盛希璇　張肖肖　盛喬華　王璠　羅玉龍

摘要：為研究深厚覆蓋層內防滲墻端部土體潛蝕發(fā)生發(fā)展規(guī)律，開展了不同上覆壓力作用下深厚覆蓋層內防滲墻端部土體的潛蝕模型試驗研究。通過在防滲墻端部設置可示蹤移動的彩砂區(qū)來直觀反映潛蝕發(fā)展過程中細顆粒的運移軌跡，并以內部滲透梯度、滲流量為指標詳細描述了土體潛蝕發(fā)生發(fā)展破壞的全過程。試驗結果表明：不同上覆壓力作用下深厚覆蓋層內防滲墻端部土體潛蝕發(fā)展過程可分為滲透穩(wěn)定階段、發(fā)生階段、發(fā)展階段和破壞階段;上覆壓力越大，潛蝕發(fā)生時上下游水頭差越大，且潛蝕發(fā)生一發(fā)展一破壞時上下游水頭差與上覆壓力呈線性關系。研究發(fā)現(xiàn)，在試驗條件下，發(fā)生運移的細顆粒粒徑主要在2 mm以下，上覆壓力越大細顆粒向下游運動的距離越長，說明潛蝕發(fā)生時細顆粒的運移規(guī)律具有一致性。但不同上覆壓力作用下，土體發(fā)生潛蝕的臨界坡降不同，且滲徑略有差異。

關鍵詞：深厚覆蓋層地基;潛蝕;上覆壓力;模型試驗

中圖分類號：TV139.16

文獻標志碼：A

doi：10.3969/j .issn.1000- 1379.2019.04.022

深厚覆蓋層是指堆積于河床之中.厚度大于30 m的第四紀松散堆積物[1].是一種內部不穩(wěn)定土，而潛蝕是指滲流攜帶內部不穩(wěn)定土體中的部分細顆粒在骨架孔隙中運移流失，逐漸在地基內部形成局部被掏空、局部被充填的現(xiàn)象[2-3]。張文倬[4]提出深厚覆蓋層的地層結構差異顯著，地質成因多樣，內部常存在塊石架空層.建壩后在上下游水頭差作用下會形成強滲透作用，這為深厚覆蓋層壩基內部發(fā)生潛蝕提供了物質條件、滲流出口條件和水力條件。因此，有必要開展深厚覆蓋層滲透穩(wěn)定尤其是工程上關心的局部潛蝕的研究工作，為在深厚覆蓋層建高土石壩基礎處理設計等提供理論依據(jù)。

深厚覆蓋層地基的滲透穩(wěn)定性問題即潛蝕問題，潛蝕的發(fā)展將進一步加劇地基物理力學性質的不均勻性，進而造成地基不均勻沉降[5].破壞壩體或壩基防滲體[6]，威脅大壩安全。結合工程實踐，潛蝕對大壩安全的威脅很大，如巴基斯坦的Tarbela大壩、加拿大的Three Sisters大壩、WAC Bennett大壩和南非的Mogoto大壩等因潛蝕的發(fā)展而導致水庫蓄水后在不同部位出現(xiàn)了大量深坑和塌陷，嚴重威脅了大壩安全。巴基斯坦Tarbela大壩是一個以壩體填方量最大、不透水鋪蓋最長而著名的工程，1974年第一次蓄水，若干年后上游鋪蓋出現(xiàn)了362個塌坑，塌坑最大直徑達12.2 m、深4.0 m，下游滲流量高達9.4 m/s.水庫因此被迫放空[7]。大量的大壩事故表明，不穩(wěn)定土體深厚覆蓋層內的地基潛蝕對壩體或壩基的防滲結構危害極大，而防滲墻是控制壩體地下滲流的主要部位，能夠增大墻體邊界的滲透坡降，提高潛蝕發(fā)生的概率：由地質結構和顆粒組成決定防滲墻端部的滲流速度最大，這就決定了防滲墻端部是潛蝕極易發(fā)生部位：由潛蝕引起的壩體變形一局部塌陷及不均勻沉降會威脅大壩的安全穩(wěn)定[8]。因此，研究不穩(wěn)定土體深厚覆蓋層內潛蝕問題，特別是防滲墻端部的潛蝕，對大壩安全和地基處理非常重要。

