敬小非，尹光志，魏作安，張千貴，王孟來

（1. 重慶大學 煤礦災(zāi)害動力學與控制國家重點實驗室, 重慶 400030；2. 重慶科技學院 安全工程學院, 重慶 401331）

1 引 言

隨著經(jīng)濟的蓬勃發(fā)展，我國對礦產(chǎn)資源的需求激增，當今已成為一個礦業(yè)大國，12種大宗礦產(chǎn)每年尾礦排放量約3億噸，除小部分作為礦山充填或綜合利用外，有相當部分尾礦采用構(gòu)筑尾礦庫的方式儲存。據(jù)統(tǒng)計我國有尾礦庫約6000余座，其尾礦壩安全形勢不容樂觀，尤其是近些年，尾礦壩的事故情況時有發(fā)生，造成了人員傷亡和巨大的經(jīng)濟損失，且給環(huán)境造成了毀滅性的破壞[1－4]。我國1/3的尾礦庫屬病險庫，此類尾礦庫因潰壩而導(dǎo)致災(zāi)難性事故不勝枚舉[5－12]。加之尾礦壩潰壩具有突發(fā)性、一次災(zāi)情嚴重等特點，因而近年來成為防災(zāi)減災(zāi)的熱點問題之一。由于不同潰口形態(tài)的尾礦壩潰壩泥漿在下游所表現(xiàn)出的流動特性具有較大差異性，因此，從尾礦壩潰口形態(tài)方面來研究尾礦壩潰壩泥漿流動特性，探索不同潰口形態(tài)下的潰壩泥漿對下游的災(zāi)害影響程度和范圍，對礦山企業(yè)的防災(zāi)減災(zāi)工作具有重要的指導(dǎo)意義，同時為防災(zāi)預(yù)報和決策提供科學依據(jù)。

一般情況下，發(fā)生瞬間全部潰決的壩體多為剛性壩體，但剛性壩除了拱壩和峽谷的壩以外，實際上仍為局部潰壩，因此，壩體發(fā)生瞬間全部潰壩的可能性很小，而尾礦壩作為世界上特殊的人工堆積壩，其潰決形式也主要以局部潰壩為主。據(jù)資料顯示[13]，除去拱壩外，不算戰(zhàn)爭因素引起的，潰壩口門比約在0.07～0.89之間，一般為0.5左右。因此，研究尾礦壩不同形式的局部潰壩具有重要的實際意義。

戴榮堯[14]、謝任之[15]、王國安[16]等分別對水壩不同潰口形態(tài)的壩址峰頂流量進行了探索性研究，并得出了水壩在不同潰決方式情況下的壩址峰頂流量公式。近期，韓中庚等[17]針對唐家山堰塞湖的具體問題，通過計算機仿真直觀地顯示了潰口變化、沖刷變化、潰口流量等過程，同時計算出1/3 潰壩時下游各地的洪水流量和洪峰到達時間。周建中等[18]又針對河道潰壩為水利工程防災(zāi)減災(zāi)中的突出問題，研究了平面河道潰口率分別為 0.1、0.2、0.4、0.6、0.8時流體在潰口處及下游的流場速度、壓強等分布特性。研究成果對現(xiàn)場工程具有重要的指導(dǎo)意義。

然而，由于水壩與尾礦壩堆壩工藝各異，壩坡形狀、壩體材料和功能以及運營過程中的浸潤線位置差異較大，因此，水壩與尾礦壩在使用過程中的破壞機制和破壞形式也有所不同。水壩潰壩后，主要形成流量較大的洪水，而尾礦壩潰決后則形成危害程度更大的泥砂流。目前有關(guān)壩體瞬間局部潰壩的研究多集中于水壩潰壩，關(guān)于尾礦壩不同潰口形態(tài)的下泄泥漿流動特性研究至今鮮有報道?；谶@一思路，本文以秧田箐尾礦庫設(shè)計資料為依托，通過室內(nèi)物理相似模型試驗對不同潰口形態(tài)下的下泄泥漿流動特性進行研究。

