詹美禮,閆 萍,尹江珊,唐 健,蹤金梁,盛金昌,羅玉龍（.河海大學水利水電學院,江蘇南京 0098；.江蘇省設備成套有限公司,江蘇南京 0009）

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不同軸壓下懸掛式防滲墻堤基滲透坡降試驗

詹美禮1,閆 萍1,尹江珊1,唐 健1,蹤金梁2,盛金昌1,羅玉龍1
（1.河海大學水利水電學院,江蘇南京 210098；2.江蘇省設備成套有限公司,江蘇南京 210009）

摘要:為了研究含懸掛式防滲墻的強透水堤壩壩基在不同軸壓狀態(tài)下的滲透特性,分別開展了3種不同高度防滲墻在不同軸向應力狀態(tài)下的滲流-應力耦合管涌試驗。結(jié)果表明:防滲墻端部位置滲透流速較大,更易發(fā)生滲透破壞;壩基平均滲透坡降隨防滲墻高度增加而減小,防滲墻滲流輪廓線上,防滲墻端部的滲流梯度最大,應力狀態(tài)對懸掛式防滲墻-砂礫石地基滲透坡降影響顯著,管涌臨界滲透坡降與軸壓呈拋物線關系,防滲墻端部的滲透破壞坡降隨軸壓增大而線性增大。在此基礎上,建立了用軸壓表示的防滲墻端部滲透破壞坡降線性經(jīng)驗公式。

關鍵詞:堤基;防滲墻;滲透破壞;出砂量;滲透坡降

在水利工程中,堤基的滲透變形嚴重影響著堤防工程的穩(wěn)定性和大壩的安全運行,這其中又以管涌破壞形式最為常見[1-4]。對堤基滲透破壞及防滲處理的研究一直是個重要的課題。毛昶熙等[5]通過試驗研究提出了堤基滲流的無害管涌概念,認為管涌有害與否與沿程承壓水頭分布的不斷調(diào)整和滲流量變化密切相關。劉杰等[6-7]將復雜的堤基歸納概化為3種類型,分別進行了模擬試驗,指出砂基的抗?jié)B強度主要決定于砂土本身的抗?jié)B強度,并對堤基砂礫石層的管涌破壞危害性進行了試驗研究,指出在發(fā)生管涌破壞后,土骨架的結(jié)構(gòu)不會產(chǎn)生明顯變化,但滲透系數(shù)會顯著增大。陳建生等[8]利用室內(nèi)試驗模擬得出,雙層堤基發(fā)生管涌破壞后砂層破壞位置主要位于頂部,并與上覆黏土層的破壞過程相互影響。

防滲墻作為有效的防滲加固工程被廣泛應用,其中懸掛式防滲墻相較于半封閉和全封閉式防滲墻而言防滲效果并不顯著,但對險情的擴展有一定的控制作用[9]。從生態(tài)角度考慮,懸掛式防滲墻不影響內(nèi)外水力聯(lián)系,有效避免了對下游生態(tài)環(huán)境的不利影響[10]。對于實際工程的一些深厚覆蓋層,在現(xiàn)有技術的限制下防滲墻的插入深度通常不能做成封閉式,因此對懸掛式防滲墻的研究仍有很大的現(xiàn)實意義。張家發(fā)等[11]通過對砂槽試驗進行數(shù)值模擬進一步驗證了懸掛式防滲墻的貫入深度對堤防安全有一定改善。王保田等[12]對上層為低液限黏土、下層為低液限粉土的二元結(jié)構(gòu)堤基進行了滲流模擬試驗,論證了懸掛式防滲墻有阻滯其滲透變形發(fā)展的重要作用,可以有效控制滲透破壞的發(fā)生條件。王曉燕等[13]以穩(wěn)定滲流有限元分析方法為基礎,從安全和時效角度出發(fā),對某水電站圍堰工程中懸掛式防滲墻深度進行了優(yōu)化研究。羅玉龍等[14]開展了不同圍壓狀態(tài)的懸掛式防滲墻-砂礫石堤基管涌的臨界坡降試驗研究,基于實驗結(jié)果提出了由圍壓表示的管涌臨界滲透坡降經(jīng)驗公式。

本文擬從防滲墻的插入深度及堤基所受軸向應力兩個變量著手,對懸掛式防滲墻-強透水地基的滲透破壞機制進行進一步試驗研究,以便為工程建設和運行管理提供科學依據(jù)。

