坝下冲刷是泥石流拦砂坝满库后常见的工程缺陷问题，在巨石冲击和流体冲刷作用下，以护坦、副坝、潜坝等为主的坝下防冲消能设施逐渐损毁失效并形成冲刷坑，同时溯源侵蚀坝基土加剧破坏，极易造成坝基悬空导致拦砂坝主体的失稳倾覆或冲毁失效。1974年，云南东川蒋家沟5 m高的试验坝，历时114 d，经过11次泥石流，坝下冲刷深度约5 m，终致溃坝失事^[1]；2010年，四川北川青林湾拦砂坝坝下冲刷深度达8 m，威胁主坝安全，后重建钢轨排护坦，2011年被砸毁，后重铺8 mm厚钢板，2012年被砸弯冲毁（图1）^[2]。

针对拦砂坝坝下冲刷的问题，前人在成因机制和防冲消能研究方面做了大量工作。1974年，东川泥石流队^[1]通过现场试验观测，总结了坝下冲刷导致毁坝失事的成因机制和经验教训；周必凡^[3]和吴积善^[4]等通过分析坝下泥石流流体冲刷和巨石冲击的特点，梳理了散水坡、抛石、消力池、副坝、拱基坝、潜坝、砂石垫层、低坝与砂石垫层组合等8种坝下消能防冲措施的结构类型和适用范围；1979年，为解决云南大盈江浑水沟Ⅰ号拦砂坝严重的坝下冲刷问题，成都地理研究所^[5]在Ⅰ号拦砂坝下游副坝门坎试验工程设计中提出了挖孔灌注桩的桩基拦砂坝结构，解决了技术难题，为后期泥石流治理提供了借鉴和参考，如四川清平小岗剑泥石流拦砂坝工程采用的钢管桩复合地基技术^[6]。由于坝下冲刷是一种自然现象而且长期存在，随着服役时间的推移，即使采用高强度和高成本的混凝土甚至钢筋混凝土也抵抗不了越坝泥石流的冲击冲刷破坏，尤其是在汶川震后泥石流高频、高强度作用下，坝下冲刷的缺陷问题愈发集中和明显。蔡红刚^[7]通过野外案例调查总结了汶川震区拦砂坝坝下冲刷的损毁类型、成因和影响因素；陈晓清和胡卸文等^[8-10]通过分析震后泥石流特点和防治工程问题，提出震后泥石流工程防治体系规划方法；蒋忠信^[2]通过梳理震后泥石流拦砂坝出现的坝下冲刷、坝体溃决和坝肩绕流等问题及成因，总结了经验教训，探讨了震后泥石流拦挡工程设计的优化要点。

针对拦砂坝坝下冲刷的修复加固，目前尚无规范的技术手段。除常规修复至原设计方案外，前人主要进行了以下修复加固新技术方法的探索：1）抛填块石防止坝下冲刷恶化；2）增加防冲护坦厚度、质量或增铺巨石层提高抗冲性能；3）护坦铺设废旧轮胎缓解泥石流冲击力^[2]；4）护坦置入钢轨、厚钢板等提高护坦抗冲性能，如北川青林湾沟^[2]；5）采用钢筋或格宾石笼缓解坝下冲刷的进程，保护主坝安全；6）帷幕灌浆加固坝基，防止基础遭坝下冲刷掏蚀。经工程案例证实，前4类方法仅通过提高消能设施的抗冲性能仍将发生坝下冲刷问题，第5类方法仅能应用于抢险而不具备永久性，第6类方法因坝基土松散而存在跑浆严重导致的成本偏高问题^[2]。

基于前人在坝下冲刷成因机制方面的研究、消能防冲设施设计的经验以及溃坝失事工程的教训，本文通过理论分析和模型试验，提出了一种小口径钢管桩修复加固坝基土的技术方法，主要介绍了技术方法中小口径钢管桩埋设位置、间距、埋深和排列4项主要关键参数的设计原理，并通过示范工程验证了技术方法的可行性。

