蔣中明,楊江寅,黃湘宜,廖峻慧,肖喆臻

(1.長沙理工大學(xué)水利與環(huán)境工程學(xué)院,湖南 長沙 410114; 2.長沙理工大學(xué)洞庭湖水環(huán)境治理與生態(tài)修復(fù)湖南省重點實驗室,湖南 長沙 410114)

滲透破壞既是威脅堤壩安全的主要問題,也是堤壩破壞的主要形式[1]。準(zhǔn)確探測滲透破壞的產(chǎn)生及擴展,可為防汛搶險的決策提供強有力的科學(xué)依據(jù)。近年來,以溫度為對象的堤壩滲漏隱患探測技術(shù)成為研究熱點[2-4]。美國、德國等國家最早將溫度作為天然示蹤劑,通過捕捉溫度變化來研究堤壩滲漏情況[5]。該方法于20世紀(jì)80年代引入國內(nèi),后被稱為溫度示蹤滲漏監(jiān)測技術(shù)[6]。早期溫度示蹤滲漏監(jiān)測技術(shù)需在水工建筑物或其基礎(chǔ)內(nèi)埋設(shè)大量熱敏溫度計,由于埋設(shè)點有限,其對溫度場的監(jiān)測不夠準(zhǔn)確[7]。隨后興起的分布式光纖溫度測量技術(shù)克服了前者的不足,但需在堤壩內(nèi)埋設(shè)大量光纖,工作量依然巨大,且在已建工程中難以實現(xiàn)。目前,紅外熱成像法憑借其非接觸、無污染、速度快、可連續(xù)掃描等優(yōu)點,成為堤壩滲漏探測技術(shù)研究的重點發(fā)展方向[8]。

深入分析滲漏條件下堤壩內(nèi)部溫度場的變化規(guī)律,探明滲漏出口處溫度的演變特性是紅外熱成像堤壩滲漏探測技術(shù)的基礎(chǔ)。國內(nèi)外研究人員針對滲漏條件下堤壩溫度場變化規(guī)律等方面開展了大量的研究,并取得了豐碩的研究成果。理論分析方面,羅日洪等[9]建立了穩(wěn)定滲流影響下堤壩滲漏熱流耦合模型,分析了壩體中滲流場對溫度場的影響;蘇懷智等[8]認(rèn)為當(dāng)滲流存在時,水體遷移將迫使土體溫度與水溫相適應(yīng),從而引起溫度場的局部不規(guī)則變化。室內(nèi)試驗方面,倪楓[10]通過物理模型試驗研究了不同入滲水頭、滲漏通道及入滲水溫等條件下堤壩溫度場與滲流場的變化規(guī)律;馬佳佳等[11]開展了多種工況下土壩滲漏的紅外熱像探測試驗;Song等[12]采用水熱耦合分析對堤壩滲流狀況進行監(jiān)測,提出溫度可成為判斷堤壩前期滲流狀況的有效工具。數(shù)值模擬方面,陳建生等[13]提出了利用虛擬熱源法研究壩基裂隙巖體中存在的集中滲漏通道,通過溫度場來判定鉆孔周圍是否存在滲漏,并定量計算出滲漏量等參數(shù);Yousefi等[14]以Shamil大壩為對象,研究了壩體內(nèi)滲流對壓力及溫度場的影響,表明溫度比壓力更能反映滲流狀態(tài);張啟義等[15]通過對雙層堤基異常滲漏險情下的溫度場進行計算分析,在滲漏通道出口處觀測到明顯的低溫區(qū);Cheng等[16]基于滲流傳熱理論,采用數(shù)值模擬法對土石壩滲漏過程中的傳熱特性進行分析,提出孔隙內(nèi)滲流穩(wěn)定后,飽和區(qū)與非飽和區(qū)之間會形成溫差,進而可通過溫度判斷壩體內(nèi)浸潤線位置。

