冰崩涌浪作用下的冰湖溃决过程试验研究

阮合春, 陈华勇*, 陈晓清, 赵万玉, 陈剑刚, 李霄, 俞昀晗

(1.中国科学院山地灾害与地表过程重点实验室, 成都 610299; 2.中国科学院水利部成都山地灾害与环境研究所, 成都 610299; 3.中国科学院大学, 北京 100049)

全球气候变暖致使冰川强烈消融退化[1],在水量供给上增加了冰湖溃决风险[2];同时,冰崩也呈增加趋势;由冰崩形成的涌浪演进至坝体后,对坝体的稳定性构成严重威胁[3]。例如:1988 年7月15日米堆沟冰湖溃决型泥石流堵塞帕隆藏布江,溃决洪水危及下游97 km 外的波密县城,川藏线中断长达半年之久[4];2013年7月5日然则日阿错冰湖发生溃决,溃决洪水致使嘉黎县忠玉乡大面积受灾,受灾人数达1 160人,大量交通、房屋、农田被冲毁,直接经济损失高达2.7亿元[5]。

目前,在滑坡型堰塞坝溃决方面取得了大量研究成果,包括坝体溃决过程[6-7]、溃决流量预测[8]、坝体内部孔压变化[9]等,但滑坡型堰塞坝与冰碛坝在形成过程、几何形态、坝体内部组成、结构特征、运行状况、溃决激发因素等方面存在显著差别,因此,这些成果难以应用于冰碛坝中。揭示冰崩涌浪作用下冰碛坝的溃决过程与机理是对冰湖溃决灾害进行准确风险评估的关键前提条件。在冰湖溃决方面,刘威等[10]将滑坡诱发冰湖溃决灾害链危害划分为滑坡运动、涌浪传播、冰湖溃决和洪水传播4个阶段,对整个过程进行了模拟,但滑坡涌浪与冰崩涌浪存在很大差别,并且模拟洪峰流量过程中采用了传统的滑坡坝经验模型,并不适用于一般的冰碛坝。郝盛蓝[11]通过物理模拟实验研究了冰块落入冰湖后产生涌浪高度的沿程衰减规律,但并未涉及冰碛坝的溃决等相关内容。Bazai等[12]以库尔多平冰川(喀喇昆仑)为例,阐明了冰崩涌浪的关键行为特征,使用冰湖溃决洪水数据集研究了1880—2020年以19～20 a间隔发生的与Khurdopin冰川相关的7次浪涌周期性规律,但并未涉及冰崩涌浪激发冰碛坝溃决的动力过程。Majeed等[13]使用水动力学模型HEC-RAS进行了2014年Gya冰湖溃决洪水的重建和潜在危险评估,但并未研究冰碛坝的溃决过程及诱因等内容。周路旭等[14]通过模拟建立数学模型,推算出以冰碛湖湖宽和湖长为变量的冰湖体积表达式,并利用龙巴萨巴冰湖进行案例验算,验证了公式的有效精确性。以上研究均未对冰崩涌浪引起的冰碛坝溃决过程进行系统深入的研究。

随着人类经济活动不断向山区延伸,特别是众多关乎国计民生的重大工程(如在建的川藏铁路、雅鲁藏布江梯级水电工程等)不断向高寒山区展布,冰湖溃决洪水及致灾区与重大工程布置区和山区城镇布局高度重叠。因此,开展冰崩涌浪作用下冰湖溃决过程及机理的研究,为冰湖溃决的防灾减灾提供参考显得尤为重要。通过水槽模型试验,研究在冰崩涌浪作用下,不同颗粒级配、坝高、下游坝坡坡度时冰碛坝的溃决模式和过程,分析冰崩涌浪对冰碛坝溃决的影响以及溃决峰值流量的变化规律,从动力学的角度提出冰碛坝漫顶溃决临界条件的判别方法。