2 尾礦壩潰決相似模擬試驗

2.1 工程概況

秧田箐尾礦庫為一座在建山谷型尾礦庫，初步規(guī)劃尾礦庫最終有效庫容為1.089 億m3，屬于二等庫，堆壩方式采用上游式，在距尾礦庫壩址下游600 m處有一90°彎道沖溝，米茂村在彎道外坡正對尾礦壩方向，整個地形如圖1所示。

圖1 尾礦庫現(xiàn)場地形圖Fig.1 Topographical map of tailings impoundment

2.2 試驗?zāi)康?/h3>

通過改變尾礦壩潰決口門大小，擬達到探索不同潰口形態(tài)下的尾礦壩潰決泥漿在下游溝谷中的流動特性，尋求潰口形態(tài)對泥漿流動的影響規(guī)律，更深入地認識尾礦壩潰決泥漿的運動特征。

2.3 試驗裝置

試驗設(shè)備采用重慶大學自主研發(fā)的尾礦庫潰決破壞相似模擬試驗臺（如圖2所示），該試驗臺的主要功能是模擬尾礦壩潰決泥漿在下游沖溝中的傳播特性，重點從宏觀及定性的角度來研究下泄泥漿在演進過程中的流態(tài)特征、淹沒高程、急彎處的反射特性以及沖擊力變化規(guī)律，為深入了解尾礦壩潰壩泥漿的動力學特性提供了基礎(chǔ)，并為下游防災(zāi)減災(zāi)工作的實施提供科學依據(jù)。本次試驗主要是通過打開不同的閘門部位，以實現(xiàn)不同潰口形式的潰決。

2.4 試驗內(nèi)容

本次試驗主要通過改變尾礦壩潰口大小（1/4潰壩、1/2潰壩、全潰）來研究不同情況下下泄泥漿流動特性。表1列出了本次模型試驗的全部內(nèi)容，每種情況重復(fù)進行3次試驗，以實現(xiàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計采樣的作用。泥漿濃度的選擇主要參考了一般泥石流的濃度，并結(jié)合庫區(qū)尾礦漿排放濃度最后確定。試驗的原型材料為玉溪礦業(yè)易門礦務(wù)局銅廠銅礦現(xiàn)場排出尾礦砂（物理力學性質(zhì)見表 2）。模型嚴格按照1∶400相似比尺制作。根據(jù)物理模型試驗的相似原理[13,19－20]，相似材料選用黏性和粒徑級配與原型礦漿相似的石膏粉漿體（其粒徑分布規(guī)律見圖 3）泥漿流態(tài)采用日本先進SONY數(shù)碼攝像機進行全自動記錄，該攝像機具有記錄速度快（30幀/s）、數(shù)據(jù)記錄和保存自動化等特點。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 潰壩泥漿流態(tài)特性分析

根據(jù)測試結(jié)果，圖 4、5分別給出了尾礦壩在1/4潰壩、1/2潰壩和瞬間全潰情況下各特征過流斷面處的泥深變化規(guī)律。圖6展示了尾礦壩在不同潰口形態(tài)下，泥漿到達急彎處后15 s時的流態(tài)特征。

圖4 距壩址5 m處泥深變化過程曲線Fig.4 The slurry wave at 5 m of downstream

圖2 尾礦庫潰決試驗臺（單位：mm）Fig.2 Experimental tailings dam-break wave flume(unit: mm)

圖5 距壩址7.5 m處泥深變化過程曲線Fig.5 The slurry wave at 7.5 m of downstream

表1 尾礦壩潰壩泥漿試驗內(nèi)容Table 1 List of dam-break wave experiments carried out in the laboratory flume

表2 原型尾礦砂物理力學性質(zhì)Table 2 Physico-mechanical characters of prototype tailings

圖3 試驗用砂與原型砂顆粒粒徑分布曲線Fig.3 curve of particle-size distributions of experiment and prototype

