堰塞体是一种特殊的天然土石坝，一般由于地震和降雨引起的滑坡与泥石流阻塞河道，造成上游段壅水而形成^[1-2]。堰塞体堵江形成堰塞湖作为重大水旱自然灾害，具有集雨面积广、蓄水量大等特点，全球范围内有文献记载的堰塞体案例有1 700余处，中国有800余处^[3]。近年来，受地形地貌、地质构造及气象水文等条件综合作用，中国由于滑坡形成的堰塞体呈多发、频发态势。

堰塞体一般由崩滑土石料快速堆积而成，没有经过充分压实，结构较为松垮，组成物质杂乱，局部存在由大颗粒骨架组成的高渗透区域，渗流和力学稳定性较差^[4]，且缺乏必要的洪水溢流设施，容易发生溃决造成严重的洪水灾害，对下游公众生命财产和基础设施构成巨大威胁。2000年，易贡堰塞体溃决，21 亿m³洪水下泄，导致中国墨脱、波密、林芝等县90余乡、近万人受灾，印度布拉马普特拉河沿岸7个邦94人死亡，250万人无家可归^[5]；2008年，“5·12”汶川地震形成了257处滑坡堰塞体^[6]，其中，唐家山是集雨面积最广、蓄水量最大、威胁最严重的堰塞体，在人工干预下于2008年6月7日应急泄流，共转移下游风险人口约25万人，所幸未造成人员伤亡（图1）^[7]；2018年10—11月，中国金沙江和雅鲁藏布江各接连发生2次滑坡事件，形成了白格^[8]和加拉^[9]堰塞体，并在短期内发生溃决，对人民群众生命财产安全构成巨大威胁（图2）。

图1(Fig. 1)

图1 唐家山堰塞体溃决 Fig. 1 Breaching of Tangjiashan landslide dam

图2(Fig. 2)

图2 “11·3”白格堰塞体溃决 Fig. 2 Breaching of “11·3” Baige landslide dam

Costa和Schuster^[1]对全球73座堰塞体的寿命统计发现：85%的堰塞体寿命小于1 a，溃决模式主要是水流漫顶冲刷、渗透破坏或边坡失稳，其中，93%为水流漫顶冲刷溃决，4%为渗透破坏溃决，3%为边坡失稳溃决。Peng和Zhang^[10]、Shen等^[11]分别通过对全球204座和352座堰塞体的寿命统计也得出了类似结论。堰塞体的溃决虽然会带来巨大的灾难，但有的堰塞体形成后结构稳定，使得堰塞湖得以保留，至今仍未溃决，如：位于塔吉克斯坦因1911年地震形成的Usoi堰塞体，其体积约为2 200 万m³，高度约600 m，堰塞湖库容约170 亿m³，是目前世界上现存库容最大的堰塞湖^[12]；其他典型案例如中国重庆小南海堰塞体和瑞士Klontalersee堰塞体^[1]。

中国历来高度重视自然灾害防治，《中共中央关于制定国民经济和社会发展第十四个五年规划和二〇三五年远景目标的建议》对完善国家应急管理体系，提高防灾、减灾、抗灾、救灾能力，防范和化解极端自然灾害事件系统性风险提出更高要求。堰塞体致灾风险大，破坏力强，严重威胁人们的生命财产和公共安全，而现有的理论和方法还不能很好地反映堰塞体的性态演化规律及溃决过程，亟需加强复杂条件下堰塞体的安全评价方法、灾变机理、灾害预测的基础理论与关键技术研究，为应急抢险和防灾减灾提供科学依据和技术支撑。

剪胀是指土体受剪引起的体积膨胀或收缩现象，是粒状材料区别于普通固体材料的一个显著特性。剪胀被定义为塑性体积应变增量与塑性偏应变增量之比。1962年，Rowe^[13]提出经典的应力剪胀理论，其剪胀方程为：

式中，dε_v为体积应变增量，dε₁为大主应变增量，σ₁为大主应力，σ₃为小主应力， ${{\varphi _{{\rm{cv}}}}} $ 为土体的极限摩擦角。