1 研究方法

1.1 试验装置

试验在中国科学院、水利部成都山地灾害与环境研究所的实验大厅内进行。整个试验装置主要由水池、主水槽、废料池、滑板4个部分组成,均为钢结构(图1)。

图1 试验装置Fig.1 Experimental apparatus

水池尺寸为1.5 m(长)×1.0 m(宽)×1.0 m(高),可通过进水阀调节上游来水流量,最大供水流量为4.0 L/s,用于充当冰湖的库盆。主水槽长4 m、宽0.4 m、高0.4 m,纵坡为1°,用于模拟天然河道。水槽两侧为全透明的钢化玻璃,并贴有1 cm×1 cm的全透明高清网格纸,通过水槽两侧的全透明钢化玻璃,可以直接观测到水槽内的试验现象,尤其是溃口的纵向演化过程和溃口水流的水力特性等。尾料池长1.0 m、宽1.0 m、高0.8 m,用于回收废料。冰碛坝按设计形状布置于水池末端,即水槽的首端。滑板布置于水池的首端,长2.0 m,宽0.4 m,坡度为25°,滑块为边长为20 cm的立方体,在滑板上的滑动距离为1.2 m,为了保证每一次试验时,滑块入水时的冲击面相同,在滑板中安装了一个宽度为22 cm的滑轨,避免滑块在滑动过程中发生旋转。

1.2 试验设备

试验过程中用到试验所需设备主要为智能数字压力传感器、流量计、4 K摄像机、彩色示踪小球、土工实验标准筛、激光粒度仪、搅拌车等。智能数字压力传感器用于监测孔隙水压力以及水位。型号为DY202,测量精度为0.1%,最大量程为20 kPa,过载能力为150%;将传感器布置于坝前,可实时监测上游水位的变化,进一步采用水量平衡方程,可计算得到溃决流量的变化过程,同时还可监测动水压力。4 k摄像机用于实时监测冰碛坝的溃决过程,帧率为25帧/s,实验所需的4个摄像机分别布置于坝顶、坝体左侧、坝体下游、水池左侧,见图1。土工实验标准筛和激光粒度仪用于测量坝体的颗粒级配。搅拌车用于制备坝体材料,保证坝体的均质性。

1.3 方案设计

为了研究不同影响因子对冰崩涌浪作用下冰碛坝的溃决机理,选取了颗粒级配、坝高、下游坝坡坡度3个变量;其中,颗粒级配考虑了5种工况,含两种极端工况:高细颗粒含量(GSD01)、高粗颗粒含量(GSD02),粗细含量以1.0 mm为区分界限,颗粒级配曲线见图2;坝高考虑了5种工况(坝高分别为10、15、20、25、30 cm),下游坝坡坡度考虑了6种工况(坡度分别为20°、25°、30°、35°、40°、45°),共16种工况,试验采用控制变量法进行,详见表1。上游坝坡坡度为35°,来水流量为0.3 L/s,坝顶宽度为10 cm,坝体初始含水量为3.5%。为了观测溃口的下切过程及溃口水力特性,在冰碛坝坝顶最左侧人为开挖一个深4 cm、宽5 cm的初始溃口,引导溃口发生单向侧蚀,详见图3。此外,为了让试验更加接近实际情况,在堆筑坝体时,均未对土体进行压实,仅将土料放置于设计位置后对土体进行轻微修饰成设计形状。试验时,在坝体刚开始溢流时开始释放冰滑块。

表1 试验工况设计Table 1 Design of experimental schemes

图2 冰碛坝颗粒级配曲线Fig.2 Grain gradation curve of moraine dams

H为坝高;α为下游坝坡坡度

如图3所示,为了监测涌浪对坝体的作用,在上游坝坡中部布设了一个水压传感器(2#),用于监测涌浪给坝体提供的外部荷载。此外,还在坝体上游水面波动较小的区域(上游坝脚角隅处)布设了一个水位传感器(1#),用于监测库水位的变化,进而根据水量平衡方程计算溃决流量。

