侯恩傳 田林

摘 要：為了研究在滲流作用下心墻壩采用沖抓套井回填技術(shù)（沖抓回填）加固前后上下游壩坡及心墻處的穩(wěn)定性，以湖南省新化縣某黏土心墻土石壩為背景，采用GeoStudio軟件、Bishop法和Morgenstern-Price法，建立了有限元非穩(wěn)定滲流分析模型以及在庫水位不同降落速率、低滲透系數(shù)沖抓回填材料下的壩體穩(wěn)定分析模型。計(jì)算結(jié)果表明：隨著庫水位降落速率增大，上游壩坡孔隙水壓力的消散表現(xiàn)出一定的滯后性，產(chǎn)生指向坡外流動(dòng)的動(dòng)水壓力，導(dǎo)致安全系數(shù)減小即穩(wěn)定性降低甚至可能失穩(wěn)；對(duì)于下游壩坡和心墻，加固后沖抓回填降低了心墻出逸位置處的水力坡度和壩體的單寬滲流量，下游壩坡安全系數(shù)則出現(xiàn)小幅度增加。

關(guān)鍵詞：心墻壩；非穩(wěn)定滲流；浸潤線；壩坡穩(wěn)定性

中圖分類號(hào)：TV139.14

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

近年來我國中小型水利水電工程問題頻出，大多是因?yàn)槟昃檬藁蛑暗氖┕ぴO(shè)計(jì)已經(jīng)不能滿足當(dāng)前的使用要求，除此之外，多變荷載和環(huán)境問題也不容忽視［1］。在這些工程中，黏土心墻壩或心墻土石壩是較常見的壩體類型。如果不能對(duì)這些土石壩進(jìn)行及時(shí)加固，在持續(xù)的滲流作用下可能出現(xiàn)不可估計(jì)的嚴(yán)重后果［2］。

已有許多學(xué)者對(duì)不同加固措施以及在穩(wěn)定滲流或非穩(wěn)定滲流下的土石壩穩(wěn)定性問題進(jìn)行了大量的分析研究。鄭俊峰等［3］借助Flac 3D軟件計(jì)算分析了在穩(wěn)定滲流作用下土石壩加固拓寬壩體引起的壩體沉降變化對(duì)土石壩穩(wěn)定性的影響。楊令強(qiáng)等［4］通過對(duì)非穩(wěn)定滲流作用下土石壩的應(yīng)力和位移監(jiān)測分析，得出采用低彈模混凝土防滲墻加固后的土石壩應(yīng)力和位移隨庫水位的變化規(guī)律。尹吉娜等［5］研究了在庫水位驟降的條件下，采用混凝土防滲墻加固前后壩體穩(wěn)定性的增長規(guī)律。張寅寅［6］考慮不同排水加固方案，在穩(wěn)定滲流和非穩(wěn)定滲流下運(yùn)用有限元仿真計(jì)算壩坡的穩(wěn)定安全系數(shù)，得出采用排水棱體加固壩坡的效果最好。岑威鈞等［7］在飽和-非飽和土體滲流理論的基礎(chǔ)上，計(jì)算得出用于加固壩坡的土工膜破壞前后，壩體內(nèi)部浸潤線和滲流量對(duì)土工膜破壞位置和破壞程度的響應(yīng)規(guī)律，進(jìn)而分析由此對(duì)壩體穩(wěn)定性的影響。然而，目前的研究對(duì)滲流作用下采用沖抓套井回填技術(shù)加固壩體后，大壩上下游壩坡以及心墻處的滲流穩(wěn)定性變化規(guī)律提及較少。

有些學(xué)者認(rèn)為壩體內(nèi)部滲流量大小是決定土石壩滲流穩(wěn)定的控制性因素。彭銘等［8］利用有限元軟件與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，分析得到了隨著庫水位的上升，心墻高滲區(qū)形成的優(yōu)勢滲流通道中通過的滲流是影響壩體穩(wěn)定性的控制性因素。馬明瑞等［9］研究了在不同庫水位高度和不同防滲墻深度下滲流進(jìn)壩體的滲流量大小，以此來定量表征壩體的穩(wěn)定性。以上研究成果突出了壩體內(nèi)部滲流量對(duì)穩(wěn)定性的影響，但有時(shí)較高的滲流量并不是壩體失穩(wěn)破壞的直接原因，筆者認(rèn)為還應(yīng)綜合考慮水力坡度、壩體單寬滲流量、穩(wěn)定安全系數(shù)等指標(biāo)。

