库水位骤降下混凝土防渗墙对心墙土石坝渗流稳定的影响

黄秀文

(中山市堤围管理中心，广东 中山 528400)

1 概 述

心墙土石坝是我国最广泛使用的坝型，其结构主要由防渗心墙、过渡料、坝体上下游堆石料组成。其中，心墙是土石坝最为关键的部位之一，其施工质量的好坏直接影响坝体的正常运行和渗流稳定。心墙若出现质量缺陷，坝体的渗流量会变大，坝坡浸润线会升高，坝体土料的抗剪强度下降，坝体稳定性将减小。由于坝体土料具有非饱和渗流特性，在库水位骤降时，坝体浸润线的改变会产生明显的“滞后”现象[1-4]，坝体内部孔隙水将产生较大的渗透压力，对坝体整体稳定性极为不利。韩国波等[5]以大伙房水库土石坝为例,在不同水位降速情况下对土石坝坡面进行损伤评价发现,水位降速越快损伤越严重,控制水位下降速度和幅度可有效规避损伤的发生。王东林[6]等研究了不同库水位降落速度、坝体渗透系数和给水度条件下均质土坝非稳定渗流场的变化规律，得出坝体稳定性受水位变化的敏感程度与心墙渗透系数的大小有关。岳庆河等[7]研究发现不同水位降落速度对较小饱和渗透系数的土石坝渗流场及边坡稳定性影响程度较小,对较大渗透系数的坝体则影响较大。苏正洋等[8]采用数值模拟计算发现，坝体上游坝坡对库水位变化较下游坝坡更为敏感。目前，较多学者对水位变化下坝体的渗流稳定进行了研究，但对如何提高土石坝稳定性的研究则较少。

本文通过对比研究混凝土防渗墙设置前后，土石坝在库水位骤降情况下的非饱和渗流和稳定特性，进一步揭示在最不利运行情况下，防渗墙对心墙的“纵向增强”效果，为工程提供一定参考。

2 计算原理及参数

2.1 非稳定渗流计算理论

一般认为，土石坝浸润线以下土体达到饱和状态，其渗透系数不会因为土体含水量的变化而改变，浸润线以上土体存在非饱和状态，其渗透系数是土体含水量和基质吸力的函数。根据相关文献[9]，非饱和渗流的基本微分方程为：

(1)

式中：H为总水头；kx为X方向的渗透系数；ky为Y方向渗透系数；kz为Z方向的渗透系数；Q为流量；Θ为体积含水率；t为时间。

2.2 非饱和特性函数

土料的非饱和特性函数包括含水率函数和渗透系数函数[10]。本文采用Van Genuchten提出的函数作为土体的非饱和特性函数，土体含水率随基质吸力的变化关系可表示为：

(2)

式中：θw为体积含水率；θr为残余体积含水率；θs为饱和体积含水率；ψ为基质吸力；a、n、m为通过非饱和试验数据的拟合曲线预测的试验常数。

土体含水率函数可用下式估算：

(3)

式中：kw为指定基质吸力计算所得的渗透率；ks为饱和渗透系数；a、n、m为通过非饱和试验数据的拟合曲线预测的试验常数。

土石坝心墙、反滤层、堆石体土料的含水率函数和渗透系数函数曲线见图1和图2。

图1 体积含水率函数

图2 渗透系数函数

2.3 有限元模型及参数

心墙土石坝典型剖面坝高50 m，上下游坝坡坡率采用1∶2.5。坝顶高程为372 m，坝底高程为322 m。土体采用M-C强度准则，混凝土采用弹性强度准则。模型地基长300 m，高50 m，混凝土防渗墙厚度设置为0.8 m，插入地基深5 m。心墙土石坝计算模型见图3，混凝土防渗墙加固后的计算模型见图4，模型物理力学参数见表1。

