1 工程概况
八一水库位于新疆昌吉州米泉县境内，始建于1952年。水库总库容3500万m3，大坝为均质土坝，上游坝坡1∶2.5，下游坝坡1∶2，土料为粉质黏土。坝顶高程466.85m，正常蓄水位464.22m，坝长10105m，是一座以灌溉为主，兼有防洪、养殖等综合效益的中型水库。
大坝经安全鉴定，防洪标准不够，决定加高大坝0.40m，新建泄洪涵洞一座，设计流量为15m3/s，建在老坝段桩号4 050处。新建泄洪涵洞时先拆除老坝，开挖尺寸底部宽9.00m，边坡1∶1，洞底位于基槽的中心线上。地基是老坝坝基，为粉质黏土，基面高程459.50m。泄洪涵洞为长方形，洞内尺寸2.00m×2.50m，洞身长15.00m，分为两个工作段，每段长7.50m，并在中间各设截渗环一道，截渗环的外径较大，插入新填坝体1.50m。洞口设一道挡土墙，兼截渗环的作用。泄洪涵洞外形结构尺寸及老坝开挖剖面如图1所示。
水库加固工程于2003年9月15日开始施工，泄洪涵洞基础土方开挖于9月20日完成，随后进行洞身浇筑。11月11日开始回填涵洞两侧土体，填土为粉质黏土，11月15日回填到463.40m高程，稍高于洞室顶高程463.23m，5d内回填3.90m，控制干密度为1.68g/cm3，11月16～17日两天填完剩余坝体，达临时要求高程466.00m,回填厚度2.60m。该部分施工质量未加严格控制，铺土层较厚，含水量偏高，碾压6遍已出现弹簧土，填筑质量较差。7d内完成了整个坝的回填任务，日平均填土高度0.93m，随后大坝立即投入蓄水运行。
12月8日库水位由459.50m猛涨至462.50m，以后缓慢上升，12月29日库水位达463.40m，为上部填筑质 量偏低的部位。2004年1月21日，库水位上升到464.04m，仅低于正常蓄水位450px，低于临时坝顶1.96m,蓄水2300万m3。
2 溃坝过程
1月21日13时30分，水库管理单位值班人员巡视大坝时发现泄洪涵洞出口左侧坝坡距挡土墙边缘1m处有一漏水洞，洞高约1m，宽0.5m，洞底约和泄洪洞中心高程461.58m齐平，漏水量约50l/s，到17时增大至1m3/s。当时抢险采取的主要措施是设法封堵漏水通道进水口，在出口未采取任何措施。由于库内冰冻层厚达1500px，未能及时凿开冰面找到进口，抢险措施无法实现。20时漏水量增大到30m3/s，坝体出现大的塌洞。当漏水流量为100m3/s时，由于坝顶冻土层的作用，坝顶仍未塌落，但出现一拱桥，拱顶厚度1.5m，实际为坝顶冻土层的厚度，拱跨15m。22日11时拱顶塌落，大坝出现了30多米长的溃口，流量为240m3/s。24日7时水库基本排空，溃坝后实测溃口上游最大宽度45m，至下游坝坡坡脚处收缩为35m，除新填坝段全部冲毁外，左岸还冲走了部分老坝坝体。由于泄洪涵洞的防冲作用，使最大冲刷断面位于泄洪涵洞轴线偏左5m，泄洪涵洞洞身向左侧倒塌，河床最大冲刷深度2.5m，高程457.00m。
3 溃坝原因分析
客观事实表明，溃坝系新填坝体过早出现渗流所致，溃坝原因分析也就是新填坝体渗流和渗透破坏原因分析。
3.1 与溃坝原因分析有关的一些要素
3.1.1 坝体开始发现渗透破坏时的上游水位及出口高程 如上所述，坝体渗透破坏是在库水位刚刚上升到464.04m时发现的，因此出险时的水库水位应是464.04m。下游坝坡出水点的位置是根据第一位目击者的描述，水利部专家工作组与当地有关人员共同确定的，作者参加了这次讨论。目击者先看到坝坡有渗流逸出，随即从泄洪洞出口挡土墙的下游面走到有渗水处进行了仔细观察。渗水出自坝体一洞穴，洞高约1m，宽约0.5m，距泄洪涵洞出口挡土墙边缘左侧约1m，洞底高程约与洞中心线齐平，高程461.58m。由于目击者进入现场时下游坝坡漏水洞已发展到高约1.0m，可肯定下游坝坡开始有渗流逸出时的高程要高于461.58m，取其漏水洞的中心高程为水流开始逸出点，则坝体开始渗透破坏时的下游坝坡逸出点高程在462.00m附近。渗透破坏开始时的位置如图1所示。根据上述分析可知，大坝渗透破坏开始时实际作用的水头为2.04m。