由圖4、5（泥漿在5 m和7.5 m處泥深過程曲線）可得到以下規(guī)律：

（1）泥漿在到達各特征過流斷面后出現(xiàn)較大幅度的波動現(xiàn)象，且不同潰決方式所表現(xiàn)出的波動幅度有所差異。瞬間全部潰決情況下，泥深波動幅值最大，而1/4潰決時，泥深的波動幅值最小，1/2潰決情況下泥深的波動幅度介于兩者之間。分析其原因主要是由于泥漿在向下游傳播過程中，途徑下游1.5 m處的90°急彎時，泥漿出現(xiàn)不同程度的反射波，造成泥漿在向下游溝槽中的流動出現(xiàn)較大的波動現(xiàn)象，并將該震蕩波不斷地向下游傳播。由于尾礦壩瞬間全部潰壩時，泥漿所具有的能量較大，泥漿到達急彎處時的流速較快，因而泥漿被急彎外坡所反射回來的能量也就較大，從而造成泥漿下游溝谷中的波動現(xiàn)象也就越明顯，震蕩幅度也就相應(yīng)越大。隨著泥漿不斷地向下游演進，震蕩波也向下傳播，于是泥漿在急彎下游區(qū)域的傳播過程同時伴隨了泥深的震蕩（見圖 4、5）。由于急彎處造成了泥漿能量的損失和耗散，并隨著后續(xù)泥漿向下游的不斷傳播及能量的衰減，泥漿在急彎下游各特征過流斷面處的淹沒高度波動幅度也逐漸弱化，最后泥漿在溝槽中平穩(wěn)流動。隨著潰壩口門的減小，泥漿所具有的能量不同程度的減弱，泥漿的波動現(xiàn)象相應(yīng)被弱化，震蕩幅值也相應(yīng)衰減。1/4潰壩時，泥漿的震蕩幅值最小，震蕩所持續(xù)時間也最短，潰壩后泥漿很快進入了平穩(wěn)流動過程。

（2）泥漿在下游各特征過流斷面處的傳播過程具有較明顯的龍頭衰減特性，泥深呈現(xiàn)小-大-小的分布，且具有較長的拖尾衰減現(xiàn)象。整個泥深過程曲線總體上可分為3個階段。第1階段：泥深迅速增長階段。在該階段內(nèi)，泥漿龍頭段到達該過流斷面后的較短時間泥深迅速升高并達到峰值，在泥深變化過程曲線中反映的特性即此階段曲線的斜率較大，曲線較陡。然而最大泥深是災(zāi)難性的，故該階段也是整個過流階段中最危險的階段。泥深峰值到達的時間越短，表明撤離的時間越少，撤離越緊急，從而造成的災(zāi)害損失也就越大。第2階段：泥深相對穩(wěn)定階段。該階段內(nèi)泥深基本穩(wěn)定在峰值段，變化相對較緩慢，反映在曲線上即該段曲線斜率較小，曲線較平緩。第3階段：泥深衰減階段。在該階段內(nèi)，泥漿淹沒高度呈緩慢減小特性，泥深從峰值逐漸降低直至泥漿停滯于溝谷中，泥漿淹沒高度減小的速率較泥深上升速率小得多，該階段最重要的特征為泥深降低速率小，持續(xù)時間長，約為前兩個階段持續(xù)時間總和的3倍。

不同的潰口形態(tài)所表現(xiàn)出的各特征過流斷面處泥深過程曲線的形態(tài)也不盡相同，且每種潰口形態(tài)在下游同一過流斷面處的泥深過程曲線所表現(xiàn)出的每個階段持續(xù)時間也有較大差異。尾礦壩瞬間全部潰決情況下，泥漿淹沒高度到達峰值的時間（即第1階段）僅為2.7 s，而1/4潰壩情況下，泥深到達峰值的時間約為7.3 s，約為瞬間全潰的2.7倍。1/4潰壩時的泥深相對穩(wěn)定階段所持續(xù)時間大約為17 s，約占過流總時間的1/2，而瞬間全潰情況下第2階段僅持續(xù)了5 s左右，并很快進入了第3階段（泥深降低階段）。瞬間全潰情況下泥深在第3階段持續(xù)的時間較長，約占整個泥漿過流時間的 75%。1/4潰壩情況下，第3階段的持續(xù)時間較瞬間全潰情況下要短，僅為10 s左右。