1 試驗模型與方案設計

1.1 試驗裝置及原理

試驗使用的裝置為河海大學滲流實驗室自主研發(fā)設計,見圖1。

圖1 堤基滲流應力耦合試驗裝置

圖1中,加壓千斤頂?shù)牧砍虨?00 kN,壓力顯示儀靈敏度為0.1 kN。為方便裝填砂試樣,選擇了高80cm、內(nèi)徑46cm的大圓柱筒。圓筒內(nèi)壁設卡槽,用來放置不同高度的隔板,隔板厚度1cm。桶壁四周垂直鉆了4排圓孔,用來安置細管以測定桶內(nèi)堤基模型中不同位置的測壓管水頭,由于測點較多,在示意圖中只畫出了一側(cè)的4個測壓管。除此之外,在進水口和出水口位置也分別連接了測壓管,圖中標注的軟管與測壓管相連。溢流桶可以供給0～3.0m的進水水頭,通過人工調(diào)節(jié)溢流桶的高度來改變進水口處水頭大??；當需要供給3.0m以上較大水頭時,可以利用實驗室自來水管的水壓,通過控制閥門開關來調(diào)節(jié)水頭。數(shù)值大小通過水壓表讀出,水壓表最小分度值為2 kPa。

在堤壩上下游水頭差作用下,堤基內(nèi)顆粒受到滲透力、浮力、顆粒間內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦阻力的共同作用,當水力坡降達到一定程度時,即能夠克服顆粒間內(nèi)聚力及內(nèi)摩擦阻力時,顆?；蝾w粒群就會發(fā)生懸浮、移動。通常把顆粒剛好發(fā)生移動時的瞬時水力坡降稱為臨界水力坡降。當?shù)袒械募氼w粒在達到臨界水力坡降后,堤壩內(nèi)的細顆粒就會沿著骨架顆粒所形成的孔隙管道移動或被滲流帶走,即發(fā)生滲透變形。土的滲透變形的發(fā)生和發(fā)展過程主要取決于兩個因素:一是土顆粒的組成和結(jié)構(gòu),即通常說的幾何條件；二是水動力條件,即作用在土體上的滲透力。在堤基施加較大的壓力時,堤基內(nèi)土顆粒之間的固結(jié)度會不同程度地增大,進而改變土顆粒的幾何條件。因此施壓后,堤基內(nèi)土體受到滲流場和應力場的共同作用,并發(fā)生變化。

1.2 試驗設計

1.2.1 幾何條件設計

為使試驗砂試樣在一定滲流力下發(fā)生滲透變形,在參考相關文獻[15]的基礎上,設計適當?shù)念w粒級配如圖2所示。

圖2 試驗用砂粒徑分布曲線

1.2.2 試驗模型設計

為模擬不同防滲墻高度對堤防安全性影響,設計進行56cm、43cm和30cm共3種隔板高度的試驗,不同隔板高度代表不同防滲墻高度。3種隔板高度對應的試驗裝置斷面見圖3。

圖3 壩基模型斷面及測點布置

由圖3可以看出,為便于測量防滲墻端部的測壓管水頭,各測點主要布置在各級隔板頂端的附近。3種不同隔板高度的試驗裝置統(tǒng)一的測點編號如圖3（d）所示。

1.2.3 壓力組合設計

為研究滲流場-應力場的耦合作用,在3種隔板高度下,依次進行了從不加壓狀態(tài)到逐級加壓狀態(tài)下的試驗,各級壓力組合見表1。

表1 壓力組合

2 試驗成果及分析

對上述3種隔板高度分別進行不同軸向應力狀態(tài)的缺級配砂礫石強透水地基的滲流-應力耦合試驗。鑒于篇幅所限,在此以43cm隔板為例加以論述,并將分析結(jié)果與56cm隔板和30cm隔板對比。

2.1 堤基滲透坡降與出砂量及應力狀態(tài)的關系

由于采用的是缺級配砂礫石模擬堤壩的強透水地基,因此在滲透坡降達到臨界滲透坡降時,就會有一定數(shù)量的細砂被水流帶出。試驗中收集一定時間內(nèi)流出的細砂,并根據(jù)平均流量得到此段時間內(nèi)流出的水量,將細砂與水的質(zhì)量比值定義為出砂的含砂率,可以得出各級軸向應力狀態(tài)下出砂的含砂率與滲透坡降的對應關系,試驗成果如圖4所示。