本文以湖南新化縣某水庫為背景，考慮沖抓回填的低滲透性，采用有限元分析軟件GeoStudio對(duì)庫水位以不同速率降落下的壩坡穩(wěn)定性進(jìn)行分析，研究心墻壩加固前后的滲流特性和穩(wěn)定性變化趨勢，為心墻壩在設(shè)計(jì)和運(yùn)營階段以及之后的加固除險(xiǎn)提供一定的參考。

1 基本原理

1.1 飽和與非飽和滲流

土石壩在建造運(yùn)行的過程中，隨著庫水位的不斷變化，在壩體內(nèi)部會(huì)呈現(xiàn)出飽和-非飽和的滲流特征。尤其是在水位迅速下降的過程中，飽和土體內(nèi)的孔隙水逐漸流失，由曾經(jīng)的飽和狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榉秋柡蜖顟B(tài)，壩體內(nèi)部飽和區(qū)與非飽和區(qū)并不是獨(dú)立存在，其土體中水分子的運(yùn)動(dòng)有一定的聯(lián)系［10-11］。前人研究表明，從飽和土中得出的達(dá)西定律在非飽和土的滲流中也同樣適用，不同的是隨著含水率的變化滲透系數(shù)也在不斷的變化?；谶_(dá)西定律二維飽和-非飽和滲流基本方程［12］為

2 非穩(wěn)定滲流有限元數(shù)值分析

2.1 工程概況

本文研究的心墻壩位于湖南省婁底市新化縣境內(nèi)，最大壩高26.42 m，壩頂高程522.40 m，壩頂寬度5 m，壩頂軸線154 m。該水庫正常蓄水位為520.7 m，正常庫容為1.25×107 m3；死水位為505.5 m，死庫容為3.00×104 m3；最大庫容為1.35×107 m3且水位不能超過521.29 m。上游壩坡坡比為1∶3，護(hù)坡類型為干砌石護(hù)坡；下游壩坡坡比從上到下分別為1∶2.5、1∶2.9、1∶3。

由于大壩在施工過程中，心墻填筑土料質(zhì)量差，土體碾壓不密實(shí)；同時(shí)施工工期較長，施工接合面較多，年久失修，滲漏現(xiàn)象出現(xiàn)，因此采用沖抓回填進(jìn)行加固。該心墻壩的壩體典型剖面圖及網(wǎng)格劃分如圖1所示。大壩加固前缺少1個(gè)沖抓回填分區(qū)，這里僅給出加固后的分區(qū)圖。

2.2 計(jì)算模型的邊界條件及網(wǎng)格劃分

為了分析上下游壩坡在滲流作用下的穩(wěn)定性，在滲流計(jì)算中，水庫水位從正常蓄水位520.7 m以不同的速率降落到505.5 m，下游水位保持495.7 m不變。如圖1所示，ABC為水位變動(dòng)邊界（即庫水位以不同的水頭隨時(shí)間變化的函數(shù)關(guān)系降落）；EFG為定水頭邊界 495.7 m；GHIA為不透水邊界，對(duì)應(yīng)的流量為0 m3/s。經(jīng)過有限元網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型主要為三角形和四邊形，壩體斷面共劃分為6 743個(gè)單元，6 956個(gè)節(jié)點(diǎn)。

2.3 土體參數(shù)

大壩為黏土心墻土石壩，加固前由心墻、壩殼、壩基、排水棱體4個(gè)分區(qū)組成，加固后增加1個(gè)沖抓回填分區(qū)。壩體基本物理力學(xué)參數(shù)見表1。

土-水特征曲線表征了土體中基質(zhì)吸力與體積含水率和滲透系數(shù)之間的關(guān)系。土-水特征曲線由室內(nèi)測得的土體飽和含水率、壓縮性等數(shù)據(jù)，以及由現(xiàn)場壓水試驗(yàn)和注水試驗(yàn)得到的滲透系數(shù)，通過Van-Genuchten模型［17］估算得出，如圖2所示。

2.4 計(jì)算工況

在庫水位不同的降落速率下，加固前后壩體內(nèi)部的滲流場隨著時(shí)間（庫水位相對(duì)高程）不斷變化，導(dǎo)致多種情況下的上下游壩坡、壩體、心墻等位置處的穩(wěn)定性問題。為了定量分析壩體在非穩(wěn)定滲流作用下的壩坡穩(wěn)定性，依據(jù)壩體內(nèi)部孔隙水壓力在不同時(shí)刻的變化規(guī)律和浸潤線（自由水面線）的相對(duì)位置，描述壩體內(nèi)滲流場的變化情況［18］，以及上述滲流作用對(duì)壩坡安全系數(shù)變化規(guī)律的影響。本文設(shè)計(jì)庫水位不同降落速率下3種計(jì)算工況的非穩(wěn)定滲流情況，計(jì)算工況見表2。