（3）對比分析5 m和7.5 m兩處泥深過程曲線可知，二者最大差別表現(xiàn)在以下兩點：

①7.5 m處第2階段（泥深穩(wěn)定階段）所持續(xù)的時間較5 m處要長，7.5 m處的泥深穩(wěn)定階段基本上為泥漿到達此處后第3～20 s，所持續(xù)的時間達到了17 s，達到了整個過流時間的一半左右，約為5 m處的泥深穩(wěn)定階段持續(xù)時間的兩倍。但7.5 m處所示的第3階段（泥深緩慢降低階段）持續(xù)時間僅為19 s，較5 m處相應(yīng)的泥深緩慢降低階段持續(xù)時間26 s短，僅為該處斷面過流總時間的50%左右。距壩址7.5 m處，泥深過程曲線整體上較5 m處要平緩，泥深變化速率整體較小，說明距壩址越遠，泥深過程曲線越平緩。

②7.5 m處的泥漿淹沒峰值高度為7.8 cm，較5 m處的泥漿淹沒峰值高度10.6 cm要小得多，說明距離壩址越遠，泥漿淹沒的最大高度也就越小，對該區(qū)域所造成的危害程度和影響范圍也就越小。

由圖6可知，潰決泥漿在90°急彎處流態(tài)變化強烈，在急彎內(nèi)側(cè)出現(xiàn)渦流現(xiàn)象，而在急彎外側(cè)則出現(xiàn)泥漿反射現(xiàn)象，并出現(xiàn)明顯的側(cè)向爬升，泥漿在急彎兩岸的泥深相差較大。瞬間全部潰壩條件下，潰后泥漿到達急彎后15 s時形成渦流和反射波較相同條件下的1/2和1/4潰決情況下要明顯，且渦流出現(xiàn)的范圍也明顯比其他兩種潰決形式要大得多。隨著尾礦壩潰口的加大，泥漿在急彎處的側(cè)向爬升高度呈增大趨勢。這種現(xiàn)象可解釋為，由于泥漿到達急彎處時，靠近溝谷凹岸一側(cè)，受到離心力的作用，流動速度幾乎減小到 0，這樣動能v2/2g轉(zhuǎn)化為位能，造成泥漿沿溝谷外坡爬高，引起局部泥漿淹沒高度升高，加重了潰壩的災(zāi)害程度。而且隨著尾礦壩潰口的加大，泥漿初始能量增大，下游轉(zhuǎn)彎處的側(cè)向淹沒高度將進一步升高。

圖6 潰后泥漿到達急彎后15 s時形成渦流和反射波Fig.6 The vortex and reflection waves after slurry arrived at sharp bend flume 15 s

3.2 潰壩泥漿波峰傳播規(guī)律分析

在試驗過程中采用 SONY數(shù)碼攝像機對潰壩泥漿波峰到達下游各特征過流斷面時的瞬態(tài)進行捕獲，獲得了不同潰口形態(tài)下，下游不同特征過流斷面處的泥漿龍頭段波峰自由面圖，如圖 7～9所示。

從圖7～9可以看出，尾礦壩潰壩以后，泥漿以一個很陡峭的波峰形式向下游傳播，波峰的高度在最初一瞬時達到壩高的40%～60%，但隨著泥漿向下游不斷傳播而有所減小。這種現(xiàn)象主要歸因于下游溝槽阻力和泥漿自身黏聚力的影響，急彎對泥漿能量也造成了很大損耗，盡管同時底坡在起反作用。在距壩址較遠處，波峰基本完全平坦化，而成為漸變流。

