性:颗粒密度2.71 g/cm3,干密度1.78 g/cm3;粒度特征参数:中值粒径0.144 mm;抗剪强度指标:内摩擦角28.8°,休止角26.0°,黏聚力7.8 kPa。堆积拖拽系数取1.0,堆积速度阈值系数取1.0,颗粒恢复系数取0.77。
应力应变等技术指标可用于判断边坡整体失稳状况,所采用的本构模型多为弹性-理想塑性模型,所以可用塑性区的发展作为判断失稳的方法[12]。采用三维地质建模与参数衰减有限元法开展多物理场耦合分析,聚焦于洪水漫顶工况下的结构响应特性,确定在水位即将达到漫顶时的塑性变形区的最大区域,而这个塑性带的形成与尾矿库地形有关,这个区域尾矿先行溃出,再分析溃坝过程中的行进流速、淹没范围及淹没深度等技术参数。

1.1 溃坝类型确定

尾矿库安全失效的成因可归纳为四类关键要素:一是区域地质条件发生显著变异;二是坝体抗滑力不足;三是地震荷载作用引发的岩土介质液化效应;四是极端降雨引发的超标洪水侵蚀。针对地质条件变异、坝体抗滑力不足衍生的岸(坝)坡失稳、坝体变形及渗漏溃决风险,可通过实施常态化巡检制度与智能化监测体系进行有效防控;依据地震动参数区划采取标准化抗震构造措施可显著降低地震液化风险。而对于洪水漫顶事故,其致灾机理涉及沉积滩区坡降参数、泄洪设施运行效能、库区水位管控精度及水文异常事件等多重因素,其中超越设计标准的极端洪水灾害在当前工程技术条件与经济投入水平下仍缺乏可靠防控手段。
针对畚箕窝尾矿库,考虑洪水漫顶不利运行工况导致坝体溃决,构建包括下游地形的尾矿坝砂石流溃坝整体模型,通过三维动态仿真技术,系统解析了尾矿库溃决灾害演化过程中的动力响应特征。研究重点量化了溃散体运移轨迹、砂石流态特征参数及沉积带空间分布规律,其中涉及溃口扩展形态、流速梯度分布、淤积厚度等核心指标。进一步明确了尾矿流变参数与地形阻隔效应对灾害影响范围的调控作用,为溃坝风险防控提供了关键数据支撑。

1.2 溃决范围确定方法

尾矿坝失稳后形成的碎屑流扩散特征主要受控于溃决释放物质总量、初始位能储备、固液两相流态特性及受纳区地形条件四类参数耦合作用,尾矿淹没范围及到达时间直接影响下游预警和紧急疏散时间[8]。
基于洪水漫顶水毁机制与坝体三维强度衰减耦合作用,通过多参数应力场解析界定尾矿坝塑性应变累积域,进而划定溃口发育预测带,确定尾矿坝出现的“可能溃决范围”。在此力学判据基础上,构建三维多物理场耦合仿真架构,借助有限元软件实施溃决动力学反演,最终量化表征溃口形态学特征参数(包括几何拓扑维度、侵蚀深度梯度及流动相运动学指标)等工程关键数据。