由式（1）看出，应力剪胀理论中剪胀只与应力水平有关，与材料的状态（级配、密度等）无关^[14]。对于正常固结黏土，由于应力水平与土体密度之间存在一一对应的关系，故经典的应力剪胀理论中实际上隐含了剪胀与密度的相关性。应力剪胀理论描述黏性土的剪胀与应力水平之间的关系，取得了巨大的成功，很多著名的黏性土本构模型都是采用应力剪胀理论，如剑桥模型及修正剑桥模型的剪胀方程，分别见式（2）和（3）：

式中， ${\text{d}}\varepsilon _v^{\rm{p}} $ 为塑性体积应变增量， ${\text{d}}\varepsilon _q^{\rm{p}} $ 为塑性剪应变增量，M为临界状态应力比，η为应力比。

对于无黏性土，相同应力水平条件下，密度可能不同。正是由于经典应力剪胀理论对于材料内部状态参量的忽视，使该理论应用到砂土或堆石料时出现较大误差^[14]。

砂土剪胀理论研究方面，20世纪80年代开始，国内外学者将孔隙比、砂土的状态参量或状态指数引入剪胀方程，建立了一系列状态相关剪胀方程，其中：最具代表性的是Li等^[15]将同时反映砂土的应力水平与砂土密度的状态参量引入剪胀方程，提出砂土状态相关剪胀理论；其后，蔡正银等^[16-18]开展了砂土剪切带的形成过程、砂土的变形特性与临界状态和砂土的渐进破坏模拟等方面的研究工作，进一步完善了砂土的状态相关剪胀理论。

堆石料剪胀理论研究方面，随着中国一大批高土石坝工程开工建设，作为大坝主要填筑材料的堆石料的剪胀理论的合理性引起了学术界的广泛关注。与砂土相比，堆石料粒径大、易破碎，工程特性也不尽相同，将砂土的剪胀理论直接用于堆石料的剪胀变形特性存在一定的局限性。学者们针对不同初始密度的堆石料进行了一系列大型三轴试验，研究了密度和围压对堆石料变形特性的影响^[19]，探讨了堆石料强度和变形特性^[20]、堆石料临界状态^[21]和剪胀方程^[22]，但堆石料的相关剪胀理论还很不成熟。

本构模型方面，目前应力变形分析中应用最广泛的主要有“邓肯–张”非线性弹性模型、“南水”弹塑性模型，以及其他一些弹塑性本构模型。其中：“邓肯–张”模型基于广义虎克定律，不能反映土体的应变软化特性、剪应力引起的体胀或体缩现象；“南水”模型通过引入体积屈服面和剪切屈服面，可较好地反映堆石料的卸荷体缩特性和各向异性。但上述模型仅从数学角度解释了表观现象，未考虑材料初始状态（如级配、密度）的影响，复杂应力路径下应力–应变关系的适用性也未得到充分验证。

与筑坝堆石料相比，堰塞体材料的级配更为宽泛，不同部位的密度和级配差异较大。随着堰塞湖水位的抬升和其他外荷载的作用，以及材料自身的蠕变，材料密度的改变将贯穿堰塞体的整个生命周期，更增加了其变形特性研究的复杂性。目前，针对堰塞体材料是否存在临界状态的相关研究很少，在剪胀方程中需引入何种状态参量才能合理反映材料的剪胀性尚不明晰；常用于土石坝数值分析的本构模型都没有考虑土的密度的影响，更没有考虑级配的影响。基于以上分析，弄清堰塞体材料变形及强度特性随应力、密度和级配等因素的变化规律，建立能同时考虑应力水平与土体状态（密度、级配）影响的堰塞体材料剪胀理论与本构模型，并应用于堰塞体的应力–变形及稳定性计算，具有重要的学术价值和现实意义。

堰塞体的溃决绝大多数由水流冲蚀导致，因此研究土石材料的冲蚀特性至关重要。土石材料的冲蚀过程实质上是水流与土石颗粒之间的耦合作用过程，其冲蚀特性一般通过起动流速（或临界剪应力）和冲蚀速率表征。目前，常用的测定土石材料冲蚀的方法包括旋转圆柱试验、孔洞冲蚀试验、喷射冲蚀试验、水槽试验等（图3）。