在波峰到來時，泥深瞬時突然增大，波峰過后，泥深增長平緩，基本穩(wěn)定在峰值段附近，泥深在某時刻達到極值，而后逐漸減小。隨著尾礦壩潰口的變化，下游各特征過流斷面處的波峰高度變化較大，對比圖7(a)和圖9(a)可以發(fā)現(xiàn)，隨著潰口不斷減小，同一過流斷面處的波峰高度衰減速度較快，瞬間全潰情況下壩址處波峰高度幾乎為1/4潰決情況下的3倍左右。

圖7 瞬間全部潰壩泥漿到達下游各特征過流斷面處時的波峰自由面圖Fig.7 The flow pattern of wave peak in some characteristic sections of the experimental channel in the entire instantaneous collapse conditions

圖8 1/2潰壩泥漿到達下游各特征過流斷面處時的波峰自由面圖Fig.8 The flow pattern of wave peak in some characteristic sections of the experimental channel in the 1/2 instantaneous collapse condition

圖9 1/4潰壩泥漿到達下游各特征過流斷面處時的波峰自由面圖Fig.9 The flow pattern of wave peak in some characteristic sections of experimental channel in 1/4 instantaneous collapse condition

3.3 潰壩泥漿流速特性分析

根據(jù)試驗過程中數(shù)碼攝像機的記錄結(jié)果，分析獲得了不同潰口形態(tài)情況下，尾礦庫潰決泥漿在各特征過流斷面處的速度過程特性曲線（見圖 10、11）。試驗中，采用跟蹤式速度測量方法，采用直徑為φ10 mm的白色泡沫小球進行流速跟蹤計算，根據(jù)小球沖擊的時間及運動路程計算泥漿流動速度，試驗進行3次，以實現(xiàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計采樣的作用。

圖10 尾礦壩潰壩泥漿在5 m處的流速過程線Fig.10 The slurry velocities at 5 m of downstream

由圖10、11可分析得出，尾礦壩潰壩后，泥漿以一個較大速度向下游傳播，隨著泥漿向下游不斷演進而逐漸減小。同時伴隨著尾礦壩潰口不斷減小，泥漿到達下游同一過流斷面處時的流動速度也相應(yīng)減小，且不同特征過流斷面處泥漿流動速度減小幅度有所不同。在5 m處，瞬間全潰情況下泥漿流速較1/4潰決時減小50%左右，而在7.5 m處，瞬間全潰情況下泥漿流速較1/4潰決時減小約42%，表明不同潰口形態(tài)下，泥漿在5 m處的流速減小梯度要大于在7.5 m處的流速減小梯度，同時說明了隨著泥漿向下游不斷地推進，潰壩口門形態(tài)對泥漿流速的影響程度在不斷被弱化。

泥漿在距壩址下游5 m和7.5 m處的流速變化特性可分為3個階段。

（1）流速加速降低階段（龍頭段）。該階段主要集中在潰壩泥漿到達各特征斷面處初期，潰壩泥漿龍頭段到達下游各過流斷面處時，龍頭速度較快，但隨即迅速減小，持續(xù)時間在10～15 s左右，且不同斷面處，該階段的持續(xù)時間有所差異。瞬間全潰情況下，泥漿在5 m處，龍頭段流速減小所持續(xù)的時間在10.6 s左右，而在7.5 m處，龍頭段流速減小所持續(xù)的時間約為15.4 s，是5 m處的1.5倍左右。而在不同潰口形態(tài)下，同一過流斷面處第1階段所持續(xù)時間也有所不同。在5 m處，瞬間全潰情況下龍頭段流速減小所持續(xù)的時間在10.6 s左右，在1/2潰決情況下，龍頭段流速減小所持續(xù)的時間在8.2 s左右，而在1/4潰決情況下的持續(xù)時間僅為4.2 s。

（2）流速穩(wěn)定階段（龍身段）。該階段主要為泥身過流階段，此階段泥漿來流相對較平穩(wěn)，泥漿流速也保持在一個相對較穩(wěn)定的階段，只是在不同潰口形式下，泥漿在該階段所持續(xù)的時間有所不同。