3.1.2 导致渗透破坏的水力比降 假定渗流通道在坝体内基本呈直线型，在高程462.00～464.04m之间，相应的大坝横断面上下游的长度为22.00m，即渗透破坏时的渗径长度为22.00m，因作用水头为2.04m，则平均破坏水力比降j破坏为0.093。
3.1.3 大坝土料的允许水力比降 溃坝后作者在现场调查时共取4个土样，进行了液、塑限含水量及颗粒分析试验，试验结果列于表1，其中01土样取自溃口左侧老坝段，02土样取自泄洪洞顶以上坝体回填土，03土样取自溃口段老坝加高时坝后坡的培厚土，04土样为新建泄洪涵洞底部的地基土。从表1可知，新建泄洪涵洞周围坝体填土为低液限黏土，在无裂缝的情况下，黏土的抗渗比降也称抗渗强度jn可由下式确定
式中：gs为土粒比重；n为土的孔隙率；α为坝坡与水平面的夹角；c为黏土的内聚力；γw为水的容重；do为土表面与大气相接触面的直径。
从安全出发不考虑黏土的内聚力，并考虑坝体填土上部质量较差，取土的干密度ρd为1.50g/cm3，则,
，下游坝坡为1∶2，α=26°24＇，cosα=0.896，按式(1)计算，则：jn=1.04。若取安全系数为2，新填坝体的允许水力比降为：j允许=0.52。
表1 新填坝体土料的物理性质
3.2 坝体产生渗透破坏的原因分析
3.2.1 为非正常条件下的渗透破坏 上述分析表明，坝体填土的允许水力比降为0.52，对表1中的黏土而言，0.52值已经小于工程经验数据[1]，更小于常见的室内试验数据[2]，但实际出现的水力比降为0.093，比坝身土料的允许水力比降还小，在正常条件下绝不应产生渗透破坏，唯一原因是坝顶产生了横向贯通性的裂缝，致使坝体抗渗强度降低，造成渗透破坏。
3.2.2 坝体上部填土质量低不是直接原因 开始分析渗透破坏的原因时，认为坝体上部463.40m高程以上填土质量低是渗透破坏的直接原因，经仔细分析，认为并非如此，主要理由如下。
(1)从渗流由坝坡逸出的时间来分析，因库水位由463.40m上升到464.04m历时仅23d，如果坝顶无裂缝，渗流不可能很快由坝顶逸出。众所周知，渗流破坏开始于渗流出口，这表明坝体渗透破坏前渗流一定要先从下游坝坡463.40m高程处逸出，才会造成坝体渗透破坏。渗流从463.40m高程逸出的时间t可由下式估算[3]:
式中：l为463.40m高程处大坝横截面长度，为22.00m；ne为填土的有效孔隙率，对黏土取ne=0.05；k为填土的渗透系数，考虑填筑质量差，仅取k=1×10-4cm/s=0.0864m/d；h为作用水头，h=464.04-463.40=0.64m。
由于库水位并非长期稳定在464.04m，是从463.40m在23d的上升过程中逐渐达到的，故应取其一半值，为0.32m。计算结果，渗流要从463.40m高程逸出，需时219d，若安全系数取4，也需55d。以上计算是在假定坝体已经饱和，渗流符合达西定律。若是非饱和土体，渗流边充填土体孔隙，边向前推移，要从下游坝坡出逸，需时更长。虽然填土的施工质量较低，但仍然是在高含水量的情况下填筑的，不可能有干松土层，渗透系数不会大于上述假定值，在23d内渗流不会逸出下游坝坡，因而坝体不可能渗透破坏。