2 溃坝数值模拟理论及溃坝模型

2.1 数值模拟理论

2.1.1 控制方程与数值离散方法

忽略下泄砂石流流动中温度变化,流体流动应满足动量守恒、质量守恒,处于湍流状态时,应满足湍流方程。为有效描述此类复杂流动现象,工程实践中常对脉动量实施时均化运算,并基于紊动作用的物理机理建立相应的封闭方程组。这种数值模拟方法通过引入特定数学关系式表征紊动输运特性,为预测非定常流动行为提供了理论支撑。需根据流动特征选择合适的本构方程,以确保计算模型能够合理反映涡旋相互作用的动力学机制。
质量守恒定律可表述为:单位时间内流体微元体中质量的增加,等于同一时间间隔内流入该微元体的净质量。其数学表达式为:
$\partial \rho /\partial t+\partial \left(\rho u\right)/\partial x+\partial \left(\rho v\right)/\partial y+\partial \left(\rho w\right)/\partial z=0　。$
式中:ρ为流体密度;u、v、w分别为流体在x、y、z方向的流速分量;t为时间。
动量守恒定律可表述为:微元体中流体的动量对时间的变化率等于外界作用在该微元体上的各种力之和。其数学表达式为:
$\frac{\partial \left(\rho u\right)}{\partial t}+\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{v}\left(\rho uu\right)=-\frac{\partial p}{\partial x}+\frac{\partial {\tau }_{xx}}{\partial x}+ \partial {\tau }_{yx}/\partial y+\partial {\tau }_{zx}/\partial z+{F}_{x}　,$
$\partial \left(\rho v\right)/\partial t+\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{v}\left(\rho vu\right)=-\partial p/\partial y+\partial {\tau }_{xy}/\partial x+ \partial {\tau }_{yy}/\partial y+\partial \tau y/\partial z+{F}_{y}　,$
$\partial \left(\rho w\right)/\partial t+\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{v}\left(\rho wu\right)=-\partial p/\partial z+\partial {\tau }_{xz}/\partial x+ \partial {\tau }_{yz}/\partial y+\partial {\tau }_{zz}/\partial z+{F}_{z}　。$
式中:p为流体微元上的压力;τxx、τxy和τxz为因分子黏性作用而产生的作用在微元体表面上的黏性应力τ的分量;Fx、Fy和Fz为微元体上体力。
将计算区域划分为网格,并使每个网格点周围有一个互不重复的控制体积,将待解控制方程对控制体积积分,从而得到一组离散方程。区域离散化实质就是用有限个离散点来代替原来的连续空间。
离散化数值技术通过选取有限数量的空间节点,将原本连续分布的物理场转化为离散变量的集合,并基于数学近似原理构建节点变量间的代数关联式,最终获得物理场的数值近似解。在流体力学计算领域,有限体积法的核心实施策略可概括为:通过对每个控制体进行守恒型积分,将原始微分方程转化为离散代数方程组,其基本未知量即为网格节点的特征参数。该方法基于局部守恒特性,通过有限节点实现全域物理场的离散重构,属于区域离散化策略。其核心优势在于严格遵循守恒定律,通过构建控制体通量平衡关系,有效保证了离散方程组的物理守恒特性,特别适用于存在复杂流动现象的工程计算场景。实际应用中需根据流动特征选择合适的通量重构格式,以确保数值解的稳定性和精度满足工程要求。

2.1.2 溃坝砂石流流变特性

在溃泄性泥石流动力学建模过程中,采用具有屈服应力特征的Bingham塑性本构模型进行数值表征。配备固相质量分数分别为50%、55%、65%、75%、80%的尾矿浆体样本,采用旋转流变仪测定其流变行为,在稳态剪切模式下,控制剪切速率从10 s-1线性递增至900 s-1,同步采集剪切应力的响应数据,如图1所示。
图1 不同固相质量分数的尾矿浆体流变曲线

Fig.1 Rheological curves of tailings slurries with different mass fractions

通过对尾矿浆体流变特性的分析可知,当剪切速率>100 s-1时,剪切应力基本呈线性增加,与宾汉流体的流型相符。利用宾汉流体模型对尾砂试验结果进行拟合,不同质量分数浆体的流变参数如表1所示,可见尾矿浆体的流变曲线与宾汉流体模型的拟合度较高,说明可以用宾汉流体流变方程来描述尾矿砂浆体的流变特性,可准确表征高质量分数矿浆的初始结构强度与流动状态转变过程,其本构方程中屈服应力与塑性黏度的组合关系能够有效反映颗粒介质在剪切作用下的流态化演变规律,为溃坝灾害演进过程的精细化模拟提供了理论依据。
表1 不同固相质量分数的尾矿浆体流变参数

Table 1 Rheological parameters of tailings slurry with different mass fractions

质量分数/% 屈服应力/Pa 黏度/(Pa·s) 拟合度R
50 0.22 0.07 0.98
55 2.97 0.17 0.99
65 8.67 0.29 0.99
75 10.44 0.57 0.98
80 60.58 0.66 0.99

2.2 尾矿坝溃决范围及模型建立

三维地质建模地形数据源采用机载Li-DAR与地面RTK联合测绘,比例尺1∶2 000,地形数据经原始数据处理、数据预处理、空间配准、模型构建、精度验证等确保精度与可用性。溃坝时间、溃体范围及溃体量、影响范围、溃体流速模拟结果精度分±15%、±10%、≥85%(重合度)、±17%。
畚箕窝尾矿库初期坝坝高30.3 m,坝轴线长88.6 m,上游坡比1∶1.8,下游坡比1∶2,采用废石分层碾压堆筑而成。后期堆积坝采用上游式尾矿筑坝法筑坝,尾矿堆积坝高30 m,尾矿库总库容300×104 m3,总坝高60.3 m。
初期坝坝脚下游1 035 m处为潭溪,潭溪宽约25 m,潭溪沟深约6 m。尾矿库所在山谷沟口潭溪两岸散落分布有民房,距离初期坝坝脚最近的有人居住民房流经距离为1 014 m。尾矿库初期坝脚下游顺着潭溪拐过二道弯后约2 260 m处潭溪右岸有约100户居民,溃坝模型如图2所示,其中,红色代表原始地形地貌,绿色代表初期坝,蓝色代表尾矿堆积体,黄色代表水域。
图2 溃坝模型(库区部分)