图3(Fig. 3)

图3 常用土石材料冲蚀特性测试方法 Fig. 3 Common test methods for erosion characteristics of soil and rock materials

旋转圆柱试验装置是通过旋转外层透明的圆柱体带动水流产生作用于圆柱体试样的剪应力测量材料冲蚀特性。1962年，Moore和Masch^[23]首次采用绕圆柱体土试验的旋转水流提供剪切力来测量表面冲蚀。随后，学者们对旋转圆柱测量设备进行了改进，与原来的设计相比，新设备能够测定重塑土和原状土^[24]。旋转圆柱测量装置的局限性在于不能测算试样在饱和状态时的冲蚀率，且冲刷掉的土颗粒仍在圆柱体内而影响测试效果。

孔洞冲蚀试验装置是通过在土体试样内部开凿孔洞，测量水流冲蚀后孔洞内径的发展确定土体内部冲蚀特征。2004年，Wan和Fell^[25]首次采用孔洞试验确定了土体各参数与冲蚀率的关系。但冲蚀率结果可能受试验过程中孔洞的堵塞、内径变化不均匀等因素影响而相差很远。

喷射冲蚀试验装置通过对土体试验表面进行射流冲刷，确定土体的抗冲蚀能力。1991年，Hanson^[26]提出材料抵抗力的概念，并建议了喷射指数；Chang等^[27]应用此方法现场测定了汶川地震造成的2座堰塞体的土体冲蚀特性。但由于堰塞体材料的宽级配特征和不均匀分布特性，测试结果的随机性较大，对堰塞体材料冲蚀特性进行全面评价还存在困难。

综上可知，旋转圆柱试验、孔洞和喷射冲蚀试验一般用于粒径均匀的原状土或重塑土冲蚀特性的测量，对于宽级配的堰塞体材料，一般需采用水槽模型试验研究其冲蚀特性。宽级配土体的起动特性较均匀土体复杂得多，主要是粗细颗粒间受到显著的荫暴和床沙粗化作用。1950年，Einstein^[28]指出了采用均匀沙代替非均匀沙研究冲蚀特性可能导致的误差。数十年来，国内外学者围绕非均匀颗粒起动特性和运动规律开展了广泛研究。

对于非均匀颗粒起动问题：Paintal^[29]提出暴露度的概念研究大小颗粒之间的相互作用；韩其为^[30]基于床面颗粒相对位置，提出含义清晰且便于应用的绝对暴露度和相对暴露度概念；其后，学者们又开展一系列相关研究，在一定程度上揭示了堰塞体颗粒的分布特征及其起动特性^[31]。但近底水流流速、颗粒非均匀性及随机分布规律对宽级配材料起动特性的影响仍值得深入研究。

对于非均匀颗粒的运动规律，根据颗粒在水流中的运动特征，一般将其分为推移质和悬移质进行研究。非均匀推移质冲蚀率计算方法可分为3类：直接分组法^[32]、修正剪应力法^[33]和级配法^[34]。对于悬移质的运动规律，溃坝水流的高含砂特性使其具有与普通挟沙水流不同的运动特性和冲淤规律，国内外学者在悬移质浓度分布^[35]、水流挟砂力^[36]等方面取得了系列的研究成果，但高速水流作用下的宽级配颗粒悬浮、扩散与交换机理尚需进一步研究。

总之，在土石材料冲蚀特性研究方面，国内外已经积累了许多宝贵的经验，但试验条件与堰塞体实际冲蚀情况仍有较大差异，如：水流的强非恒定，土石料的宽级配、非均匀特征，并且缺乏与溃口变形直接相关的冲蚀特性模拟方法。