2.5 非穩(wěn)定滲流計(jì)算

在進(jìn)行壩坡穩(wěn)定性計(jì)算之前，需要進(jìn)行非穩(wěn)定滲流計(jì)算以確定庫水位變化過程中滲流場的變化規(guī)律。利用有限元分析軟件GeoStudio中的seep/w模塊，設(shè)計(jì)上游庫水位分別以0.1、0.5、1.0 m/d的降落速率從520.7 m降到505.5 m。加固前、加固后不同庫水位降落速率下浸潤線的變化分別如圖3和圖4所示。

圖3和圖4中給出了不同時(shí)刻壩體內(nèi)部自由水面線即浸潤線的相對(duì)位置，其中0 d時(shí)的自由水面線對(duì)應(yīng)穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)的自由水面線。當(dāng)庫水位降落速率v=0.1 m/d時(shí)，浸潤線基本上與庫水位同步下降；當(dāng)v=0.5 m/d和v=1.0 m/d時(shí)，浸潤線的曲率發(fā)生了明顯的變化，表現(xiàn)出明顯的滯后現(xiàn)象。

對(duì)于加固前的上游壩坡（心墻左側(cè)壩體斷面），由圖3可以看出：隨著庫水位降落速率的增加，心墻上游側(cè)浸潤線與心墻相交位置的高度隨之上升，且降落速率越大浸潤線的上升高度越高。當(dāng)v=0.1 m/d，t=150 d時(shí)，浸潤線與心墻相交位置的相對(duì)高度為12.26 m；當(dāng)v=0.5 m/d，t=30 d時(shí)，相對(duì)高度為16.43 m；當(dāng)v=1.0 m/d，t=15 d時(shí)，相對(duì)高度為18.67 m，表明浸潤線的曲率隨著庫水位的降落速率增大而顯著增加。

這說明在短時(shí)間內(nèi)水位下降即壩體所受到的靜水壓力迅速減小的過程中，壩體內(nèi)部的孔隙水壓力來不及消散，對(duì)上游壩坡產(chǎn)生指向壩坡外側(cè)的負(fù)孔隙水壓力。當(dāng)這個(gè)力超過臨界值時(shí)就有發(fā)生破壞的可能。當(dāng)降落速率v由0.1 m/d 增加到0.5、1.0 m/d時(shí)，相應(yīng)的壩體內(nèi)部滲流場變化的滯后時(shí)間也隨之變長。具體體現(xiàn)在浸潤線的曲率越大，壩體外側(cè)受到的靜水壓力與壩體內(nèi)部的孔隙水壓力越不平衡，而與穩(wěn)定狀態(tài)相差就越大，也就越遠(yuǎn)離穩(wěn)定狀態(tài)［19］。

由于沖抓回填只是對(duì)心墻部分進(jìn)行加固，對(duì)于加固后的上游壩體滲流場的影響并不明顯，其浸潤線在曲率、間距、相對(duì)位置上基本沒有變化，筆者預(yù)期采用沖抓回填加固心墻對(duì)上游防滲加固作用可能是微乎其微。

在心墻及下游一側(cè)，加固前后滲流場的變化是很大的，特別是在心墻下游一側(cè)。由于沖抓回填的滲透系數(shù)要小于原本壩體黏土心墻的滲透系數(shù)，沖抓回填相當(dāng)于一種新的滲透系數(shù)較小的介質(zhì)從而改變了心墻下游側(cè)浸潤線的出逸高度。加固前，心墻下游側(cè)在v=0.1、0.5、1.0 m/d時(shí)的最高浸潤線的平均出逸高度為12.73 m，加固后則降為9.76 m。這說明沖抓回填能明顯降低心墻處的浸潤線，可以有效截?cái)嗤ㄟ^壩體的滲流，對(duì)坐落在土基上的心墻壩來說起到了明顯的防滲加固效果。

對(duì)于下游壩坡，不同庫水位降落速率下浸潤線也存在一定的變化，表現(xiàn)為庫水位降落速率越大，下游壩坡浸潤線的分布范圍越小。相較于加固前，加固后的下游壩體浸潤線分布范圍呈現(xiàn)出小尺度的縮小，在一定程度上增加了壩體的滲流穩(wěn)定性。由于下游排水棱體的存在，相較于上游壩坡，下游壩坡更能迅速地將壩體內(nèi)的滲流水通過排水棱體排出，減少了滲流水的流經(jīng)范圍并且降低了下游壩坡處的浸潤線出逸高度。