2 试验结果

2.1 冰碛坝溃决模式

根据试验研究发现,在冰崩涌浪的激发作用下,冰碛坝的溃决出现了漫顶溢流溃决,坝坡失稳、管涌破坏3种模式,占比分别为68.75%、25.0%、6.25%,不同试验方案的溃决模式见图4。

图4 冰碛坝的溃决模式Fig.4 The modes of moraine dam failure

在蓄水过程中,随水位的不断上升,虽然坝体内仍存在明显的渗流,并在下游坡面上形成了湿润区[图4(a)],但坝体并未发生渗透破坏,即使在水位蓄满和发生冰崩涌浪后仍处于稳定状态,坝体是以过坝水流逐渐侵蚀下游坡面和坝顶土体颗粒材料而溃决的[图4(a)],这种溃决模式称为漫顶溃决,也是最常见的一种溃决模式。

对于坝体细颗粒含量较少的坝体,如工况G02,坝体具有较高的渗透系数,在水位上升过程中,渗流不断将大颗粒之间的细颗粒带走,渗流通道不断发展扩大,致使通道上部土体的稳定性急剧下降[图4(b)],当渗流通道发展到一定程度或者在上游冰崩涌浪的瞬时荷载作用下,下游坝坡会发生整体失稳,最终导致坝体溃决,放大溃决流量,这种溃决模式称为管涌破坏。

与漫顶溃决和管涌破坏不同的是,当坝体颗粒级配较为均匀(即细颗粒不能通过较大颗粒的空隙中流出)时,在渗流力作用下,下游坡面的坡脚处会出现流土破坏,从而导致局部土体的流失,削弱了下游坝坡的稳定性,最终在蓄水过程中或者在上游冰崩涌浪的瞬时荷载作用下发生了下游坝坡失稳破坏[图4(c)]。另外,即使下游坡面没有发生流土,仅在浸润线升高和涌浪瞬时荷载作用下,坝体也可能发生下游坝坡的失稳破坏,最终导致坝体溃决,工况S05就属于该种溃决模式。

2.2 冰碛坝溃决过程

冰碛坝的溃决过程是一个多因素共同作用的结果,因其黏粒含量很低,溃决过程中不像泥石流坝和部分滑坡坝一样存在明显的溯源侵蚀,而是坝顶和下游坝坡同时被过坝水流侵蚀下切,溃口的纵向演化全过程并无明显的特征转化,溃决历时也相对较短;但冰崩涌浪形成初期对坝体的侵蚀促进作用较为显著,涌浪形成后期(即涌浪急剧削弱后)的侵蚀过程类似库区静水溢流侵蚀。因此,根据冰崩涌浪对坝体的侵蚀效应,结合溃口的纵向演化过程,将冰碛坝的溃决过程划分为两个阶段:涌浪侵蚀阶段(阶段Ⅰ)、库区小扰动溢流侵蚀阶段(阶段Ⅱ),其中阶段Ⅱ中包含了溃口的快速下切和衰退两个过程。现以工况G03为例进行解释。

通过试验测试得到了工况G03漫顶溃决的溃口纵向和横向演化过程(图5、图6),t=0 s是指坝体刚开始溢流的时刻,随后在上游施加冰滑块激发涌浪。

图5 冰碛坝的溃口纵向演化过程(工况G03)Fig.5 Longitudinal evolution process of the moraine dam failure (G03)

图6 冰碛坝溃口横向展宽演化过程(工况G03)Fig.6 Lateral Evolution process of the moraine dam failure (G03)

t=0～40 s为涌浪侵蚀阶段(阶段Ⅰ)。在此阶段,涌浪波强烈,具有强水动力条件的涌浪爬高翻过坝体后对坝顶及下游坝坡产生严重侵蚀[图5(b)、图6(b)],迅速扩大溃口。在此阶段末,涌浪波已严重衰减,在坝前已不明显[图5(c)、图6(c)]。此外,此阶段中溃口的横向展宽过程不明显,因溃口高度较低,发生侧向坍塌的概率较低。