堤壩滲漏是一個十分復(fù)雜的非穩(wěn)態(tài)過程,盡管堤壩工程滲漏問題已從單一場的研究向多場耦合方向發(fā)展,但在數(shù)值模擬方面依舊存在考慮的環(huán)境條件和邊界荷載不夠全面等問題。為此,本文在現(xiàn)有研究基礎(chǔ)上,采用數(shù)值模擬方法,考慮堤壩工程實際邊界情況,研究堤壩滲漏乃至結(jié)構(gòu)破壞過程中溫度場的演變特性,以期探明堤壩滲漏及結(jié)構(gòu)破壞與溫度場演變的內(nèi)在聯(lián)系,為基于紅外熱成像的堤壩滲漏隱患探測技術(shù)提供一條有益的實現(xiàn)途徑。

1 數(shù)值模擬理論

1.1 多孔介質(zhì)滲流傳熱理論

多孔介質(zhì)滲流傳熱過程中涉及復(fù)雜的耦合作用。滲流方面,堤內(nèi)及地下水的流動符合達西定律。假設(shè)流體和固體不可壓縮,流體運動方程可參考文獻[17]。傳熱方面,堤壩滲流是一個十分緩慢的過程,可忽略土體與滲水之間的能量交換,基于局部熱平衡理論的對流-擴散熱傳導(dǎo)能量平衡方程可參考文獻[18]。

1.2 多孔介質(zhì)熱流固耦合理論

多孔介質(zhì)中土體、水及溫度之間相互影響?；诙嗫捉橘|(zhì)線彈性假設(shè),當(dāng)產(chǎn)生非等溫滲流時,土體本構(gòu)方程表述為[19]

σij=2Gεij+λεkk+αPδij-3βTbKb(T-T0)δij

(1)

式中:σ為應(yīng)力;ε為應(yīng)變;i、j、k代表坐標(biāo)軸方向;G為剪切模量;λ為拉梅常數(shù);α為比奧系數(shù);P為孔隙水壓力;δ為Kronecher符號;βTb為多孔介質(zhì)熱膨脹系數(shù);Kb為多孔介質(zhì)體積模量;T為溫度;T0為參考溫度。

1.3 土體結(jié)構(gòu)損傷分析理論

沈珠江[20]基于連續(xù)介質(zhì)力學(xué)基本概念,提出了考慮黏土結(jié)構(gòu)破壞損傷過程的損傷模型,后被廣泛應(yīng)用于工程界。該土體損傷模型通過定義損傷系數(shù),對各項力學(xué)及流體計算參數(shù)進行折減,以反映土體的損傷程度。損傷系數(shù)和損傷過程中任意時刻土體參數(shù)的損傷值為[21]

ω=1-e-(aεv+bεs)

(2)

E=ωE0+(1-ω)Ed

(3)

K=ωK0+(1-ω)Kd

(4)

式中:ω為損傷系數(shù);a、b為擬合參數(shù);εv為單元體積應(yīng)變;εs為單元剪切應(yīng)變;E、K分別為損傷后的彈性模量和滲透系數(shù);E0為單元初始時刻彈性模量;Ed為單元定義損傷彈性模量;K0為單元初始時刻滲透系數(shù);Kd為單元定義損傷滲透系數(shù)。

利用內(nèi)嵌FISH語言實現(xiàn)基于FLAC3D的土體損傷計算,具體步驟如下:

a.讀取單元初始參數(shù),并保存在單元額外變量中,作為后續(xù)損傷計算的基準(zhǔn)。

b.讀取各單元的體積應(yīng)變及剪切應(yīng)變,采用式(2)計算各個單元的損傷系數(shù)值,并保存于第二個單元額外變量中。

c.根據(jù)各個單元的損傷系數(shù)值,采用式(3)(4)分別計算損傷過程中各個單元的參數(shù)值,并保存于第三個單元額外變量中。

d.運用FISH的賦值功能,將第三個單元額外變量賦值給模型的對應(yīng)參數(shù),由此實現(xiàn)對單元參數(shù)的損傷。

e.通過FISH的循環(huán)調(diào)用功能,將上述步驟反復(fù)執(zhí)行,以模擬計算過程中土體單元實時損傷的效果。

2 模型有效性驗證

2.1 飽和多孔介質(zhì)流體熱對流計算

飽和多孔介質(zhì)中,流體流動時會攜帶熱量而發(fā)生強制對流傳熱,流體靜止時會由于內(nèi)部溫度差異導(dǎo)致密度不均勻,進而發(fā)生自由對流傳熱。Zhao等[22]提出了一種求解穩(wěn)態(tài)飽和多孔介質(zhì)流體自由對流問題的漸進逼近方法,解決了采用傳統(tǒng)有限元方法難以得到準(zhǔn)確對流解的弊端。本文通過引入文獻[22]中飽和多孔介質(zhì)中流體的熱對流計算,驗證FLAC3D軟件求解多孔介質(zhì)中滲流傳熱問題的有效性及準(zhǔn)確性。文獻[22]計算模型及監(jiān)測點布置如圖1所示,模型高度為10km,寬度為10km,厚度為1m,共計網(wǎng)格節(jié)點169個,單元總數(shù)144個,監(jiān)測點5個。

圖1 熱對流計算模型(單位:km)

滲流計算邊界:左右兩側(cè)及上下兩側(cè)均為不透水邊界。傳熱計算邊界:頂面為固定溫度邊界,大小為20℃;底面也是固定溫度邊界,其值為220℃;左右兩側(cè)均為絕熱邊界。具體計算參數(shù)如下:滲透率為1×10-8m/s,孔隙率為0.1,導(dǎo)熱率為0.335W/(m·K),比熱容為803.2J/(kg·K),熱膨脹系數(shù)為7×10-5K-1。圖2為初始溫度分布和初始孔隙壓力分布圖。

圖2 初始溫度和初始孔隙壓力分布

給模型施加順時針旋轉(zhuǎn)的流速,驅(qū)動流體發(fā)生強制對流。隨著強制對流現(xiàn)象的產(chǎn)生,多孔介質(zhì)內(nèi)的溫度發(fā)生改變。當(dāng)瑞利數(shù)大于臨界值時,自由對流現(xiàn)象產(chǎn)生。最后,將初始設(shè)置的傾斜加速度去除,由流體內(nèi)部溫度差驅(qū)動流體發(fā)生自由對流。飽和多孔介質(zhì)中流體自由對流的溫度分布穩(wěn)態(tài)解如圖3所示(圖3(b)為采用文獻[22]的漸進逼近方法計算得到的解析解)。

圖3 穩(wěn)態(tài)溫度分布(單位:℃)

通過對比圖2(a)及圖3(a)可知,在自由對流過程中,流體攜帶熱量運動,極大地改變了整體溫度分布;對比圖3(a)及圖3(b)可知,基于FLAC3D軟件計算得到的溫度數(shù)值解與采用文獻[22]方法計算得到的解析解幾乎吻合。為進一步判斷兩者擬合度,提取監(jiān)測點溫度分布并進行比對,結(jié)果見表1。由表1可知,數(shù)值解與解析解最大溫度差值出現(xiàn)在1號監(jiān)測點,為3.4℃,誤差僅為3.89%。因此,基于FLAC3D軟件計算得到的數(shù)值解與解析解高度吻合,滲流傳熱計算的有效性及準(zhǔn)確性得以驗證。