图3 心墙土石坝计算模型

图4 混凝土防渗墙土石坝计算模型

表1 物理力学参数

3 加固前后效果分析

3.1 渗流分析

库水位下降速度设为5 m/d，降水起始水位高程为370 m，降水过程持续6 d。图5和图6分别为混凝土防渗墙加固前后土石坝的浸润线。从图5和图6中可以看出，库水位骤降时，坝体内部的孔隙水不能及时排出，加固前后心墙内部的浸润线均有不同程度的上升趋势。对于未设置混凝土防渗墙的心墙，其孔隙水压力明显高于坝体堆石料的孔隙水压力，浸润线至心墙处向上“凸起”的情况较为显著；设置混凝土防渗墙后，心墙孔隙水压力不断减小，浸润线在心墙内的高度开始降低，浸润线“凸起”的现象有所缓解。

图5 加固前石坝浸润线

图6 加固后土石坝浸润线

图7和图8分别为防渗墙加固前后心墙的渗透坡降。加固前，高程370 m处心墙的渗透比降在降水开始一天后达到峰值1.02，高程355 m处的心墙坡降随着降水时间先减小后陡增再逐渐减小，在降水第四天渗透坡降达到峰值0.6；高程343 m处的心墙渗透坡降随着降水时间逐渐减小，但在降水最后一天陡增，达到最大值1.3。混凝土防渗墙设置后，心墙渗透坡降随降水时间的推移变化幅度变小，高程370、355和343 m处的心墙渗透坡降峰值分别为0.65、0.51和0.67。这是因为加固前，库水位的骤降导致心墙中的孔隙水向上游库区发生渗流，渗透坡降不断增大；随着降水时间的推移，心墙内的孔隙水不断排出，渗透比降逐渐降低。

图7 加固前心墙渗流坡降

图8 加固后心墙渗流坡降

3.2 位移分析

图9和图10分别为加固前后坝顶上下游变形随时间的关系曲线。从图9和图10可知，随着库水位的降低，上下游坝顶变形开始不同程度的增加。加固前，坝顶上游最大变形量为11.2 cm，坝顶下游变形量为9.7 cm；加固后，坝顶上下游变形量分别为9.7和1 cm，上下游变形差异较为明显。这说明混凝土防渗墙与地基形成整体，当库水位骤降时，防渗墙一方面阻止心墙中的孔隙水压力向库区渗流，从而减小心墙渗透水压力；另一方面又充当挡土墙作用，限制了下游坝体向上游发生变形。

图9 坝顶上游变形

图10 坝顶下游变形

3.3 坝坡稳定性分析

图11和图12为加固前后上游坝坡的有效塑性应变；表2为稳定渗流阶段和降水阶段上游坝坡抗滑稳定计算得到的安全系数。加固前，上游坝坡塑性应变从坝顶到坝址形成一条贯通的塑性区，坝坡极有可能沿着塑性区向上游发生滑移，此时上游坝坡的稳定渗流阶段和降水阶段的安全系数分别为1.65和1.22；混凝土防渗墙加固后，上游坝坡的塑性贯通区消失，塑性区明显减少，坝坡稳定渗流和降水阶段的安全系数分别提高为2.30和2.01，坝体更加趋于稳定。

图11 加固前上游坝坡有效塑性应变

图12 加固后上游坝坡有效塑性应变

表2 上游坝坡稳定系数

4 结 论

本文通过对混凝土防渗墙加固前后的土石坝渗流和坝坡稳定性进行有限元计算分析，结论如下：

1) 加固前，由于土石坝心墙内部孔隙水压力消散速度比库水位下降速度慢，心墙内部浸润线呈“上凸”状，心墙最大渗透坡降达到1.3；加固后，坝体防渗性增强，心墙对库水位变化的敏感性降低，渗透压力大幅度减小，最大值为0.67。

2) 加固前，坝体会随着降水时间向上游发生较大变形，坝顶上下游最大变形量分别为0.11和0.09 m；加固后，混凝土防渗墙与地基形成整体，起到了“挡土墙”的作用，下游坝壳的变形得到有效限制，最大值变形量降为0.01 m。

3) 加固前，水位骤降导致坝顶到坝址处形成一条贯通的塑性区，坝体极易失稳，上游坝坡抗滑安全系数为1.22；加固后，塑性贯通区消失，坝体整体稳定性增强，上游坝坡抗滑安全系数为2.01。