t=40～105 s为库区小扰动溢流侵蚀阶段(阶段Ⅱ)。在此阶段中,由于涌浪波已不再明显,涌浪对溃决过程的贡献微弱,但由于涌浪在阶段Ⅰ中扩大了溃口,形成了一个畅通的溃决通道,在阶段Ⅱ中仍能正常溃决,只是此时的溃决过程基本等同于没有涌浪时的溢流溃决过程,溃口快速下切和展宽[图5(c)、图5(d)、图6(c)、图6(d)],并且伴随着溃口边坡的间歇性坍塌[图6(c)],洪峰流量也出现在本阶段。在此阶段末,溃口发展基本恒定,溃决流量趋于来水流量(0.3 L/s)。

2.3 冰崩涌浪对冰碛坝溃决的影响

为了进一步分析涌浪对冰碛坝溃决过程的影响,选取A、B、C、D、E共5个断面[图7(a)]研究涌浪波过坝时的水深h、水流流速v和侵蚀率E,其中,侵蚀率是指单位时间内的侵蚀深度。

当涌浪形成初期,每一波涌浪之间存在明显的界限,如工况G03[图7(b)～图7(d)],t=23 s时刚好为第一波涌浪形成前1 s[图7(b)],t=24 s时第一波涌浪形成并翻越坝顶[图7(c)],t=25 s时第一波涌浪结束[图7(d)],也刚好为第二波涌浪的开始,即第一波涌浪共持续了2 s。通过视频录像提取了每个断面位置处第一波涌浪历时内及涌浪产生前的平均水深、平均流速和平均侵蚀率,结果如图8所示。

图8 第一波涌浪在不同断面处的动力学参数变化(工况G03)Fig.8 Variation of dynamic parameters of the first surge at different sections (G03)

从图8中可以看出,涌浪产生前的断面平均水深、溃口平均流速、平均侵蚀率明显小于涌浪产生后。表明涌浪的作用加快了坝体的侵蚀,促进了坝体的溃决过程。

图9为工况G03上游坝面中部(测点2#)阶段Ⅰ的水压变化过程,从图9中可以看出,在涌浪产生前测点2#的水压力在0.62 kPa左右,涌浪产生后形成了较大的瞬时荷载作用于坝体上,如第一波涌浪在测点2#处产生的最大水压力达到0.88 kPa,为无涌浪时测点2#处水压的1.35倍,这种在涌浪传播期提供的水压力作用于坝体上,必将大幅削减坝体的稳定性。

图9 上游坝面中部(测点2#)阶段Ⅰ的水压变化过程(G03)Fig.9 Change process of water pressure in the middle of upstream dam face (measuring point 2 #) in stage Ⅰ(G03)

综上所述,冰崩涌浪对冰碛坝溃决的影响主要有两方面:一方面,涌浪过坝后的强水动力条件增加了坝体的侵蚀率,坝体的初始溃口发展加快,促进了坝体的溃决,当溃口贯通后,涌浪已基本消散,为正常的溢流溃决;另一方面,涌浪提供的瞬时荷载,减小了坝体的稳定性,易导致坝体失稳溃决。

2.4 冰碛坝溃决临界条件

坝体溃决是一个坝体颗粒材料与过坝水流相互作用的复杂过程,二者共同决定了坝体发生溃决的临界条件。因坝体含有多种粒径组成,按以往分析坝体单颗粒的起动条件作为坝体溃决临界条件的方法与实际情况存在较大差距。从土体侵蚀的角度来分析坝体的临界溃决条件,当坝体侵蚀率E<0时,坝体不会发生漫顶溃决;侵蚀率E>0时,坝体会发生漫顶溃决;侵蚀率E=0时,坝体处于临界溃决状态。

在计算侵蚀率时,通常都从动力学的角度,考虑水流剪切力τ与土体临界剪切力τc的平衡条件来构建经验关系式,以下线性关系的侵蚀率模型被广泛应用于堰塞坝的溃口发展侵蚀计算中[15-16],表达式为

E=k(τ-τc)

(1)