1 坝下冲刷修复加固技术原理

泥石流坝下冲刷作用下，拦砂坝发生稳定性破坏的主要形式是在墙后泥石流土压力和扬压力共同作用下发生倾覆破坏（图2）。溯源冲刷发生前，力矩中心O点位于坝趾处，倾覆力矩由泥石流土压力和扬压力组成，抗倾覆力矩由坝体自重、泥石流堆积自重和溢流体重组成，抗倾覆稳定系数高于安全系数，坝体稳定性好。溯源冲刷发生后，坝基土被掏蚀，坝基底部临空，力矩中心O点随溯源长度增加而往上游移动，抗倾覆力矩因力臂缩短而减少，抗倾覆稳定系数降低。当溯源长度超过拦砂坝重心位置，即力矩中心O点移动至O′点后，抗倾覆力矩重要组成部分的坝体自重转化为倾覆力矩，抗倾覆稳定性系数锐减至安全系数以下，坝体极易发生稳定性破坏。因此，为防止坝下冲刷溯源侵蚀坝趾及上游范围内的坝基土，控制力矩中心O点固定在脚趾处，可确保拦砂坝的稳定安全运行。

本文研究提出，通过在拦砂坝坝趾至集中冲刷区段范围以内的松散层埋设小口径钢管桩（图2），同时桩身开孔制作注浆孔眼，采用常注浆将桩间松散层和钢管桩结合形成固结体，辅以桩顶部位浇筑混凝土承台，避开越坝泥石流对防冲加固措施的集中作用区域，减少洪流冲刷和巨石冲击破坏，同时提高拦砂坝基础承力范围内松散层抗冲刷性能，控制坝下泥石流冲刷坑溯源侵蚀对基础的破坏，确保拦砂坝主体结构的安全运行，达到提高泥石流坝下防冲加固措施的使用寿命和延长拦砂坝主体结构安全服役期限的目的。

2 坝下冲刷修复加固技术参数 2.1 钢管桩埋设位置

埋设位置决定钢管桩加固段的承灾强度和使用寿命。如图2所示，与散水坡、消力池等常规消能工的差别在于，技术方法利用越坝泥石流离开溢流口呈平抛物体运动的特点，加固段定位于集中冲刷区上游侧至坝趾，避开了越坝泥石流的集中冲刷和冲击破坏，最大限度降低承灾强度以提高使用寿命，主要起控制坝下冲刷坑溯源侵蚀对基础掏蚀破坏的作用，其技术参数主要由顺沟长度 ${{l}}$ 和顺坝宽度 ${{b}}$ 两个参数组成。对于顺坝宽度 ${{b}}$ 而言，超过溢流口顶宽B即可保证泥石流冲刷坑范围受钢管桩加固段控制。研究中，顺坝宽度 ${{b}}$ 各自向两侧坝肩方向延伸1 m安全长度，约为钢管桩埋设间距，相当于在锚固段两侧各增加1列钢管桩。对于顺沟长度 ${{l}}$ 而言，定位于集中冲刷区上游侧至坝趾范围以内，可降低钢管桩加固段受到的冲刷冲击破坏，其值参考了利地格（Riediger）^[11]计算公式第一部分（ ${{L}}_1$ ）和越坝泥石流流速近似计算公式^[3]。

$ l \le {L_1} = v\sqrt {\frac{{2H}}{g}} $

(1)

$v = \sqrt {2g{H_1}} $

(2)

式中： ${{l}}$ 为钢管桩加固段顺沟长度，m； ${{L}}_1$ 为利地格冲刷长度计算公式第一部分，即集中冲刷区上游侧至坝趾，m；H为拦砂坝上下游水位差，可用有效坝高代替，m； ${{g}}$ 为重力加速度，9.8 m/s²； ${{v}}$ 为越坝泥石流水平流速，m/s； ${{{H}}}_1$ 为坝顶上游泥石流深度，可用溢流口高度表征工程设计标准情况下的值，m。

根据式（1）、（2），联立计算得到不同工况条件下钢管桩加固段顺沟长度 ${{l}}$ 技术参数的建议值（表1）。

2.2 钢管桩埋设深度

埋设深度决定钢管桩加固段的稳定性。根据前人经验教训总结，诱发毁坝的主要原因在于坝下冲刷深度超过基础埋深，导致坝基被掏蚀临空。本文提出，满足桩底不被掏蚀漏空的前提条件，钢管桩埋设深度 ${{{h}}}$ 必须超过工程设计标准情况下泥石流坝下冲刷的最大深度，以确保加固段结构的稳定性。速藤隆一^[11]借鉴利地格（Riediger）、肖克利契（Schohlitsch）、伏谷伊一和柿德市公式计算泥石流流体冲刷深度，得到广泛应用。因坝下冲刷包括流体冲刷和巨石冲击，蒋忠信^[2]建议坝下冲刷深度应为流体冲刷深度与巨石冲击深度之和；针对山洪造成的严重坝下冲刷，同时指出对于高含砂水流，坝下冲刷可参考桥涵水文的局部冲刷计算方法^[12]。推荐公式分别如下：