3 滲流作用下的穩(wěn)定性分析

3.1 壩坡穩(wěn)定性計(jì)算

壩坡穩(wěn)定性計(jì)算在非穩(wěn)定滲流計(jì)算的基礎(chǔ)上進(jìn)行。為了讓計(jì)算結(jié)果更具有說服力，運(yùn)用在穩(wěn)定性計(jì)算中常用的2種極限平衡分析方法，Bishop法和M-P法。

庫水位驟降對(duì)應(yīng)于seep/w模塊中的瞬態(tài)滲流過程，通過seep/w模塊計(jì)算出庫水位降落過程中壩體內(nèi)部滲流場隨庫水位相對(duì)高程的變化規(guī)律，將結(jié)果調(diào)入slope/w模塊中，實(shí)現(xiàn)slope/w與seep/w的耦合分析。根據(jù)《碾壓式土石壩設(shè)計(jì)規(guī)范》［20］中規(guī)定的安全系數(shù)范圍，定量地對(duì)壩坡進(jìn)行穩(wěn)定性分析。3種工況下，使用不同極限平衡分析方法得到加固前后上游壩坡的安全系數(shù)隨庫水位相對(duì)高程的變化曲線，如圖5所示。圖中，加固前用空心圖形表示，加固后用實(shí)心圖形表示。

由圖5可以看出：M-P法和Bishop法計(jì)算的上游壩坡安全系數(shù)相差不大且均符合預(yù)期，均表現(xiàn)出隨庫水位高度的不斷減小，用來表征壩坡穩(wěn)定性的安全系數(shù)也逐漸減小且加固前后并沒有發(fā)生明顯變化；庫水位降落的速率越快，壩坡相同高度下的安全系數(shù)則越小。M-P法計(jì)算出的安全系數(shù)要略小于Bishop法，這可能是因?yàn)锽ishop法忽略了條間剪力，而M-P法綜合考慮了條間剪力和正應(yīng)力。

在本例中，使用M-P法來分析上游壩坡的穩(wěn)定性。3種工況下，對(duì)應(yīng)的曲線斜率越大表明安全系數(shù)減小得越快，即壩坡從穩(wěn)定狀態(tài)到非穩(wěn)定狀態(tài)的趨勢越來越明顯。當(dāng)v=1.0 m/d時(shí)，加固前后上游壩坡的安全系數(shù)的最小值均為1.12；當(dāng)v=0.1 m/d時(shí)，安全系數(shù)的最小值為1.31，且在加固前后并沒有明顯的變化；當(dāng)v=0.5 m/d時(shí)，安全系數(shù)的最小值為1.20。由規(guī)范可知，此大壩的最小安全系數(shù)允許值為1.15，庫水位以v=1.0 m/d降落到死水位時(shí)上游壩坡可能會(huì)出現(xiàn)失穩(wěn)。采用沖抓回填對(duì)心墻進(jìn)行加固后，上游壩坡的安全系數(shù)基本沒有變化，表明對(duì)心墻進(jìn)行加固對(duì)上游壩坡的影響很小甚至可以忽略。

特別地，對(duì)上游庫水位的降落，下游壩坡則表現(xiàn)出較低的敏感性，安全系數(shù)雖出現(xiàn)小范圍的增大但并不明顯，這里就不再過多分析。

3.2 心墻出逸處水力坡度計(jì)算

3種工況下，加固前后心墻出逸位置處的水力坡度隨庫水位相對(duì)高程的變化曲線如圖6所示。圖中，加固前用空心圖形表示，加固后用實(shí)心圖形表示。

從圖6可以看出：心墻出逸位置處的水力坡度隨著庫水位的降低逐漸增大，且上游水位降落速率越小其起始與終降水力坡度則越大，在終降即庫水位相對(duì)高程為8 m時(shí)，心墻出逸位置處的水力坡度達(dá)到最大值。當(dāng)v=0.1、0.5、1.0 m/d時(shí)，加固前水力坡度最大值分別為0.45、0.37、0.23；加固后水力坡度明顯減小，最大值分別為0.27、0.13、0.07。綜合所有數(shù)據(jù)，相較于加固前，加固后3種工況下的平均水力坡度降低了約57%、81%、82%，有效提升了心墻以及下游壩體的滲流穩(wěn)定性。