圖4 不同應力狀態(tài)下出砂量與滲透坡降的關系

由圖4可知:

a.不加壓狀態(tài)下,即軸向應力為0mPa時,當滲透坡降達到0.712時開始出砂,即發(fā)生了滲透破壞。隨著滲透坡降逐漸增大,出砂量也逐漸增大,當滲透坡降達到1.476時出砂量有明顯的增幅；繼續(xù)增大滲透坡降到1.677,出砂量開始下降,隨后又隨著滲透坡降繼續(xù)增大。分析認為,這是由于部分顆粒發(fā)生運移后,其空隙被附近的顆粒填充,形成暫時的阻塞,所以出現(xiàn)了出砂量下降的現(xiàn)象,而隨著滲透坡降的進一步增大,顆粒繼續(xù)進行運移,于是出砂量又繼續(xù)上升。

b.各組出砂量均是在滲透坡降逐漸增大至穩(wěn)定時測量得到的,每一組的滲透坡降增幅不大,因此圓柱筒內(nèi)的砂試樣受到的滲透沖擊力也比較小,每組出砂量的變化不顯著。為了進一步研究在較大滲透沖擊力作用下的出砂量變化,在不加壓狀態(tài)下將溢流桶重新降低至滲透坡降為0.75,待滲流穩(wěn)定之后,把收集細砂的濾網(wǎng)放在出水口處,然后將滲透坡降一次性增大到1.96。觀察到出水口處水流流速驟然增大,大量細砂被水流沖出,水流顏色也較為渾濁,只60s就收集到41.318g細砂?？梢?水位驟升帶來的滲透坡降突增對堤基的滲透破壞較大。一級加壓狀態(tài)下,即軸向應力為0.2mPa時,滲透坡降從0.244逐漸增大到2.166,滲透坡降增大了1.922,出砂量增加了0.57g。再次進行滲透坡降驟然增大的試驗:降低溢流桶至滲透坡降為0.776,待滲流穩(wěn)定之后,把收集細砂的濾網(wǎng)放在出水口處,然后將滲透坡降一次性增大到3.058,60 s內(nèi)收集到7.15g細砂,滲透沖擊力的破壞作用十分明顯。

c.由于試驗過程中滲透坡降是逐漸遞增的,無法準確觀測到每組試驗顆粒起動瞬間的情況,在此認為當含砂率為此次試驗中可檢測到最小含砂率的一半（即0.3×10-5）時顆粒開始起動,定義此時的滲透坡降為管涌臨界滲透坡降。參考試驗數(shù)據(jù)和圖4,得到軸向應力與臨界滲透坡降關系,見圖5。

圖5 軸向應力與臨界滲透坡降關系

由圖5可知,管涌臨界滲透坡降隨著軸向應力的增大而逐漸增大,由此擬合出軸向應力與臨界滲透坡降的經(jīng)驗公式為

式中:icr為防滲墻的臨界滲透坡降；P為軸向應力,mPa。擬合的相關系數(shù)為0.9321。

需要說明的是,該經(jīng)驗公式是在圖2砂粒級配、試樣的孔隙率為22％、隔板高度為43cm、滲透坡降在0.2～3.8之間、軸向應力為0～1.0mPa等條件下得到的。

2.2 堤基模型內(nèi)測壓管水頭分布情況

監(jiān)測壩基模型內(nèi)16個測點在不同滲透坡降、不同應力狀態(tài)下的測壓管水頭分布,并對比3個不同防滲墻高度的壩基模型試驗結(jié)果,用surfer7.0繪制測壓管水頭分布圖,不加壓狀態(tài)下的測壓管水頭分布如圖6所示?？梢钥闯?3種防滲墻高度下,整體的滲流趨勢是相似的,即防滲墻的上游側(cè)與下游側(cè)滲透水流較為穩(wěn)定,滲透水流的測壓管水頭從上游到下游逐級遞減。總體上看,防滲墻上游側(cè)水頭損失大于下游側(cè)水頭損失,防滲墻端部水頭降幅明顯大于其他位置,并在端部附近區(qū)域形成了繞流區(qū),可以推斷,該區(qū)域滲流速度也較大。

圖6 不同防滲墻高度的壩基模型測壓管水頭分布（單位:m）

不同隔板高度下端部梯度與平均梯度比較分析見表2。這里平均梯度為圖6中進水口和出水口水頭差與滲徑的比值,防滲墻端部梯度為隔板端部水頭差與隔板厚度的比值?？梢钥闯?端部梯度遠大于平均梯度,即端部水頭差所占比重較大。隨著防滲墻高度的增加,這種比重有些微的降低,但保持在同一數(shù)量級內(nèi)。防滲墻端部始終存在著水頭等值線密集現(xiàn)象,并不因防滲墻高度的增大而消失。

表2 防滲墻端部梯度與平均梯度的對比

2.3 堤基防滲墻端部破壞比降與應力狀態(tài)關系

由上文可知,堤基防滲墻端部的滲透速度明顯大于其他位置,同等條件下,防滲墻端部土體更易發(fā)生局部滲透破壞,進而誘發(fā)堤壩的整體破壞。因此,有必要進一步研究應力狀態(tài)與防滲墻端部滲透破壞坡降的關系。