流体冲刷深度 ${{{H}}}_{\rm{w}}$ ^[2,11]：

${H_{\rm{w}}} = 0.663 \times \frac{{{{\left( {v \cdot q} \right)}^{0.42}}}}{{d_{90}^{0.2}}}$

(3)

巨石冲击深度 ${{{H}}}_{\rm{s}}$ ^[3,11]：

${H_{\rm{s}}} = 0.815 \times \frac{{{r_H} \cdot H \cdot {H_1}}}{{\left\lfloor {{\delta _{\rm C}}} \right\rfloor }}$

(4)

局部冲刷深度 ${{{H}}_ {\text{局}}}$ ^[2,12]：

${H_{{\text{局}}}} = 3.9\sqrt {q\sqrt {H/{d_{90}}} } - {H_2}$

(5)

式中： ${{d}}_{90}$ 为床质砂的标准粒径，mm； ${{v}}$ 为泥石流坝下流速，可参考越坝泥石流水平流速，m/s； ${{q}}$ 为越坝泥石流单宽流量，m³/（s·m）； ${{r}}_{\rm{H}}$ 为泥石流中巨石容重，kN/m³；H为拦砂坝上下游水位差，可用有效坝高代替，m； ${{{H}}}_1$ 为坝顶上游泥石流深度，可用溢流口高度表征工程设计标准情况下泥石流深度，m； ${\delta _{\rm{C}}}$ 为坝下游床质允许承载力，kPa； ${{{H}}}_2$ 为坝下游泥石流深度，m。

泥石流形成机制和运动特征因孕灾条件而复杂多变，坝下冲刷的成因存在不确定性。为确保钢管桩加固段结构的稳定性，本文技术方法的埋置深度 ${h}$ 借鉴式（3）、（4）、（5）中3种坝下冲刷深度计算方法，并建议取两者中的最大计算值，即 ${h} \ge {\rm{Max}}$ （ ${{{H}}_{\rm{w}}} + {{{H}}_{{s}}},{{{H}}_{\text{局}} }$ ）。

2.3 钢管桩埋设间距

埋设间距决定钢管桩加固段的防冲强度和坝体地基的稳定性。为防止桩间松散层被冲刷坑溯源侵蚀，本文技术方法中钢管桩桩身作开孔处理，同时埋设后注浆，并要求注浆扩散完全充填桩间松散层形成固结体，因此桩间距设计取值应不超过钢管桩注浆扩散半径的2倍（图3）。

现阶段，渗透注浆理论以Maag扩散理论和柱形扩散理论运用最广^[13]，其渗透注浆扩散半径主要与注浆压力、注浆头半径、注浆时间、渗透系数、孔隙率和浆液黏度等因素相关。本文研究自重条件下渗透注浆的扩散半径，不考虑注浆压力和注浆时间；注浆头半径与钢管桩半径相当；泥浆水灰比控制在3∶4～4∶3范围，浆液黏度作常量处理；由于渗透系数与孔隙率存在函数关系^[14]，即渗透系数为孔隙率自变量的因变量，因此可以保留孔隙率作为影响注浆扩散的影响因子之一。综上所述，得到无量纲关系式如下：

$R = f\left( {n,{r_0}} \right)$

(6)

${R^ * } = \frac{R}{{{{{r}}_0}}}= f\left( n\right)$

(7)

式中： ${{n}}$ 为桩间土孔隙率；R为注浆扩散半径，cm； ${{{R}}^ * }$ 为注浆扩散半径，无量纲； ${{{r}}_0}$ 为钢管桩半径，cm。