表1 監(jiān)測點穩(wěn)態(tài)溫度值

2.2 飽和土熱固結(jié)計算

飽和土在熱固結(jié)過程中受外部荷載、孔隙壓力、溫度荷載的同時作用,伴隨著孔隙水的排出、溫度的擴散,土體內(nèi)部的有效應(yīng)力變化較為復(fù)雜。白冰[23]基于飽和多孔介質(zhì)熱-水-力完全耦合的控制方程,通過有限傅立葉變換及其逆變換,推導(dǎo)了土柱內(nèi)部溫度、孔隙壓力和位移演化過程的解析表達式,并對一維熱彈性固結(jié)模型進行解析求解;孫致學(xué)等[24]利用該解析解進行了熱流固耦合模型的數(shù)值驗證。為驗證基于FLAC3D軟件求解熱流固耦合問題的有效性及準(zhǔn)確性,本文引入文獻[24]中經(jīng)典一維飽和土的熱彈性固結(jié)算例進行分析。計算模型及監(jiān)測點布置情況如圖4所示,模型高度為7m,寬度為3m,厚度為1m,共計網(wǎng)格節(jié)點1240個,單元總數(shù)570個,監(jiān)測點4個,分別設(shè)置在z坐標(biāo)為0、3.5、5.0、7.0m處。

圖4 熱彈性固結(jié)計算模型

模型初始孔隙壓力為10kPa,初始溫度為10℃。力學(xué)計算邊界:模型頂面受向下的均布荷載作用,大小為10kPa;模型左右兩側(cè)為法向位移約束;底面為固定約束。滲流計算邊界:左右兩側(cè)及底面均為不透水邊界;頂面為自由滲漏邊界。傳熱計算邊界:頂面受固定溫度荷載作用,大小為60℃;左右兩側(cè)及底面均為絕熱邊界。具體計算參數(shù)如下:彈性模量為60MPa,泊松比為0.4,滲透率為4×10-6m/s,孔隙率為0.2,導(dǎo)熱率為0.836W/(m·K),比熱容為167.2J/(kg·K),熱膨脹系數(shù)為3×10-7K-1,密度為2000kg/m3,流體密度為1000kg/m3。

圖5為土體不同位置處豎向位移、孔隙壓力及溫度的解析解和數(shù)值解對比圖,可見基于FLAC3D軟件計算得到的數(shù)值解與文獻[24]中的解析解高度吻合,其有效性及準(zhǔn)確性得以驗證。

3 模型應(yīng)用與結(jié)果分析

3.1 工程背景

根據(jù)湖南省水利水電勘測設(shè)計研究總院2021年4月的《護城垸工程地質(zhì)勘察報告》,護城垸位于洞庭湖區(qū)華容縣,西南臨藕池河?xùn)|支,東靠華容河,垸內(nèi)總面積364.6km2,總?cè)丝?7.8萬人,是洞庭湖區(qū)重點堤垸。該垸一線大堤分華容河段和藕池河段,總長82.816km,其堤防級別為Ⅱ級,建筑物級別為Ⅱ級。其中,華容河堤段樁號為70+030～76+790的斷面堤身土質(zhì)量較差,密實程度不均。1998年、2016年汛期該堤段堤身、堤腳出現(xiàn)散浸及滲水險情。

3.2 計算模型

以華容河堤段樁號為71+590的斷面為研究對象,建立堤防計算網(wǎng)格模型。堤頂高程為35.97m,寬6.12m,堤身高6.47m,內(nèi)坡比為1︰4,外坡比為1∶2.58。堤身為素填土,堤基由粉質(zhì)黏土、淤泥粉質(zhì)黏土及粉細砂層組成。計算模型堤身及堤基采用八節(jié)點六面體單元劃分,共計網(wǎng)格節(jié)點數(shù)27882個,單元總數(shù)13640個。計算網(wǎng)格及分組情況如圖6所示,計算參數(shù)見表2。

圖6 計算網(wǎng)格及模型分組

為深入分析下游堤基及地表處滲透破壞及其傳熱特征,設(shè)置7個監(jiān)測點用于監(jiān)測各狀態(tài)變量隨時間變化的規(guī)律。測點1位于下游堤腳處,測點2、3、4位于下游堤腳附近地表處,測點5、6、7位于下游地表以下0.75m處的堤基表層,具體編號及位置如圖7所示。