近年来，国内外学者基于不同尺度的水工模型试验，开展了一系列堰塞体溃决机理和溃决过程模型试验。小尺度模型试验方面：Zhou等^[37]基于4组坝高0.7 m的模型试验，将堰塞体的溃决过程分为3个阶段：溯源冲蚀→加速冲蚀→冲蚀衰退；Zhu等^[38]基于12组坝高0.3 m的模型试验，将堰塞体的溃决过程分为4个阶段：初始冲蚀→溯源冲蚀→加速冲蚀→河道再平衡。大尺度模型试验方面：Zhang等^[39]基于3组坝高2.5 m的模型试验，将堰塞体的溃决过程分为3个阶段：溯源冲蚀→加速冲蚀→冲蚀衰退；Takayama等^[40]基于2组坝高1.0 m的模型试验，将堰塞体的溃决过程分为2个阶段：渐进冲蚀→漫顶冲蚀。总体而言，尽管对堰塞体溃决过程有不同的划分标准，国内外的研究成果整体上体现了对溃决过程的一致认识。另外，国内外学者围绕堰塞体形态（坡比^[41]、高度^[42]）、材料物理力学特性（颗粒级配^[43]、初始含水率^[44]、密实度^[45]）、河道水动力条件（河道坡比^[46]、上游来流量^[47]、涌浪^[48]）、初始溃口形态^[49]等影响堰塞体溃决过程的因素开展试验，通过对溃口演化规律和溃口流量过程的分析，获取了很多关于堰塞体溃决机理的有益认识。

随着试验技术的不断提高、模型尺寸的不断增大，测试精度有所提高，但小尺度模型试验（也包括现场大尺度模型试验）在堰塞体应力水平、颗粒粒径大小方面与原型相比仍然有较大差别，试验中的缩尺效应将直接影响研究成果的准确性，所得结论能否真实反映原型堰塞体的溃决机理仍值得商榷。值得一提的是，为有效解决小尺度溃坝试验模型与原型应力水平相差过大，大尺度溃坝试验场地难寻、耗时长、成本高、随坝高增加风险难以控制等问题，南京水利科学研究院利用离心机高速旋转形成的超重力场具有的“时空放大”效应的原理，成功研发一套基于NHRI–400gt离心机的土石坝溃坝离心模型试验系统^[50]，如图4所示，创建了溃坝离心模型试验方法，可在较短时间内重现各类100 m级土石材料坝的溃决过程，为正确揭示堰塞体的溃决机理提供了科学先进的技术手段。

图4(Fig. 4)

图4 NHRI–400gt土石坝溃坝离心模型试验系统 Fig. 4 NHRI–400gt centrifugal model test system for earth-rock dam breach

数值模拟是溃坝过程预测的重要手段，溃坝数学模型一般分为3类^[51]：参数模型、基于溃决机理的简化数学模型、基于溃决机理的精细化数学模型。

参数模型大多针对溃坝案例进行数据统计，采用回归算法或机器学习方法获得溃坝相关参数；由于其公式简单、计算快捷，也常用于溃坝致灾后果的快速评价。目前的参数模型多用来描述土石坝的溃决，专门针对堰塞体溃决的参数模型较少^[3]。1985年，美国学者Costa^[52]基于10座堰塞体溃决案例，最早提出3个预测溃口峰值流量的回归方程。早期的参数模型仅简单考虑了堰塞体的形态特征和堰塞湖水动力条件，且这些模型中只给出了溃口峰值流量的表达式，未提供其他溃决参数的表达式。近年来，Peng和Zhang^[10]、石振明等^[53]分别提出溃决参数快速预测模型，可综合考虑堰塞体形态特征、堰塞湖水动力条件及堰塞体材料的冲蚀特性，模型可以预测溃口峰值流量、溃口最终尺寸（顶宽、底宽、深度）及溃坝历时，取得了良好的模拟效果；但参数模型无法提供溃口演化过程和溃坝洪水流量过程线。