根据式（7），设计完成了16组以孔隙率为变量、注浆扩散半径为因变量的简易模型试验。试验装置主要由可拆卸的物料箱和钢管桩（图4），物料箱长宽高尺寸为50 cm×50 cm×40 cm，钢管桩长度和直径分别为50 cm和2 cm，花眼孔径和间距分别为5.2 mm和5.0 cm，物料为不同级配组成和孔隙率的砂石，泥浆水灰比范围为3∶4～4∶3。试验过程中，待物料箱组装、钢管桩埋设和物料堆放完成后，向钢管桩注入水泥浆至桩间土冒浆为止。养护相同时间后，拆开物料箱测量水泥浆平均扩散半径，具体试验数据结果见表2，分析得到无量纲注浆扩散半径 ${{{R}}^ * }$ 与桩间土孔隙率 ${{n}}$ 的关系如图5所示，说明注浆扩散半径与桩间土孔隙率 ${{n}}$ 呈幂律正相关关系，如式（8）所示：

$R{{ = }}10.56{r_0}{n^{0.35}}$

(8)

式中：R为注浆扩散半径，cm； ${{n}}$ 为桩间土孔隙率； ${{r}_0}$ 为钢管桩半径，cm。需要说明的是，本文的桩间土孔隙率指常注浆条件下泥浆可直接充填部分的孔隙率，其值等于注浆体积与固结体体积的比值，低于实际孔隙率。

根据简易模型试验结果，结合野外测定的泥石流堆积物孔隙率，可估算钢管桩常注浆条件下的渗透扩散半径，从而确定钢管桩的埋置间距。一般情况下，泥石流沟道堆积物由于新近堆积呈松散状态，注浆可充填的有效孔隙率多分布在30%～60%，而钢管桩桩径根据工作条件确定，其取值范围为60～250 mm。根据式（8）计算得到不同工况下桩间距的建议值如表3所示。

实际工程与模型试验不同在于，桩间松散层除了被注浆充填形成固结体外，钢管桩通过钻机成孔贯穿松散层的同时也将其中的巨石或大块石串联锚固在一起（图6），并辅以桩顶浇筑混凝土承台，极大地提高了固结体的抗冲性能和整体稳定性。

2.4 钢管桩埋设排列

埋设排列决定钢管桩加固段的防冲效果。由于现阶段针对不同微型桩布桩形式对微型桩体系的受力研究相对较少，研究中钢管桩埋设排列充分借鉴了微型桩在滑坡治理3排梅花形设计的布桩方法^[15]，同时也因应用领域不同而造成技术原理存有差异。

通过采用花管注浆将桩间松散层和钢管桩结合形成固结体，其中松散层固结效果随注浆扩散半径增大而降低，导致桩间链接部位成为固结体的相对软弱面（图7）。当过坝泥石流在加固段形成冲刷坑后，溯源冲刷持续掏刷桩间固结体，衔接部位的软弱面则是优先目标对象，造成第①排钢管桩桩间固结体被溯源掏蚀而加固效果锐减。单排桩埋设条件下，桩间固结体在上游拦砂坝地基压力和下游冲刷坑溯源冲刷共同作用下，沿软弱面快速贯通和破坏，导致坝基土也受溯源冲刷作用而失去加固保护；双排桩埋设条件下，因第①排钢管桩受溯源冲刷加固效果锐减，同时桩间固结体被掏刷临空，极易导致第②排桩间软弱面在地基压力作用下沿第①排溯源掏刷形成的贯通面偏移，诱发拦砂坝地基土发生连锁变形而未得到充分加固保护；3排桩埋设条件下，由于第②排钢管桩未遭受溯源冲刷作用影响，确保了第③排桩间固结体的完整性，因此坝基土可以不受任何溯源冲刷影响。

为验证钢管桩埋设排列对防冲加固效果的影响，在上述简易模型装置的基础上，设计完成了3组试验，试验变量为钢管桩埋设形式：单排、双排和3排，加固效果对比如图7所示。试验发现，加固效果随钢管桩数量成正相关，即阵列数越多，桩间松散层注浆扩散充填形成固结体的加固效果越好。可能原因分析如下：桩间松散层级配组成极不均匀，导致水泥浆渗透时发生各向差异，扩散范围不能呈均匀环形发展，因此存在渗透扩散盲区，尤其桩间链接部位的软弱面表现更为明显，导致整体加固效果较差；当阵列数增加，并采用3排梅花桩形式埋设时，钢管桩注浆渗透扩散盲区的概率和比例降低，整体加固效果显著提高。