定義試驗過程中檢測到的出砂量驟增時端部水力坡降為端部破壞坡降,測量此時防滲墻端部9號和10號測點的水頭值（見圖3）,可以計算出水頭差H,滲徑L為9號10號測點之間的距離,這里將H/L近似認為是防滲墻端部附近較小范圍內(nèi)的平均坡降。在不同軸壓狀態(tài)下進行測量計算,可得到軸向應力與防滲墻端部破壞坡降的關系,見圖7。由圖7可知,防滲墻端部的破壞坡降較大,軸向應力與防滲墻端部的破壞坡降呈線性關系,擬合出的端部破壞坡降與軸向應力的經(jīng)驗公式為

式中i為防滲墻端部的破壞坡降。擬合的相關系數(shù)為0.9976。

圖7 軸向應力與防滲墻端部破壞坡降的關系

需要說明的是,該經(jīng)驗公式是在圖2砂粒級配、試樣的孔隙率為22％、滲透坡降在0.2～3.8之間、隔板高度為43cm、軸向應力為0～1.0mPa等條件下得到的。

3 結(jié) 論

a.隨著滲透坡降逐漸增大,出砂量并不隨之線性增長,而是呈現(xiàn)逐漸增大—短暫減小—繼續(xù)增大的趨勢,說明伴隨著顆粒的運移—堵塞—堵塞被沖開—再運移的運動過程,堤基管涌反復遞增地發(fā)展。另外,水位驟升引起的滲透坡降突然增大會產(chǎn)生極大的滲透沖擊力作用,并對堤基滲透破壞產(chǎn)生很大影響。

b.堤壩缺級配砂礫石強透水地基模型的臨界滲透坡降隨著軸向應力的增大而逐漸增大。

c.在上游高水頭的作用下,滲透水流的測壓管水頭從上游進水口到下游出水口逐級遞減,而堤基防滲墻端部的測壓管水頭梯度明顯大于其他位置。由此可以推斷,同等條件下,防滲墻的端部位置的滲流速度較大,更容易發(fā)生滲透變形破壞。

d.在整個防滲墻滲流輪廓線上,防滲墻端部的滲流水頭梯度最大。對于防滲墻整體來說,滲流通道增長,平均滲透坡降減小。而端部局部的破壞坡降較大,普遍大于實際工程中的允許坡降。從總體上看,適當增加防滲墻高度對于控制滲透破壞的發(fā)生有著積極意義。

e.應力狀態(tài)對防滲墻端部滲透坡降影響很大,軸向應力P與防滲墻端部的滲透破壞坡降i呈線性關系,軸壓越大,端部的滲透破壞坡降就越大。因此,在研究壩基深厚覆蓋層垂直防滲體端部的滲透穩(wěn)定性時,考慮其上覆壓力對提高抗?jié)B能力的有利作用效應是有必要的,也是客觀合理的。同時,也充分印證了對于修建在深厚覆蓋層上的堆石壩或堤防,壩腳下游側(cè)設置一定范圍的壓重體,同樣具有提高覆蓋層滲流出滲部位的抗?jié)B能力之功效。

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中圖分類號:TV139.16

文獻標志碼:A

文章編號:1006- 7647（2016）03- 0036- 05

DOI:10.3880/j.issn.1006- 7647.2016.03.008

基金項目:國家自然科學基金（51579078,51474204）

作者簡介:詹美禮（1959—）,男,教授,主要從事滲流力學、地下水污染及控制技術研究。E-mail:zhanmeili@ sina.com

收稿日期:（2015- 05 27 編輯:鄭孝宇）

Experimental study on seepagegradient of embankment foundations with suspended cut-off walls under differentaxial pressures

ZHANmeili1, YAN Ping1, YIN Jiangshan1, TANG Jian1, ZONG Jinliang2, SHENG Jinchang1, LUO Yulong1

（1.College of Water Conservancy and Hydropower Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China；2.Jiangsu Complete Equipment Co., Ltd., Nanjing 210009, China）

Abstract:In order to study the permeability of highly permeable embankment foundations with suspended cut-off walls, a series of seepage-stress coupling experiments with cut-off walls of three different heights in different axial stress states were carried out.Results show that seepage failure ismore likely to occur at the bottom of cut-off walls because of high seepage velocity there, the average seepagegradient of the embankment foundation decreases with the increase of the height of cutoff walls, and the seepagegradient at the bottom of cut-off walls is alwaysmaximum along the seepage contour line.Stress states have large effects on the seepagegradient of sandgravel foundations with suspended cut-off walls.There is a parabolic relationship between critical seepagegradient of piping and axial pressure.The seepagegradient causing seepage failure at the bottom of cut-off walls increases linearly with the increase in axial pressure.Based on these results, a linear empirical formula for the seepagegradient causing seepage failure at the bottom of cut-off walls, denoted by the axial pressure, is established.

Key words:embankment foundation；seepage failure；cut-off wall；amount of sand production；seepagegradient