式(1)中:k为侵蚀率系数;τ为水流剪切力,Pa;τc为土体的临界剪切力,Pa。

水流剪切力τ采用式(2)计算[17-19],表达式为

(2)

式(2)中:ρw为水的密度,取1.0 g/cm3;g为重力加速度,取9.81 m/s2;h为平均水深,m;v为溃口流速,m/s;n为曼宁系数,可用式(3)进行计算[20-21],表达式为

(3)

式(3)中:D50为土体质量累计百分数达到50%时所对应的粒径大小,即中值粒径;An是一个经验系数,对于小比尺室内模型实验,An=16,对于原型或大比尺模型实验,An=12[20]。

临界切应力τc采用经验公式计算[22-23],表达式为

(4)

式(4)中:g为重力加速度,取9.81 m/s2;ρs为土体颗粒密度,g/cm3;φ为内摩擦角,(°)。

已有研究表明,侵蚀率系数k均大于0[21,24], 故当(τ-τc)>0时,坝体会发生漫顶溃决;当(τ-τc)<0时,坝体不会发生漫顶溃决;当(τ-τc)=0时,坝体处于临界状态。通过试验测试,采用式(1)～式(4)计算了5种不同颗粒级配试验工况的临界剪切力(τc)和水流剪切力(τ),计算结果见表2。可以看出工况G01～G05的(τ-τc)均大于0,判定为坝体会发生漫顶溃决,与试验观测结果一致。

表2 冰崩涌浪作用下冰碛坝漫顶溃决判别的计算结果Table 2 Calculation results of judgment of overtopping break of moraine dam under the action of glacier avalanche surge

2.5 冰碛坝溃决洪峰流量

溃决峰值流量作为溃坝问题中的一个关键参数,直接决定了下游的灾害程度。通过试验得到了所有试验工况下冰碛坝的溃决峰值流量Qp(图10)。

图10 不同影响因素下的溃决洪峰流量Fig.10 Peak discharge under different influencing factors

从图10中可以看出,随坝高和下游坝坡的增加,冰湖溃决洪峰流量逐渐增加,且呈线性相关,相关系数分别为0.989、0.958,原因在于坝高的增加,加大了潜在下泄水体的体积和水体势能;下游坝坡的增大,减小了可被水体侵蚀的泥沙量,导致侵蚀速率不断加快。随坝体中值粒径(D50)的增加,颗粒起动所需的水动力条件加大,故溃决洪峰流量逐渐较小,但幅度逐渐变小。

3 结论

通过水槽模型试验,研究了在冰崩涌浪作用下,不同颗粒级配、坝高、下游坝坡坡度对冰碛坝溃决过程的影响,主要结论如下。

(1)在冰崩涌浪的激发作用下,冰碛坝的溃决出现了漫顶溃决,坝坡失稳、管涌破坏3种模式,占比分别为68.75%、25.0%、6.25%。

(2)根据冰崩涌浪对坝体的侵蚀效应,结合溃口的纵向演化过程,将冰碛坝的溃决过程划分为两个阶段:涌浪侵蚀阶段(阶段Ⅰ)、库区小扰动溢流侵蚀阶段(阶段Ⅱ),其中阶段Ⅱ中包含了溃口的快速下切和衰退两个过程。

(3)冰崩涌浪对冰碛坝溃决过程的影响主要有两方面:一方面,涌浪过坝后的强水动力条件增加了坝体的侵蚀率,坝体的初始溃口发展加快,促进了坝体的溃决,当溃口贯通后,涌浪已基本消散,溃决过程转为为正常的溢流溃决;另一方面,涌浪提供了作用于坝体的高频瞬时荷载,减小了坝体的稳定性,易导致坝体失稳溃决。

(4)考虑水流剪切力τ与土体临界剪切力τc的平衡条件,提出了冰碛坝漫顶溃决临界条件的判别方法。

(5)冰湖溃决洪峰流量与坝高和下游坝坡呈现正相关,相关系数分别为0.989、0.958,与坝体中值粒径(D50)呈现负相关关系,相关系数为0.991。