综上，通过防冲加固原理和模型试验效果分析，建议在坝下冲刷修复加固方案设计中采用3排钢管桩埋设排列，过多导致成本增加造成经济效益比降低，过少导致整体加固效果较差。

3 坝下冲刷修复加固工程示范 3.1 示范点概况

绵竹市清平镇棋盘村雍家沟为汶川震后高频泥石流，本文研究选取其中的2号拦砂坝副坝作为工程示范对象。该工程于2009年修建完成，2017年新增护坦、垂裙等消能措施后改建为2号拦砂坝的副坝。2017年8月25日雍家沟暴发大规模泥石流，防治工程经受住了考验，主体结构完好，防灾效益明显，但2号拦砂坝副坝出现了严重坝下冲刷问题，护坦和垂裙为主的消能防冲措施被泥石流悉数破坏，坝下冲刷坑深度约4 m左右，最大溯源冲刷长度约80 cm，导致副坝基础坝趾段被完全掏空，极易导致副坝倾覆破坏而对2号主坝运行安全构成隐患（图8）。根据工程基本参数和本文提出的设计参考依据，确定雍家沟泥石流2号拦砂坝副坝坝下冲刷修复加固主要技术参数见表4。

3.2 修复加固示范效果分析

2018年6月和7月，雍家沟相继暴发大规模山洪和泥石流，造成严重危害。通过现场复核对比（图8（b）和（d）），雍家沟示范工程经受住了此次山洪泥石流的考验，主坝运行安全。同时，研究提出的技术方法较常规防冲消能措施具有两个优势特征：

1）冲刷坑溯源冲刷至加固段停止。虽加固段下游的冲刷现象仍然存在，冲刷坑最大深度约3.0 m，溯源冲刷最大长度60 cm，混凝土承台前缘漏空，但钢管桩及注浆扩散充填桩间土构成的固结体未出露，整体稳定性好。

2）由于选址避开了越坝泥石流集中作用区域，洪流冲刷和巨石冲击对加固段结构的破坏程度降低。如图8（d）所示，粒径超2 m的巨石被泥石流冲出停淤在加固段以外，而混凝土承台完好，仅局部表层出现5 cm厚度的磨蚀破坏。

然而，由于技术方法仍处于探索研究阶段，示范工程反映出两点问题亟需完善：

1）由于钢管桩加固段大块石含量高且为结构松散的泥石流堆积物，钻机成孔是技术难点。示范工程采用工艺所自主研发的潜孔锤钻孔技术解决了问题，但仍有8根约10%的钢管桩埋深未达到设计参数要求，钻孔深度约为4～5 m。

2）混凝土承台中间段利用了前期浆砌混凝土护坦的剩余部分，与两侧新建C30混凝土承台结合部位是本次山洪泥石流的集中磨蚀部位，后续工作应针对该类型问题给予优化。

4 结论与建议

通过室内模型和理论分析，建立了小口径钢管桩修复加固泥石流拦砂坝坝基土的技术方法，确定了小口径钢管桩的埋设位置、埋深、桩间距和排列4个关键计算参数的设计原理和计算依据。本研究技术方法具有两个优势特征：一方面通过埋设位置优化减少了越坝泥石流的冲刷冲击破坏而延长服役寿命，另一方面是通过保护坝基土不被冲刷或掏蚀而确保拦砂坝安全。此外，研究通过在绵竹市清平镇雍家沟实施示范点工程，验证了小口径钢管桩修复加固运行效果，为泥石流拦砂坝坝下冲刷缺陷问题的修复加固提供了技术参考。但由于技术方法仍处探索阶段，建议在下一步工作中继续对以下3个方面进行深入研究：

1）优化技术方法关键参数的计算依据。以桩间距为例，除增加野外现场试验提高注浆扩散半径计算准确度外，还应充分考虑钢管桩贯穿巨石的串联锚固附加效果，在固结体整体稳定性的前提下确定桩间距的最优设计方法，降低修复加固的投入成本。

2）界定技术方法的适用范围，提高成果转化和推广应用。

3）优化修复加固技术的工艺和流程。如雍家沟示范点出现的不同期次工程结合部位的防冲性能差异，以及大块石含量高的泥石流堆积物的钻机成孔等问题。