對于潛蝕發(fā)生條件的研究，最初僅考慮水力條件的影響。Skempton等[9]提出了應力折減因子的概念，并推測內部不穩(wěn)定砂礫料的骨架可能承擔了大部分有效應力，而填充料僅分擔很小的有效應力，因此填充料可以在很小的坡降下發(fā)生移動。應力折減因子的提出為從細觀角度認識內部侵蝕的機理提供了一條可行的路徑。隨著研究的深入，眾多學者開始關注土體所處應力狀態(tài)對內部侵蝕發(fā)生條件的影響。Moffat等[10-11]探討了軸向壓力對內部侵蝕發(fā)展的影響，指出內部侵蝕臨界坡降與豎向有效應力呈線性關系。蔣中明等[12-13]的研究也表明，臨界坡降與軸向壓力之間呈線性關系。謝定松等[14-15]研究了深厚覆蓋層土體滲透試驗的縮尺原則，并探討了土體密度、級配及軸向壓力對抗?jié)B坡降的影響，結果表明抗?jié)B坡降與干密度、細顆粒含量、軸向壓力之間均呈線性關系。羅玉龍等[16-17]研制了滲流一侵蝕一應力耦合內部侵蝕試驗裝置，開展了非穩(wěn)定流條件下內部侵蝕發(fā)展規(guī)律的研究，發(fā)現(xiàn)非穩(wěn)定流條件下內部侵蝕破壞坡降明顯小于穩(wěn)定流條件下的破壞坡降。Richards等[18-19]研制了真三軸管涌試驗裝置模擬土體的真實應力狀態(tài)，指出內部侵蝕臨界滲流速度能夠更好地描述無黏性土的內部侵蝕發(fā)展過程，它與應力狀態(tài)、孔隙水壓力有關。馮樹榮等[20]針對向家壩左岸壩基破碎巖體開展了原位滲透試驗，結果表明巖體所處應力越大臨界坡降越大。上述研究表明，土體所處應力、水力條件均會對管涌發(fā)展過程產生重要影響。

綜上所述，砂礫石深厚覆蓋層內部侵蝕問題，特別是防滲墻端部潛蝕的危害已經(jīng)越來越多地被眾多學者關注，而深入研究發(fā)現(xiàn)在潛蝕的發(fā)生發(fā)展過程中細顆粒始終在骨架孔隙中移動，土體所處應力狀態(tài)顯著影響骨架的孔隙特性和土體中粗細料的受力情況，進而直接影響潛蝕發(fā)生的幾何和水力條件[10-12]。因此，本文以室內潛蝕流固耦合試驗為基礎，對不同上覆壓力作用下深厚覆蓋層潛蝕的發(fā)生、發(fā)展直至破壞全過程進行探討，分析誘導潛蝕發(fā)生的潛在因素。

1 試驗介紹

1.1 試驗裝置及材料

1.1.1 試驗裝置

本次試驗采用河海大學自行研制的深厚覆蓋層地基潛蝕流固耦合試驗裝置。該裝置包括流失細顆粒收集系統(tǒng)、軸向壓力系統(tǒng)、滲透壓力系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)（見圖1）。

流失細顆粒收集系統(tǒng)可實時收集試驗過程中細顆粒的流失量，其設置在下游出口，運移出試樣的細顆?？赏ㄟ^多孔鋼板進入漏斗形出水口，然后人工收集、烘干、稱量等。上覆壓力系統(tǒng)模擬深厚覆蓋層地基的上覆荷載（如高土石壩的上覆壓力等），最大上覆壓力可達1000 kN（試樣承受的最大上覆壓力為3.0 MPa）。滲透壓力系統(tǒng)模擬深厚覆蓋層土體所承受的上下游滲透壓力差，有低壓和高壓兩種工作模式。低壓由移動水箱提供，最大水頭3m，高壓由上游水庫容器輸出，最大滲透壓力可達0.5 MPa.能夠實現(xiàn)高低水頭的快速切換。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)能夠實時監(jiān)測上覆壓力、沉降、滲流進出口水壓力、模型內部測點孔隙水壓力、土壓力等。

1.1.2 選定顆粒級配

開展?jié)撐g試驗每次裝樣工作量大，耗時長，為了提高工作效率，使大尺度內管涌試驗的滲透破壞現(xiàn)象最明顯，首先要采用常規(guī)滲流試驗筒對5種不同顆粒級配（<5 mm顆粒含量分別為30%、25%、20%、18%、15%）的深厚覆蓋層土料進行初篩。通過一系列滲流試驗筒的管涌試驗發(fā)現(xiàn)：小于5 mm的顆粒含量為30%的深厚覆蓋層土料破壞后在出口端存在大量細顆粒跳躍現(xiàn)象，滲透破壞現(xiàn)象十分明顯，且試驗的延長時間明顯較短。依據(jù)試驗結果和大尺度管涌試驗的土料初選標準，選擇小于5 mm的顆粒含量為30%的深厚覆蓋層土料作為本次潛蝕試驗的土料。潛蝕試驗裝置的有效厚度為30 cm.根據(jù)土工試驗的基本要求，試驗裝置長度最好大于模型土體的最大顆粒粒徑的5倍，本試驗裝置允許的最大顆粒粒徑為6 cm。根據(jù)《土工試驗規(guī)程》（ SL237-1999），對于超粒徑顆粒采用等量替代法進行處理，得到本次潛蝕試驗所采用深厚覆蓋層土料的顆粒級配曲線。計算得到本次采用的深厚覆蓋層土的不均勻系數(shù)C=50。