圖7 模型監(jiān)測點位置

3.3 計算方案及邊界條件

洞庭湖水位受季節(jié)及氣候的影響,水位高程變化復(fù)雜。為模擬堤防滲流實際情況,擬定計算工況為天然工況、初始工況及高水位工況。其中天然工況及初始工況為穩(wěn)態(tài)計算工況,高水位工況為瞬態(tài)計算工況。

a.天然工況。為模擬堤防枯水期滲流及溫度分布,擬定堤防天然工況為上游無水的情況。滲流方面,根據(jù)實測資料擬定地下水位。傳熱方面,模型底部溫度為20℃,頂部由于受到氣溫的作用,擬定溫度為25℃。

b.初始工況。滲流方面,擬定上游水位為2020年汛期華容河水文站平均水位,高程為30.8m。傳熱方面,擬定堤頂、堤防背水側(cè)及下游地表溫度為2020年夏季岳陽市平均氣溫,大小為28℃;擬定上游湖水表面溫度為2020年汛期洞庭湖表層平均水溫[25],大小為25℃;上游堤坡及堤基表面溫度與水溫一致,從上至下逐級遞減,堤基表面溫度為22.5℃;模型底部溫度保持不變,大小為20℃。

c.高水位工況。據(jù)華容河水文站資料記載,華容河2020年汛期高水位持續(xù)時間長達40d以上。因此擬定計算時間為50d,以模擬長時高水位作用下堤防的異常滲漏情況。滲流方面,擬定堤防上游水位為華容河大堤保證水位,高程為35.5m。傳熱方面,擬定大氣溫度為30.6℃,堤頂及下游堤坡、地表處均為30.6℃的對流換熱邊界;上游堤基表面溫度不變,為22.5℃;堤坡溫度從下向上逐級遞增,水面處溫度為28℃。

3.4 計算結(jié)果分析

3.4.1滲流場分布特性

圖8為不同工況孔隙壓力分布圖。天然工況下,在流體自重作用下,孔隙壓力呈分層分布,從上至下孔隙壓力逐級遞增,水位線以下堤基土部位為飽和狀態(tài),以上為非飽和狀態(tài)。孔隙壓力最大值為0.12MPa,出現(xiàn)在堤基底部。初始工況下,在穩(wěn)定水位的作用下,滲水進入了堤身及堤基內(nèi)部,并與地下水連通?？紫秹毫Τ史謱臃植?且上游側(cè)整體較下游側(cè)大。在穩(wěn)定高水位的作用下,堤內(nèi)浸潤線抬升,堤身非飽和區(qū)大幅減小,堤防整體孔隙壓力左側(cè)大于右側(cè),呈分層分布,孔隙壓力最大值增加至0.14MPa,分布于上游側(cè)堤基底部。

圖8 不同工況孔隙壓力分布(單位:MPa)

圖9為高水位工況水力梯度分布圖。堤防整體水力梯度左側(cè)大于右側(cè),水力梯度最大值為2.4,分布于上游堤坡及堤腳處。此時下游堤腳處水力梯度為0.25。

3.4.2溫度場分布特性

圖10為不同工況溫度分布圖。天然工況下,在熱傳導(dǎo)作用下溫度場呈分層分布,且由表及里逐級遞減。溫度最大值分布在堤防表面,大小為25℃;初始工況下,在夏季高溫作用下,堤防表面持續(xù)升溫,溫度最大值達到28℃。在低溫水體的強制對流作用下,溫度最小值為22.5℃,分布于上游側(cè)地基內(nèi)部。由于水溫低于堤基溫度,導(dǎo)致上游處溫度由表及里逐漸升高,堤內(nèi)溫度低于大氣溫度,導(dǎo)致下游處溫度由表及里逐漸降低。高水位工況下,在強制對流作用下,下游堤腳處溫度逐漸下降。在較高氣溫作用下,堤頂及下游堤坡處溫度逐漸升高。隨著滲流量的不斷增加,下游堤腳處溫度梯度逐漸增大,與周圍地表及堤坡處溫差較大。此時下游堤坡處溫度為29.5℃,堤腳處為28.1℃。