对于基于溃决机理的简化数学模型，目前大多借鉴均质坝模型，但由于堰塞体与均质坝在材料特性和结构特点上存在巨大差异，其溃决机理也有明显不同，因此模拟结果的可靠性存疑。近年来，学者们也开发了一些可反映堰塞体溃决机理的简化模型，一般选择宽顶堰流公式模拟溃口流量，采用基于剪应力的不同冲蚀公式模拟溃口的纵向下切和横向扩展，建立不同的方法考虑堰塞体纵断面的溯源冲蚀，并采用极限平衡法模拟溃口边坡失稳，比较有代表性的模型有香港科技大学的DABA^[54]、中国水利水电科学研究院DB–IWHR^[55]、南京水利科学研究院DB–NHRI^[56]。这些模型已应用于国内易贡、唐家山、小岗剑、白格、加拉等堰塞体溃决案例的反演分析或溃决参数预测。总的来说，简化数学模型的优势在于一定程度上考虑了堰塞体的溃决机理，且计算速度较快，在数值模拟中应用最为广泛；但模型一般假设溃口的形状和演化过程，且无法真正模拟堰塞体溃决过程中的水土耦合作用。

近年来，随着计算流体力学和泥沙科学的发展，产生了一系列以水动力学和平衡/非平衡输沙理论为基础，基于静水压力分布和浅水假设的1维、2维和3维溃坝过程数学模型，此类模型可称为基于溃决机理的精细化数学模型。该类模型主要包括清水或浑水的连续性方程、动量守恒方程和溃口底床变化方程，有些包含溃口边坡稳定性判别方程，可精细地模拟土石材料坝的溃决过程。依据模型中选用冲蚀公式的类型，可将精细化模型分为4类^[57]：平衡输沙模型、非平衡输沙模型、两相流模型和两层流模型。平衡输沙模型^[58]一般采用清水浅水方程描述水流运动，采用Exner方程描述溃口底床的变化过程，冲蚀过程以平衡输沙为主，主要采用不同的推移质（少量包含悬移质）公式直接计算坝料的冲蚀率。非平衡输沙模型^[59]中假定过坝水流为浑水，采用含水土混合物密度的浅水方程描述溃坝水流运动；假定被冲蚀的坝料以推移质和悬移质形式运动，推移质与悬移质交互过程由经验公式确定，将实际冲蚀率折算成浑水的体积浓度，通过浑水流量与体积浓度计算冲蚀率。两相流模型^[60]假定固相颗粒在液相自由水流的驱动下发生移动，固相颗粒的体积浓度相对较低；固相和液相分别基于连续介质假设建立模型，采用连续性方程和动量守恒方程描述其运动过程，其中，固相表现出类似颗粒流的特性。两层流模型^[61]将溃口底床上方的水流假定为两层，分别为上方的清水层和中间的推移质水流层，每层都有各自的深度和浓度，清水层与推移质水流层之间存在清水交换，而推移质水流层与溃口底床之间存在土体交换，交换量由经验公式确定，对清水层和含沙水层分别建立连续性方程与动量守恒方程得到两层流模型。上述4类模型通常采用近似黎曼解法和全变差递减法（TVD）等激波捕捉方法，采用有限体积法、光滑颗粒流体动力学法等数值模拟方法对控制方程进行求解。此类模型可实现对堰塞体溃决过程的精细化模拟，但目前多用于颗粒较为均匀的坝体材料。由于精细化模拟方法可考虑溃坝过程中复杂的水土交互作用，并可模拟复杂边界条件和溃口演化规律，是溃坝数值模拟的发展方向。

堰塞体稳定性评价是开展相关风险评估和应急响应的重要内容，而堰塞体稳定性又与其堆积形态、物质组成和结构特征、水动力条件及次生地质灾害密切相关，按特性可分为定性和定量评价方法。

定性评价方法主要包括工程类比法和历史分析法。前者是根据形成条件和地质条件与同类堰塞体进行类比分析；后者是针对某一堰塞体的形成历史和发育过程进行推测分析，以此评价堰塞体当前的稳定性情况。定性评价中，常借助InSAR监测技术、无人机航拍、地面变形监测等技术手段，主要以堰塞体的形成机制、物质组成和结构特征为基础，判断堰塞体的抗冲蚀性能，最终评价堰塞体的整体稳定性^[62]。定性评价的特点是不通过数学计算，而是利用收集的资料，通过类比分析得出结论，综合考虑了多方面因素的影响，其分析结果可作为堰塞体稳定性定量评价的基础。