Fig.2 Dam breach model(reservoir section)

洪水位与堆积坝坝顶齐平,此时无干滩,利用有限元强度折减法对畚箕窝尾矿库坝体进行数值模拟分析,得到尾矿库堆积坝的塑性变形区。红色区域塑性变形最大,发生在尾矿坝左侧下部边缘,该现象受库区地形势场控制,按水流运动趋势,潜在流体势能正对着最大塑性变形区域,橙色区域、黄色区域塑性变形依次减弱,如图3所示。
图3 坝体塑性变形区(右视图)

Fig.3 Plastic deformation zone of dam body(right view)

在尾矿库运行工况突变阶段,干滩区完全消失导致自由水面与坝顶齐平时,坝体迎水面将形成连续溢流。此时水力梯度突变引发的紊动剪切作用,会对坝体表层材料产生剥离效应。随着侵蚀缺口持续扩展,溃决流量呈现非线性增长特征,坝壳护坡结构在高速水流作用下发生颗粒级配分选性流失,进而触发坝体内部支撑体系的连锁失效。这种破坏模式遵循溯源侵蚀机制,初期表现为局部护面层的冲刷破坏,随后发展为堆积体整体稳定性的链式瓦解。值得注意的是,侵蚀缺口的发展速率受控于坝料抗冲刷性能与水力侵蚀动能的动态平衡关系,当水流剪切力超过临界起动应力时,溃决过程将进入加速发展阶段,库内洪水将大量下泄,产生高势能砂石流,形成砂石流急速冲往下游。图3红色区域是按有限元强度折减法分析出的塑性区,拟定最早溃体,变形最大处不在坝体,而与库型、地形有关。畚箕窝尾矿库设计总库容300×104 m3,溃体约110×104 m3,溃出约三分之一,其中,初期坝体积方量约7.0×104 m3,初期坝溃体0.7×104 m3,溃出约10.0%。

2.3 最终堆积标高溃坝数值模拟三维动态推演

构建涵盖尾矿坝本体及下游承灾体的多尺度耦合三维溃坝整体模型,如图4所示。通过集成数字高程数据与工程地质参数,开展三维动态灾变模拟,系统揭示砂石流运动轨迹与流速梯度分布特征、冲积扇形态发育与沉积带几何参数及能量耗散路径。研究成果可为下游敏感目标的应急疏散阈值设定提供决策依据,同时为新型消能防护结构的拓扑优化设计提供数据支撑。
图4 溃坝三维整体模型

Fig.4 Three-dimensional integrated dam breach model

2.3.1 溃体演进范围及速度

溃坝初始时刻到溃坝发生30 s内,在动能和重力作用下,溃体初步形成了3个方向的流动,以主沟龙头为主,辅以左右两侧小流量砂流,其中主沟龙头越过初期坝外坡向下游山谷演进,左侧支流沿坝体左侧坝肩向主沟山谷演进,右侧支流越过山脊向右侧山谷流动。由图5分析可知,溃坝发生30 s时,主沟龙头速度最大为5.6 m/s。
图5 溃坝发生30 s溃体速度

Fig.5 Flow velocity 30 seconds after breach

溃坝发生50 s,主沟溃体继续沿谷底向下游演进,左侧溃体抵达主沟谷底与主沟龙头汇合,右侧溃体抵达右侧山谷谷底并向下游继续演进,主沟龙头速度最大为6.5 m/s。此后,溃体分别沿主沟和右侧支沟向下游演进。溃坝发生50 s,大部分溃体沿主沟谷底向下游演进,其龙头流速约4.9~6.4 m/s,小部分溃体越过右侧山脊进入右侧山谷谷底。
溃坝发生150 s,流向右侧支沟溃体与主体分离,并向下游缓慢流动,龙头最大流速1.0 m/s。溃坝发生后200 s,右侧支沟溃体基本停止流动,溃体沿主沟继续演进,主沟龙头最大流速8.6 m/s。溃坝发生263 s,溃体向下游谷口开阔处演进,龙头抵达谷口民房边缘,龙头流速最大为8.0 m/s。
溃坝发生263 s,溃体逐渐进入民房区域,并在谷口分成2个流向,部分溃体在动能作用下流向民房所在沟谷上游,部分溃体在重力和动能作用下继续向下游沟谷演进,直至溃坝发生620 s,浸入民房区域溃体基本停止流动,另一部分溃体继续向下游演进,其龙头流速最大为1.8 m/s。由图6分析可知,溃坝发生810 s,溃体流速降为0 m/s,溃体停止演进。将溃坝后具有代表性的时间节点及其流速列于表2。
图6 溃坝发生810 s溃体速度