3.4.3損傷場分布特性

圖11為根據(jù)式(2)得到的高水位工況損傷系數(shù)及塑性區(qū)分布圖。圖11(a)表明,上游堤身大面積部位損傷系數(shù)值達到1.0,代表該處損傷情況較為嚴(yán)重。下游堤腳處損傷系數(shù)大小為0.14。圖11(b)表明,塑性區(qū)與損傷系數(shù)分布位置與規(guī)律較為一致。上游側(cè)堤身內(nèi)部出現(xiàn)連貫的塑性區(qū)分布,此時堤身存在較大的安全隱患。

圖11 高水位工況損傷系數(shù)和塑性區(qū)分布

3.4.4溫度場與滲流場關(guān)聯(lián)關(guān)系分析

由于不同位置處滲流場及溫度場的分布形態(tài)均具有一定的差異性,難以把握滲流場與溫度場的內(nèi)在聯(lián)系,需要針對性選取下游堤基及地表處測點,進行各狀態(tài)變量的歷時分析。

圖12為堤防不同測點的孔隙壓力、水力梯度及溫度歷時曲線。圖12(a)表明,由于下游堤腳及附近地表直接暴露在大氣中,滲水的及時排出使得孔隙壓力得到釋放,導(dǎo)致下游堤腳及附近地表處測點的孔隙壓力曲線均低于堤基表層測點。隨著時間的推移,下游堤腳及附近地表測點的孔隙壓力隨時間先急劇減小后緩慢減小,堤基表層測點的孔隙壓力逐漸減小。

圖12 各狀態(tài)變量歷時曲線

圖12(b)表明,下游堤腳及附近地表處與大氣接觸,壓力梯度較大,導(dǎo)致該處測點的水力梯度曲線均高于堤基表層測點。從整體上看,堤基表層測點的水力梯度隨時間緩慢增大,下游堤腳及附近地表的水力梯度呈先急劇增大后緩慢減小的趨勢。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是下游堤腳及附近地表處孔隙壓力消散較快,較大的壓力梯度使得水力梯度急劇增大;隨著孔隙壓力趨于穩(wěn)定,下游堤腳及附近地表測點的水力梯度逐步減小。據(jù)《護城垸工程地質(zhì)勘察報告》,堤基表層土體的臨界水力梯度為0.32。隨著水力梯度超過臨界值,下游堤腳及附近地表處不同位置先后出現(xiàn)局部滲透破壞。首先是測點2,隨之是測點3、4,最后是測點1。

圖12(c)表明,在大氣高溫條件下,下游堤腳及附近地表處測點的溫度曲線均高于堤基表層測點。堤基表層土體未直接與大氣接觸,受氣溫影響較小,因此溫度的變化主要來源于內(nèi)部水體的強制對流傳熱,且隨著時間的推移,溫度呈下降趨勢。下游堤腳及附近地表土體受到滲水強制對流傳熱及大氣高溫的雙重影響,該處溫度變化趨勢較為復(fù)雜。首先,由于短時間內(nèi)下游堤腳及附近地表處還未產(chǎn)生較大流量的滲水,在大氣高溫條件下,該處溫度升高;隨著滲流現(xiàn)象的產(chǎn)生,滲水的強制對流傳熱效應(yīng)顯著,下游堤腳及附近地表處溫度急劇降低;隨著該處孔隙壓力的消散,流速緩慢減小,強制對流傳熱效應(yīng)逐漸衰弱。最終在滲水強制對流傳熱及大氣高溫的共同作用下,下游堤腳及附近地表處的溫度趨于平衡。