（3）流速穩(wěn)定降低階段（龍尾段）。由于上游泥漿來流量逐漸減小，且龍尾段泥漿所具有的能量也逐漸降低，故該階段內(nèi)泥漿流動速度呈穩(wěn)定減小趨勢，直至泥漿停滯。

3.4 潰壩泥漿沖擊力測試結(jié)果

圖12展示了不同潰口情況下尾礦庫潰決泥漿在下游1 m處的沖擊力變化規(guī)律。由圖可知，潰口形式對泥漿沖擊力有較大影響，隨著尾礦壩潰壩口門的減小，泥漿沖擊力以及沖擊力峰值到達時間均呈減弱趨勢。沖擊力時程曲線前端較陡，后端相對平滑，沖擊力峰值出現(xiàn)在泥漿龍頭段，隨后迅速減小。這表明泥漿龍頭段較后續(xù)泥漿的沖擊力要大，且沖擊過程是在較短時間內(nèi)完成的。沖擊力峰值和最大泥深決定了潰壩泥漿對下游的災(zāi)害程度，沖擊力峰值和最大泥深越大，下游的災(zāi)害程度越嚴重。

4 討 論

近幾年來，國內(nèi)外發(fā)生尾礦壩潰決事故不甚枚舉，不僅對礦山企業(yè)和下游造成了巨大生命和財產(chǎn)損失，而且對周邊環(huán)境造成了毀滅性的破壞。除此之外，尾礦庫潰壩造成的交通中斷，電力系統(tǒng)的破壞等后果也是非常嚴重的。這一系列問題引起了業(yè)內(nèi)外相關(guān)學者的高度重視。由于不同的尾礦壩潰決，所形成的潰決口門形式往往不盡相同，其下泄泥漿所表現(xiàn)出的流動特性差別較大。因此，探索不同潰口條件下的尾礦壩潰決泥漿流動特性具有重要的現(xiàn)實意義，同時為礦山企業(yè)的防災(zāi)減災(zāi)工作提供了科學依據(jù)。

由于潰壩泥漿具有流量大、破壞性強以及突發(fā)性等特征，通常難以對現(xiàn)場尾礦壩潰壩資料進行實測，而相關(guān)的尾礦壩潰決泥漿運動學理論尚未形成相關(guān)體系，因此，潰壩模型試驗是當前研究尾礦壩潰決泥漿流動特性的主要手段。尾礦壩潰壩模型試驗可研究潰壩泥漿在下游的運動機制，并驗證理論計算（數(shù)學模型）成果，在復(fù)雜三維地形中給出較直觀的概念，這些都是其優(yōu)點所在。但也存在投資大、費時高、制作難的一些不足之處。本次試驗在參考了業(yè)內(nèi)諸多專家的研究成果基礎(chǔ)之上，從尾礦壩潰口形態(tài)角度出發(fā)，探索了潰口形態(tài)對尾礦壩潰壩泥漿流動特性的影響特征，獲得了一些有益的成果。

圖12 不同潰口形式情況下距壩址1.0 m處泥漿沖擊力過程曲線Fig.12 The impact stress at 1.0m of downstream in the three kinds of collapse gates

但在此次試驗中也存在一些問題。由于糙率的大小對泥漿在下游的傳播特性關(guān)系較大，但尾礦庫庫區(qū)下游溝谷的糙率資料卻比較少，因此，模型糙率的選用和率定就成為了一大難題。本次試驗以不同潰口形態(tài)下的最大破壞形式為目的，故下游溝槽采用光滑透明的有機玻璃，未考慮糙率對泥漿流動特性的影響，但課題組將就糙率對潰壩泥漿流動特性的影響關(guān)系問題作進一步的深入研究。同時，尾礦壩現(xiàn)場下游溝谷地形往往比較復(fù)雜，而此次試驗對下游溝槽進行了簡化，僅研究了規(guī)則溝槽情況下的潰壩泥漿流動特性，但溝谷寬度變化對潰決泥漿的傳播特性有明顯地影響，因此，開展在不同寬度（溝槽斷面收縮或擴大）的溝槽中研究潰壩泥漿運動特性具有很強的現(xiàn)實意義。