Fig.6 Flow velocity 810 seconds after breach

表2 溃体流速

Table 2 Breach flow velocity

时间/s 30 50 150 200 263 480 620 810
流速/
(m·s-1)		 5.6 6.5 1.0 8.6 8.0 5.7 1.8 0

2.3.2 溃体淹没深度

在初始时刻,溃体最大厚度位于堆积坝面中间位置,深度为26.9 m。溃坝发生30 s内,溃体在动能和重力作用下分成3个方向流动,溃体最大淹没深度位于主沟,最大深度为27.5 m,如图7所示。溃坝发生50 s,大部分溃体沿主沟谷底向下游演进,此部分流动溃体最大深度15.5 m,小部分溃体越过右侧山脊进入右侧山谷谷底,此部分流动溃体最大深度3.1 m。
图7 溃坝发生30 s淹没深度

Fig.7 Submerged depth 30 seconds after breach

溃坝发生150 s,流向右侧支沟溃体与主体分离,此部分溃体最大淹没深度为2.4 m,主沟流动溃体淹没深度位于初期坝坝脚附近,最大淹没深度为13.9 m。在溃坝发生200 s,右侧支沟溃体基本停止流动,此沟谷内溃体最大淹没深度为7.8 m,主沟流动溃体最大淹没深度17.7 m。
溃坝发生263 s,龙头抵达民房边缘,靠近民房处溃体淹没深度3.3 m;溃体逐渐进入民房区域,并在谷口分成两个流向,部分溃体在动能作用下流向民房所在沟谷上游,部分溃体在重力和动能作用下继续向下游沟谷演进。
溃坝发生620 s,浸入民房溃体基本停止流动,民房处溃体最大淹没深度约为6.7 m。另一部分溃体继续向尾矿库下游演进。从图8分析可知,溃坝发生810 s,溃体停止演进,下泄溃体最大淹没深度约13.3 m。
图8 溃坝发生810 s淹没深度

Fig.8 Submerged depth 810 seconds after breach

3 防护措施

由分析可知,在当前方案下,当溃坝发生263 s,溃体龙头到达下游谷口处民房区域边界,此后对民房区域淹没范围进一步扩大,直到溃坝发生620 s时进入民房区域的溃体才停止流动。民房所处位置高程不足,同时未能给溃体留出足够的流动通道,致使溃体对民房区域构成威胁与冲击。结合溃体演进速度和淹没厚度分布规律,提出防护措施建议[13-15]:民房区域靠近潭溪侧修筑拦挡导流坝,将威胁民房的砂石流先进行拦挡再导流至下游区域,以保证民房的安全。根据溃坝分析结果,拦挡导流坝坝高不低于8 m时,可将砂石流完全阻挡并疏导至民房下游区域;拦挡导流坝坝高不低于6 m时,可有效拦截砂石流将其造成的危害降到较低程度;拦挡导流坝坝高不低于4 m时,可有效减少砂石流进入民房的时间,使居民有时间撤离;自初期坝至下游民房范围内设置阶梯-深潭消能体系,在砂石流流经河床(或沟底)横截面砌筑拦挡阶梯,随后在阶梯下游人为开挖深潭;向下游按一定间隔设置阶梯-深潭消能体,直至下游民房处,阶梯-深潭系统的设置能高效率消减砂石流能量,因而能控制河床下切、减小砂石流灾害。

4 结论

(1)根据尾矿库实际情况,尾矿库排洪系统失效或出现超设计频率暴雨洪水致洪水漫顶,从而发溃坝,经有限元强度折减,合理确定尾矿坝塑性变形区域和坝体溃决范围。由三维数值模拟可知,当溃体溃决发生263 s时,溃体龙头到达下游谷口民房区域边界,此后对其淹没范围进一步扩大,其中溃决发生620 s时此部分溃体停止流动,溃出尾矿量约占库内堆存总量的三分之一。
(2)通过数值模拟掌握溃坝后砂石流演进规律,结合尾矿库溃体演进速度、溃至时间及淹没厚度分布规律,提出防护措施建议,为优化下阶段安全设施设计以及应急预案制定提供了科学依据,同时为预警与人员提前疏散提供重要讯息。
就溃坝灾害反演而言,实测灾变数据的稀缺性严重制约着数值模型的验证精度。为提高溃决过程模拟的预测可靠性,亟需建立多源异构数据融合的灾后信息采集体系。建议从以下两方面开展基础性工作:其一,构建溃坝案例数据库,系统收录溃口形态学参数、流态演变时序数据及沉积物分布特征;其二,完善溃坝物理模型试验规范,通过缩尺试验获取关键本构参数。特别需要关注溃决初期瞬态流固耦合作用、溃口溯源侵蚀机制等非线性过程的参数敏感性研究,借助不确定性量化分析方法优化模型参数集,最终建立具备多尺度模拟能力的灾变演化预测平台。

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