對比圖12(b)和圖12(c)可知,隨著堤基表層不同位置先后發(fā)生局部滲透破壞,各測點的溫度值出現(xiàn)差異,差值約為0.18℃。因此可通過捕捉不同位置處的溫度差來預(yù)測局部滲透破壞的發(fā)生。值得一提的是,此時溫度差較小只能代表下游的局部滲透破壞,無法代表堤防整體滲透破壞或結(jié)構(gòu)破壞的程度。

3.4.5溫度場與堤防結(jié)構(gòu)破壞表象關(guān)聯(lián)關(guān)系分析

為進一步探明溫度與堤防結(jié)構(gòu)破壞表象的關(guān)聯(lián)關(guān)系,采用FLAC3D軟件內(nèi)置的強度折減法進行堤防抗滑穩(wěn)定性分析。圖13為高水位工況下,通過強度折減計算得到的不同時刻的極限狀態(tài)最大剪應(yīng)變分布云圖。由圖13可知,隨著時間的推移,最大剪應(yīng)變數(shù)值不斷增加。第40天前,堤防潛在滑裂面位于下游側(cè)。隨著上游堤身內(nèi)部損傷面積不斷擴大,第40天后堤防潛在滑裂面位置發(fā)生轉(zhuǎn)移,上游堤坡發(fā)生滑坡風(fēng)險較大。

圖13 極限狀態(tài)最大剪應(yīng)變

圖14為堤防抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)歷時曲線。在長時高水位作用下,堤身及堤基內(nèi)部逐漸發(fā)生滲透破壞,堤防安全系數(shù)緩慢減小。從第40天開始,堤防安全系數(shù)急劇減小。根據(jù)GB 50286—2013《堤防工程設(shè)計規(guī)范》,Ⅱ級堤防正常運行條件下的安全系數(shù)允許值為1.35。由圖14可知,前期堤防安全系數(shù)為1.53,處于穩(wěn)定狀態(tài)。第47天降低至允許值,此時發(fā)生大面積滑坡乃至潰堤的風(fēng)險較大。通過對比可知,不同測點間溫度差于第45天后突增,最大可達0.45℃,此時堤防整體安全系數(shù)急劇減小。

圖14 安全系數(shù)歷時曲線

綜上所述,無論是下游堤腳處發(fā)生局部滲透破壞,或是上游堤身內(nèi)部發(fā)生剪切破壞乃至滑坡,都會提前在下游堤腳及附近地表不同位置處出現(xiàn)明顯的溫度差值。隨著滲透破壞的發(fā)展、上游堤身內(nèi)部塑性區(qū)的延伸,下游堤腳及附近地表處的溫度差值會逐漸增大。

4 結(jié) 論

a.堤壩滲漏過程中,下游堤基及地表處的溫度演變有階段性特征。首先,短時間內(nèi)下游堤腳及附近地表處還未產(chǎn)生較大流量的滲水,在較高氣溫條件下,該處溫度升高;隨著滲漏現(xiàn)象的產(chǎn)生,滲水的強制對流傳熱效應(yīng)顯著,下游堤腳及附近地表處溫度急劇降低;隨著該處孔隙壓力的消散,流速緩慢減小,強制對流傳熱效應(yīng)逐漸衰弱;最終下游堤腳及附近地表處的溫度趨于平衡。

b.隨著下游堤腳及地表處水力梯度的不斷增大,不同位置處先后發(fā)生局部滲透破壞,出現(xiàn)較小溫度差,約0.18℃;隨著時間的推移,堤身內(nèi)部塑性區(qū)不斷延伸,堤防安全穩(wěn)定性逐漸下降。堤防安全穩(wěn)定系數(shù)低于臨界值前,下游地表不同位置的溫度差進一步增大,達到0.45℃。

c.無論是下游堤腳處發(fā)生局部滲透破壞,或是上游堤身內(nèi)部發(fā)生剪切破壞乃至滑坡,在下游堤腳及附近地表不同位置處均會提前出溫度差值。隨著滲透破壞的發(fā)展,該溫度差值會逐漸增大。