定量评价方法可概括为统计学法、物理模拟法和数值模拟法等3种方法。统计法基于收集获取的大量已溃和未溃堰塞体的资料，从中选取评价指标，提出判别准则，并据此快速评价堰塞体的稳定性。1999年，Casagli和Ermini^[63]基于70座堰塞体案例，选取堰塞体体积和堰塞湖流域面积2个参数，最早提出堆积指标法（BI）评价堰塞体的稳定性。其后，各国学者基于不同的案例提出一系列堰塞体稳定性的快速评价方法，如基于多元回归的方法^[64]和基于逻辑回归的方法^[65]。这些评价方法主要围绕堰塞体的形态参数和物质组成，以及堰塞湖的水动力条件选取不同的评价指标。该类方法的优点是避免复杂的计算，缺点是未考虑堰塞体内部的应力–应变关系及其演化规律，可用于堰塞体稳定性初步评价。物理模拟法是评价某一特定堰塞体最直观的方法。在搜集堰塞体的地质资料之后，利用相似的物理材料制成模型模拟原型堰塞体的变形失稳过程，可通过施加不同的外荷载，模拟地震^[66]、涌浪^[67]等不同因素作用下堰塞体的稳定性。该方法避免了现场试验操作周期长且易受到外界多种因素干扰等缺点，也优化了利用统计学方法得出的结果。但由于堰塞体内部结构复杂，物理模型不能完全模拟其真实状态，再加上模拟试验的尺寸效应等影响，其结果往往是不全面的。数值模拟法能够考虑堰塞体的力学特性和不同结构面的影响，分析堰塞体的变形过程，对其稳定性做出定量评价。其中，常用的应力–应变分析又分为连续介质分析和不连续介质分析。连续介质分析包括有限单元法^[68]和边界单元法^[69]两大类；不连续介质分析方法引入不连续分块刚体模型，主要包括极限平衡法^[70]、离散单元法^[71]、不连续变形分析^[72]。上述方法均为确定性方法，由于材料、结构、荷载等参数存在不确定性，采用传统的确定性坝体稳定性评价方法的研究方向大多局限在形态、湖水位和物质组成等方面，没有充分考虑堰塞体材料的随机性和状态相关性、结构空间变异性和荷载不确定性等问题。近年来，学者逐渐认识到岩土工程和水利水电工程中存在大量材料参数不确定和荷载不确定的问题，有学者将不确定性方法，如可靠度理论、模糊数学、灰色理论等数学方法应用在结构稳定性评价中^[73]，取得了较好的成效，但对于堰塞体的稳定性采用不确定性方法的报道较少。

综上所述，由于堰塞体复杂的外部形态、内部材料和结构特征，目前国内外对于堰塞体状态相关剪胀理论与坝体溃决演化规律的研究工作仍处于起步阶段。有必要围绕滑坡堰塞体安全评价方法与灾变机理开展深入研究，针对高边坡、堰塞体及原始河道构成的系统，充分考虑堰塞体的形态特征、物质组成、结构特点和堰塞湖水动力条件，揭示堰塞体多体、多过程、多尺度相互作用机理，阐明堰塞体性态演变过程与多过程作用的关联机制，揭示堰塞体长期性态演变与溃决机理。提出能考虑流固耦合的堰塞体渗流、变形、稳定和溃决过程大规模一体化数值模拟方法与稳定性评价方法。为提升滑坡堰塞体应急抢险决策水平和防灾减灾救灾能力，保障人民生命财产安全和国家社会经济可持续发展提供理论与技术支撑。