(2)渗流从下游坝坡开始逸出的高程为462.00m，低于松填土层最低高程463.40m，实际是在填筑质量较好的土层中，表明不是由于松填土层直接造成的。
(3)渗流出口破坏形状是垂直向的长条形，不是呈水平向的长条形，如果是沿施工时的薄弱层面破坏，出口破坏形状至少是椭圆形，在破坏初期也可能是沿水平层面的长条形，只有垂直裂缝冲刷，在初期阶段才可能是竖直向的长条形。
3.2.3 坝顶产生了横向裂缝 从新填坝段的施工速度、地形及泄洪涵洞外壁的结构形式等方面分析，新填坝段(老坝开挖边坡的坡脚上部)竣工后会产生横向裂缝，原因如下。
(1)坝体施工速度过快，竣工后沉降量大。新填段6.5m高的坝体是在7d内完成的，平均日填筑高度0.93m。这样快的施工速度，填土的主要沉降不可能在施工期完成，一定会延续到竣工后，结果必然加大竣工后的沉降量。一般工程经验表明，黏土的压实功能以普氏压实功能为标准，压实后施工期的沉降量可达坝高的3%[4]。不考虑施工质量较低的因素，按一般情况3%计算，在坝体竣工后的短期内，靠老坝开挖边坡的坡脚处(如图1中的a＇位置)，新填坝体施工期的沉降量可达0.195m。由于施工速度过快，假定施工期的实际沉降量只完成正常施工速度下的一半，仍有0.098m的沉降量需在竣工后的短期内完成。
(2)坝体产生不均匀沉降，而且沉降差较大。如图1所示，a＇点以右是老坝坝体，沉降早已稳定，所以竣工后新填坝体坝顶a＇点到b点的沉降量由0.098m递减到0，差值为0.098m。图1中的c点下部是泄洪涵洞，洞顶填土只有2.60m，仅占坝高6.50m的40%，竣工后最大沉降只有0.039m，与a＇点的沉降相比较，二者之间坝顶的沉降差达0.059m。
(3)以上分析结果表明，a-a＇剖面附近坝顶会产生横向裂缝。按倾度法[5]
式中：γ为倾度；sa、sb分别为坝顶a＇、b两点的总沉降量；δl为a＇、b两点的水平距离。
若γ≥1%，则坝体会产生裂缝[5]。分析图1中a＇、b两点之间的倾度，坝高为6.50m，开挖边坡为1∶1，因而la'-lb=6.50m，则倾度γac=1.5%>1%。同样，分析a＇、c两点向的倾度，水平距离只有3.10m，γa'c=1.9%>1%，均表明在a-a＇断面附近会产生横向裂缝。
(4)从泄洪涵洞外壁的结构特点分析，同样表明，新填坝体将会产生较大的不均匀沉降差。泄洪涵洞外壁截渗环外径过大过密，结构过于复杂，不利于新填坝体的均匀沉降。由图2可见，从泄洪涵洞闸门后的第一道结构连接环到出口挡土墙之间只有15m，中间除设一道结构连接环外还设了两道截渗环，截渗环与结构连接环之间的距离仅2.80m，最末一道截渗环与出口挡土墙之间的距离也只有2.60m，而且截渗环插入坝体1.50m，距老坝开挖边坡坡脚只有1.60m。特别是泄洪涵洞出口的挡土墙外缘距老坝开挖边坡坡脚只有1.1m。在底宽只有9.0m的施工场地，老坝开挖边坡较陡，建筑物外形结构又如此复杂，新填坝体的沉降量沿坝轴线方向肯定是不均匀的，而且向左右两岸递减，所以，在a-a＇断面附近，坝顶产生横向裂缝是难免的。
3.2.4 横向裂缝是坝体渗透破坏的根本原因 从黏土的防渗及抗渗透破坏的能力来分析，坝体的渗透破坏是坝体横向裂缝所造成。
(1)坝体若无裂缝，即使填土的质量较低，渗透系数高达10-4cm/s，库水位刚刚上升到464.04m，渗流绝不会很快从下游坝坡462.00m高程逸出。只有存在横向裂缝的情况下，才会有渗流逸出的可能性。理论和实践共同表明，渗流破坏开始于渗流出口，若无渗流从坝坡逸出，坝体不会渗透破坏。