3.3 壩體單寬滲流量計(jì)算

對(duì)不同工況下壩體單寬滲流量進(jìn)行計(jì)算，壩體最大單寬滲流量見表3。從表3中可以看出：總貯水量一定，較小的水位下降速率下，滲流進(jìn)壩體內(nèi)部的孔隙水明顯增多，對(duì)應(yīng)較大的單寬滲流量值，這是符合預(yù)期的。最大單寬滲流出現(xiàn)在壩體下游部分，沖抓回填相當(dāng)于隔水屏障，其降低了壩體內(nèi)部尤其是心墻處的水頭，明顯減少了下游壩體內(nèi)部的滲流量，有利于心墻以及下游壩體的穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

本文借助飽和-非飽和土體滲流理論和有限元分析軟件，分析了某黏土心墻壩在采用沖抓套井回填技術(shù)加固前后、在不同庫水位降落條件下壩體內(nèi)部滲流場的變化規(guī)律，以及由滲流導(dǎo)致的壩體穩(wěn)定性，得出了以下結(jié)論：

1）隨著庫水位降落速率的增大，壩體內(nèi)部滲流場變化的滯后時(shí)間變長，心墻上游側(cè)的浸潤線高度也隨之上升，而且速率越大浸潤線的上升高度越高。當(dāng)庫水位以較快的速率降落時(shí)，上游壩體內(nèi)孔隙水壓力的消散速率小于水位下降速率，導(dǎo)致產(chǎn)生指向壩坡外側(cè)的孔隙水壓力。當(dāng)其超過臨界值時(shí)，壩坡有可能會(huì)發(fā)生破壞。

2）采用沖抓套井回填技術(shù)對(duì)心墻進(jìn)行加固，降低了心墻和下游壩體浸潤線的出逸高度，有效截?cái)嗤ㄟ^壩體的滲流；然而對(duì)上游壩體的滲流場影響并不明顯，沒有起到對(duì)上游壩體的防滲加固效果。

3）對(duì)比分析Bishop法和M-P法計(jì)算得到的安全系數(shù)：隨著庫水位降落上游壩坡的安全系數(shù)逐漸減小，且降落速率越大相同庫水位高度對(duì)應(yīng)的安全系數(shù)越小。當(dāng)下降速率v=1.0 m/d，庫水位相對(duì)高度為12.36 m時(shí)，上游壩坡的最小安全系數(shù)已經(jīng)小于《碾壓式土石壩設(shè)計(jì)規(guī)范》中要求的最小安全系數(shù)值，有可能發(fā)生失穩(wěn)。對(duì)上游庫水位的降落，下游壩坡表現(xiàn)出較低的敏感性，但安全系數(shù)會(huì)出現(xiàn)小范圍的增加。

4）庫水位降落速率越小，相同庫水位高度下心墻出逸位置處的水力坡度和壩體最大單寬滲流量越大。采用沖抓套井回填技術(shù)加固后，明顯降低了心墻出逸位置處的水力坡度和壩體的最大單寬滲流量，有效提升了心墻和下游壩體的滲流穩(wěn)定性。

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（責(zé)任編輯：周曉南）

Comparative Analysis of Stability of Core Dam Before and

After Reinforcement Under Seepage

HOU Enchuan， TIAN Lin*

（Faculty of Architectural Engineering， Kunming University of Science and Technology， Kunming 650500， China）

Abstract：

In order to study the stability of upstream and downstream dam slopes and core walls before and after the core dam is reinforced by Impact-grab Sleeve Wells backfilling technology （impact-grab backfill） under the action of seepage， taking a clay core earth and rockfill dam in Xinhua County， Hunan Province as the background， using GeoStudio software， Bishop method and Morgenstern-Price method， this research establishes the finite element unsteady seepage analysis model and the dam stability analysis model under the conditions of different water level drop rates and low permeability coefficient impact-grab backfill materials. The calculation results show that with the increase of the falling rate of the reservoir water level， the pore water pressure of the upstream dam slope cannot dissipate in time， resulting in the hydrodynamic pressure flowing outward from the dam slope， resulting in the decrease of safety factor， or the decrease and even the loss of stability; for the downstream dam slope and core wall， the hydraulic gradient at the escape position of the core wall and the single width seepage flow of the dam body are reduced after reinforcement， and the safety factor of the downstream dam slope is also increased slightly.

Key words：

core dam; unsteady seepage; saturation line; dam slope stability

收稿日期：2022-03-30

基金項(xiàng)目：云南省教育廳科學(xué)研究基金資助項(xiàng)目（2019Y0036）

作者簡介：侯恩傳（1997—），男，在讀碩士，研究方向：地質(zhì)災(zāi)害與防治，E-mail：791711616@qq.com.

通訊作者：田 林，E-mail：365836405@qq.com.