本文提出主要探究的3个科学问题：1）宽级配堰塞体材料的剪胀规律；2）宽级配堰塞体材料的非恒定动态冲蚀特性；3）堰塞体漫顶溃决与渗透破坏机理。

对应这3个科学问题的科学技术挑战及重要性的内涵分别为：1）由于滑坡体物质来源和运动形式的差异，堰塞体呈现结构性特征，物质组成表现出宽级配特性，堰塞体材料表现出显著的状态相关性，常规剪胀理论形成的坝体应力变形分析方法已无法满足模拟的需求；亟需揭示应力水平、相对密度、颗粒级配等因素影响下宽级配堰塞体材料的变形特性及临界状态变化规律，提出堰塞体材料的状态相关剪胀方程。2）目前的冲蚀公式大多未考虑水流含砂浓度变化对其冲蚀特性的影响，无法合理反映堰塞体材料的宽级配特征，高速挟砂水流作用下溃口动边界的演化规律仍需深入研究，有必要探明宽级配堰塞体材料在挟砂水流作用下的输运规律，以及强非恒定流条件下的水沙耦合作用机制，揭示堰塞体材料在非恒定流作用下的动态冲蚀机理。3）无论何种致灾因子，堰塞体的最终溃决模式均表现为漫顶或渗透破坏，目前堰塞体溃决初期的渗流侵蚀、溯源冲刷和后期高流挟砂水流作用下沿程侵蚀的机理和转化规律认识不清，堰塞体溃决不同阶段的历时与影响因素尚不明晰；亟需揭示堰塞体冲蚀模式的内在机制，阐明不同溃决模式作用下，材料组成、结构和形态及外在影响因子对堰塞体溃口演化机制与洪水流量过程的影响。

围绕提升堰塞体安全评价与灾变模拟水平，需重点突破的方向展开3个层面的研究。机理层面：堰塞体外观形态、内部结构和材料宏观力学特性及其时空变异规律；堰塞体全生命周期性能演化规律；非恒定流作用下宽级配堰塞体材料的冲蚀特性；不同致灾因子作用下堰塞体的溃决机理。理论与方法层面：与堰塞体结构和成分相适应的物理力学性质测试方法；堰塞体材料状态相关剪胀理论；堰塞体材料弹塑性本构模型与参数确定方法；不同荷载作用下堰塞体的稳定性评价方法；贯穿堰塞体全生命周期的安全评价与灾变模拟方法。应用层面：以唐家山、红石岩、白格等已溃与未溃的典型堰塞体为示范工程和现场试验基地，验证并完善堰塞体稳定性评价和灾变机理的理论体系和方法。研究内容包括：

1）堰塞体材料状态相关剪胀理论和稳定分析方法：①堰塞体材料特性室内试验缩尺方法；②状态相关的堰塞体材料强度变形特性与长期流变特性；③考虑状态相关剪胀理论的堰塞体材料本构模型与坝体稳定分析方法。

2）挟砂水流作用下堰塞体材料的冲蚀机理：①堰塞体颗粒运动特性及试验模拟技术；②堰塞体材料非恒定流动态冲蚀特性；③堰塞体漫顶与渗透破坏溃口演化规律。

3）考虑流固耦合的堰塞坝溃决过程模拟方法：①宽级配堰塞体材料冲蚀方程；②堰塞体漫顶溃坝与渗透破坏过程数值分析方法；③堰塞体溃决过程3维重建。

4）堰塞体稳定性评价方法：①堰塞体空间结构识别及材料参数特性检测方法；②不同外荷载作用下堰塞体稳定性分析方法；③堰塞体稳定性可靠度评价方法；④堰塞体渗流、变形、稳定和溃决过程大规模一体化数值模拟方法。

围绕构建堰塞体全生命周期安全评价和灾变模拟的理论体系与方法这一核心问题，从基本理论与模拟方法，关键科学问题，机理揭示、理论创新与技术创新，方法集成，科学体系5个层次开展研究工作。采用多学科交叉和多手段融合的方法，基于传统理论，借助各种物理和数值模拟方法，围绕堰塞体安全评价、灾变机理与成灾过程中面临的三大关键科学问题开展深入系统的研究。揭示堰塞体外观形态、细观结构和材料特性时空变异规律，堰塞体全生命周期性能演化规律，宽级配堰塞体材料起动与沉积特征及堰塞体渐进破坏溃决机理；提出堰塞体材料状态相关剪胀理论、堰塞体材料弹塑性本构理论、堰塞体稳定性可靠度评价理论、堰塞体材料非线性冲蚀模拟理论、堰塞体渐进溃决模拟理论等系列创新理论；实现堰塞体空间结构识别与物料特性勘测技术、宽级配材料缩尺试验技术、大型三轴试验高精度体变测试技术、宽级配堰塞体溃决离心模型试验技术等试验和测试技术创新；通过模型试验缩尺方法、流固耦合模拟方法、显式与隐式数值算法、高性能软件集成方法等各类方法的集成，形成堰塞体全生命周期安全评价与灾变模拟理论体系与方法，并在已溃与未溃的典型堰塞体案例中验证和应用。所采用的研究方法如图5所示。