此外，目前有關(guān)尾礦壩潰決泥漿的流速、流量、泥深以及沖擊力計算公式還借用泥石流計算公式，由于尾礦壩潰壩具有水壩潰壩和泥石流流動的雙重特性，它既不同于水壩潰壩，也與泥石流也具有本質(zhì)區(qū)別，因此，研究沖擊力、流速以及泥深之間的相互關(guān)系，并推導(dǎo)出一套適合尾礦壩潰壩泥漿流動特征參數(shù)的計算公式是今后的主要研究方向。

5 結(jié) 論

（1）尾礦壩潰決泥漿到達各特征過流斷面后出現(xiàn)較大幅度的波動現(xiàn)象，瞬間全潰情況下泥漿流態(tài)的波動幅度最大，1/4潰口形態(tài)下泥漿流態(tài)波動幅度最小。隨著泥漿不斷地向下游傳播，波動現(xiàn)象逐漸減弱。泥漿在特征過流斷面處的泥深過程曲線整體上可分為3個階段：①泥深迅速增長階段；②泥深相對穩(wěn)定階段；③泥深降低階段。不同的潰口形態(tài)所表現(xiàn)出的各過流斷面處泥深過程曲線特征卻不盡相同，每種潰口形式在同一過流斷面處的過流過程中3個階段的持續(xù)時間有較大差異。

（2）潰決泥漿在下游90°彎道處變化強烈，在急彎的內(nèi)側(cè)出現(xiàn)渦流現(xiàn)象，而在急彎的外側(cè)則出現(xiàn)泥漿反射現(xiàn)象，急彎兩側(cè)的泥深差異較大。瞬間全部潰壩較1/2和1/4潰口形態(tài)下要明顯。隨著尾礦壩潰口的加大，泥漿在急彎處的側(cè)向爬升高度呈增大趨勢。尾礦壩潰壩后，泥漿以一個很陡峭的波峰形式向下游傳播，隨著泥漿向下游的不斷傳播而有所減小。在距壩址較遠的情況里，波峰基本完全平坦化，而成為漸變流。隨著潰口的不斷減小，同一過流斷面處的波峰高度衰減速度較快，瞬間全潰情況下壩址處波峰高度為1/4潰決情況下的3倍左右。

（3）隨著尾礦壩潰口不斷減小，泥漿到達下游同一過流斷面處時的流動速度相應(yīng)減小，且減小幅度有所不同。各潰口形態(tài)下的潰決泥漿在下游同一過流斷面處的流速減小梯度也有所差異，泥漿在5 m處的流速減小梯度要大于在7.5 m處的流速減小梯度，泥漿距壩址越遠，潰口形式對泥漿流速的影響幅度也就越小。

（4）隨著尾礦壩壩體潰口的減小，同一過流斷面泥漿最大沖擊力呈減弱趨勢，沖擊力峰值到達時間也呈減小趨勢。沖擊力時程曲線前端較陡，后端相對較平滑，沖擊力峰值出現(xiàn)在泥漿龍頭段。

[1] 魏作安, 尹光志, 沈樓燕, 等. 探討尾礦庫設(shè)計領(lǐng)域中存在的問題[J]. 有色金屬(礦山部分), 2002, 54(4): 44－48.

[2] KWAK M, JAME D F, KLEIN K A. Flow behavior of tailings paste for surface disposal[J]. International Journal of Mineral Processing, 2005, 77(3): 139－153.

[3] CABRERA F, ARIZA J, MADEJóN P, et al. Mercury and other trace elements in soils affected by the mine tailing spill in Aznalcóllar (SW Spain)[J]. Science of the Total Environment, 2008, 390(2－3): 311－322.

[4] MILTON A, COOKE J A, JOHNSON M S. A comparison of cadmium in ecosystems on metalliferous mine tailings in Wales and Ireland[J]. Water, Air, & Soil Pollution,2004, 153(1－4): 157－172.