(2)新填坝体土料是黏土，即使填土施工质量较差，若无裂缝存在，至少也有0.52的允许抗渗强度，绝不会在0.093的水力比降下渗透破坏。黏土具有较高的抗渗强度，因而过去在选择大坝防渗土料时为优先选择对象，但黏土一旦产生裂缝，抗冲刷能力甚至不如砂性土。因而，从20世纪70年代开始，将防止防渗体产生裂缝和产生裂缝后防止渗流冲刷置于重要地位[6]。
八一水库渗透破坏开始时的水力比降远小于黏土的允许水力比降，只有裂缝渗流才会导致渗透破坏。
(3)由图1可见，渗流出口的位置正好位于沉降量最大的a-a＇断面，亦即最易产生横向裂缝的位置。就开始发现的渗流破坏的洞口形状而言，为0.5m×1.0m的竖向长条形，也表明是沿横向裂缝的冲刷。就出口的高程而言，恰好位于坝顶横向裂缝的末端。一般情况下，坝顶横向裂缝的深度3～6m，由于侧向压力的作用，裂缝不可能发展太深，坝高则裂缝深，坝矮则裂缝浅[7]。八一水库溃坝段坝高只有6.5m，若产生横向裂缝，深度也只会在3m左右。出险情况调查结果表明，下游坝坡渗流开始逸出高度约低于坝顶4m，表明坝体渗流是从裂缝端部开始并冲刷坝体。
(4)坝工专家j.l.sheard[8]总结了多座均质土坝渗透破坏实例，最后得出结论，渗透破坏主要是裂缝所造成。
3.2.5 上游坝面新铺土工膜未起防渗作用 大坝加固时在上游面新设了一道土工膜，按理可以防止大坝的裂缝冲刷，实际情况是土工膜未起到防渗作用。主要原因是设计不合理，防渗土工膜下多设了一层厚1000px的砂砾石垫层。土工膜一旦有漏水的地方，砂砾石就会全饱和，与库水直接相连通，使土工膜全线失去防渗作用。八一水库大坝上游面土工膜与泄洪涵洞外壁的连接未黏结或牢固固定，而是采用简单的搭接的方法，加之施工期短，又是作为临时挡水之用，因而很难保证土工膜与泄洪涵洞洞壁的紧密连接。土工膜的局部漏水不会影响其整体防渗性能，坝体出现裂缝，仍可以起到防止裂缝冲刷的作用，但因膜后增设了砂砾石垫层，使土工膜铺设时可能出现的弱点在运行中暴露无遗，全部失去防渗作用，不能协助防止坝体裂缝冲刷。
4 经验及教训
通过对八一水库溃坝原因的分析，得出以下经验与教训。
(1)小型均质土坝坝身具有很好的防渗性能，不需在上游另设土工膜防渗，增设土工膜防渗往往是多余的，更不应在土工膜下另设砂砾石垫层，以免全部失效，应使土工膜与坝体直接相邻接。
(2)泄洪涵洞洞身下游段不应设置截渗环，以免施工场地狭窄，不易保证洞身外壁与大坝间的填土质量，更不允许截渗环插入坝体过长，以防洞身外的填土产生过大的不均匀沉降。成功的经验是在坝轴线以下沿截渗环外壁铺设后滤层，直通下游，以防沿壁接触渗流冲刷[7]，同时可防止沿壁渗流遇到泄洪洞身的薄弱之处时流进洞内，造成洞身混凝土的侵蚀。
(3)在老坝上新建泄洪涵洞时，设计开挖断面要有足够的尺寸，以保证新填坝体具有一定的施工场面，确保坝体填筑质量，并避免新填坝体填土与老坝之间产生过大的不均匀沉降差而产生横向裂缝。
(4)大坝填筑速度过快，竣工后的短期内坝体将产生较大的沉降，新老坝体之间容易产生开裂。蓄水运行初期应密切观察坝顶裂缝，以防高水位时裂缝渗流冲刷。
(5)新建大坝在第一次高水位运行时最容易出现渗透破坏，应加强坝面巡视，特别是要观察下游坝坡有无渗流逸出，渗流逸出处有无反滤保护，若无反滤保护，应作抢险准备。坝面巡视次数，最好上、下午各一次，以便尽早发现渗流逸出现象。
⑥大坝出现渗透破坏险情时，应首先在下游出险处快速铺砂砾石料，既不阻止渗流的逸出，又可防止坝体土粒的流失。若土粒不断流失，表明砂砾石料过粗，应及时更换砂砾石料。若漏水量大于50l/s以上，应在上游寻找渗流进口，同时抛填砂砾石料，使砂砾石料进入渗流通道，防止渗流通道的继续冲刷。
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