图5(Fig. 5)

图5 研究方法框架 Fig. 5 Research methods and framework

秉承由物理机理到数学模型、从交叉到融合的研究方法，采用原位测试（外观识别、空间结构、物料组成、岩性特征）、单元试验（组构成分、物理力学特性）、大型物理模型试验（水工模型、离心模型）、理论分析和数值模拟等多种研究手段，在堰塞体结构与材料特性时空变异规律、复杂环境下堰塞体孕灾过程模拟、不同致灾因子作用下堰塞体溃决过程模拟、堰塞体安全评价与灾变过程模拟一体化系统等4个方面开展深入研究。同时，集成堰塞体特性识别技术、堰塞体工作性态演化模拟技术、堰塞体灾变过程模拟技术等贯穿堰塞体形成—孕灾—致灾过程的成套模拟方法，构建以堰塞体全生命周期渗流、变形、稳定和溃决过程一体化平台为核心内容的安全评价与灾变模拟系统，为中国堰塞体防灾减灾决策提供理论基础与科学依据，采用的技术路线如图6所示。

图6(Fig. 6)

图6 技术路线 Fig. 6 Technology road

课题组拟基于空天地一体化的勘察技术，并通过试验技术的改进创新，采用理论研究和数值分析等方法，在如下4个方面取得突破：

1）建立合理反映堰塞体材料物理力学性质、适应复杂应力路径、统一模拟堰塞体应力应变特性的状态相关剪胀理论与弹塑性本构理论。

2）基于堰塞体弹塑性本构模型与多相多场耦合理论，采用可靠度随机有限元方法，建立考虑渗流、变形、稳定的堰塞体性能演化规律的安全评价理论。

3）建立正确反映堰塞体宽级配材料冲蚀特性和不同致灾因子作用下的溃决机理，合理预测其溃口演化规律和洪水流量过程的堰塞体溃决过程模拟理论。

4）集成应用GIS技术、数据库管理技术、多维数值仿真模拟技术，开发高效的数值仿真平台，实现考虑流固耦合的堰塞体渗流、变形、稳定和溃决过程的大规模一体化数值模拟。

针对堰塞体的形态特征、物质组成、结构特点和堰塞湖水动力条件，拟通过空天地一体化的测量分析技术、大型三轴试验、大型水槽模型试验、离心模型试验、理论分析和数值仿真等手段，研究宽级配堰塞体材料的剪胀规律，建立堰塞体材料的状态相关本构模型，基于可靠度计算方法，对堰塞体的稳定性进行评价；揭示堰塞体材料非恒定流动态冲蚀特性和不同溃决模式下堰塞体的溃口演化规律，提出考虑流固耦合的堰塞体渗流、变形、稳定和溃决过程大规模一体化数值模拟方法，为堰塞体的应急处治提供理论与技术支撑。

拟解决的问题主要针对堰塞体形成后性态的时空演化规律，以及不同致灾因子作用下的溃决机理和溃决过程。目前，对于堰塞体的滑坡堵江过程及其诱发因素，以及堰塞体溃决后的泥石流演进致灾过程的研究仍面临重大的科技挑战。为进一步完善堰塞体的防灾减灾体系，未来应深入开展“山体滑坡—堰塞体堵江—堰塞湖溃决—泥石流演进—灾害损失评估”灾害链发展演化过程的机理与模拟研究。