[5] HUDSON-EDWARDS K A, MARKLIN M G,JAMIESON H E, et al. The impact of tailings dam spills and clean-up operations on sediment and water quality in river systems: The Ríos Agrio-Guadiamar, Aznalcóllar,Spain[J]. Applied Geochemistry, 2003, 18(2): 221－239.

[6] GRIMALT J O, FERRER M, MACPHERSON E. The mine tailing accident in Aznalcollar[J]. Science of the Total Environment, 1999, 242(1－3): 3－11.

[7] RICO M, BENITO G, SALGUEIRO A R, et al. Reported tailings dam failures: A review of the European incidents in the worldwide context[J]. Journal of Hazardous Materials, 2008, 152(2): 846－852.

[8] HARDER L F J, STEWART J P. Failure of Tapo Canyon tailings dam[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 1996,10(3):109－114.

[9] RICO M, BENITO G, DíEZ-HERRERO A. Floods from tailings dam failures[J]. Journal of Hazardous Materials, 2008, 154(1－3): 79－87.

[10] 徐宏達. 我國尾礦庫病害事故統(tǒng)計分析[J]. 工業(yè)建筑,2001, 1(31): 69－71.

[11] áLVAREZ-VALERO A M, SáEZ R. Evaluation of heavy metal bio-availability from Almagrera pyrite-rich tailings dam (Iberian Pyrite Belt, SW Spain) based on a sequential extraction procedure [J]. Journal of Geochemical Exploration, 2009, 102(2): 87－94.

[12] 魏勇, 許開立, 鄭欣. 淺析國內(nèi)外尾礦壩事故及原因[J].金屬礦山, 2009, 397(7): 139－142.WEI Yong, XU Kai-li, ZHENG Xin. Discussion on the causes for tailings dam accidents at home and abroad[J].Metal Mine, 2009, 397(7): 139－142.

[13] CHENG Zun-lan, DANG Chao, LIU Jing-jing, et al.Experiments of debris flow damming in Southeast Tibet[J]. Earth Science Frontiers, 2007, 14(6): 181－185.

[14] 戴榮堯, 王群. 潰壩最大流量的研究[J]. 水利學報.1983, (2): 13－21.DAI Rong-yao, WANG Qun. Research on the maximum discharge of dam-breaking[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 1983, (2): 13－21.

[15] 謝任之. 潰壩水力學[M]. 山東: 山東科學技術(shù)出版社,1989: 74－75.

[16] 王國安. 壩體瞬間全潰最大流量通用公式推導(dǎo)[J]. 華北水利水電學院學報, 2001, 22(3): 23－30.WANG Guo-an. Derivation of maximum flow general formula about instantaneous total dam-break[J]. Journal of North China Institute of Water Conservancy and Hydroelectric Power, 2001, 22(3): 23－30.

[17] 亢寧, 李鵬, 楊森. 唐家山堰塞湖泄洪問題研究[J]. 數(shù)學的實踐與認識, 2009, 39(16): 27－36.KANG Ning, LI Peng, YANG Sen. Research on sluicing of Tangjiashan Quake Lake[J]. Mathematics in Practice and Theory, 2009, 39(16): 27－36.

[18] 黃志偉, 周建中, 郭雙喜, 等. 平面河道潰口繞流分析及流體對潰壩沖擊的影響[J]. 水電能源科學, 2010,28(1): 83－85.HUANG Zhi-wei, ZHOU Jian-zhong, GUO Shuang-xi,et al. Analysis of flow around dam breach and fluid impact on dam break[J]. Water Resources and Power,2010, 28(1): 83－85.

[19] 楊俊杰. 相似理論與結(jié)構(gòu)模型實驗[M]. 武漢: 武漢理工大學出版社, 2005.

[20] 王協(xié)康, 方鐸. 泥石流模型試驗相似律分析[J]. 四川大學學報(工程科學版), 2000, 32(3): 9－12.WANG Xie-kang, FANG Duo. Study of laws of debris model similarity[J]. Journal of Sichuan University(Engineering Science Edition), 2000, 32(3): 9－12.