1.1.3 判定土體內部穩(wěn)定性

由于潛蝕只能發(fā)生在內部不穩(wěn)定土體中，因此需要對試驗所采用的深厚覆蓋層土料的土體內部穩(wěn)定性進行判別。文獻[3，21-23]給出了不同土體內部穩(wěn)定性判別方法。由土的不均勻系數(shù)C可知，本試驗所采用的深厚覆蓋層土料為寬級配的砂礫石土料，符合各判別方法中對土料的描述。由文獻[3，21-23]中4種判別方法的判斷結果可知，本試驗采用的深厚覆蓋層土料為內部不穩(wěn)定土，可以應用于潛蝕試驗研究。

1.2 試驗過程

基于對深厚覆蓋層地基中潛蝕的基本認識，開展不同上覆壓力（工況- 0.2 MPa、工況二0.8 MPa、工況三1.6 MPa、工況四2.4 MPa）下防滲墻端部潛蝕試驗，試驗過程如下。

首先，進行試樣填筑，如圖2所示。試樣填筑步驟：①土料準備，對不同粒徑的土料進行烘干，利用篩分機按照顆粒級配曲線篩分，按照填筑干密度（2. 36g/cm3）及填筑體積（分層填筑高度為10 cm）計算所需土料質量，加少量水將土料拌勻：②黏土層的分層擊實、深厚覆蓋層土料的分層填筑，將深厚覆蓋層土料分成幾份倒人模型槽，利用擊實裝置擊實土料至預定高度，以保證每層土料的密實度相同;③防滲墻的埋設，當填筑土樣高度達到防滲墻端部高度時，開始放置防滲墻;④傳感器的埋設，當模型填筑至傳感器所在高度時，為消除邊界效應影響，所有孔隙水壓力探頭和土壓力計均埋設在裝置中軸線上（見圖3），以便更精確描述管涌發(fā)展過程中滲透坡降、水流狀態(tài)、土壓力的變化情況。分別在上下游進出口設置了相對不透水的黏土層邊界，以便在防滲墻端部形成明顯的滲流集聚效應。為了實現(xiàn)防滲墻端部細顆粒運移流失軌跡的可視化，方便實時監(jiān)測內管涌發(fā)展過程中的細顆粒運動，在內管涌發(fā)生、發(fā)展的關鍵區(qū)域——防滲墻端部下游側設置了彩砂區(qū)。這里將原試驗土料中粒徑小于1 mm的顆粒替換為彩色砂粒，而超過1 mm的顆粒仍然采用原土料。所選彩砂與原顆粒具有相同的比重和類似的顆粒形狀，且顆粒分級和壓實狀況相似，以此期望最大限度地保持彩砂區(qū)物理力學性質與其他區(qū)域一致。

其次，分級施加上覆壓力，記錄施加上覆壓力過程中壓力及位移傳感器的讀數(shù)，施加至指定上覆壓力后，保持后續(xù)試驗中上覆壓力始終不變。

再次，模型土體飽和，并保證模型在較低滲透壓力差作用下緩慢飽和，避免模型在飽和過程中出現(xiàn)滲透破壞，模型飽和完畢后，記錄各測點孔隙水壓力。

最后，分級緩慢施加滲透壓力，施加每一級滲透壓力后保持不變，每隔10 min測量一次滲流量，注意觀察出水的渾濁程度。同時，利用玻璃壁密切關注防滲墻端部及彩砂區(qū)的細顆粒移動情況，做好記錄及現(xiàn)象描述。當滲流量變化不大時，說明模型已達穩(wěn)定狀態(tài)，可繼續(xù)增大滲透壓力，直至發(fā)生明顯破壞時停止施加滲透壓力，結束試驗。

2 試驗結果及分析

2.1 不同上覆壓力下內管涌發(fā)展破壞的全過程

表1給出了不同上覆壓力條件下模型土體在飽和、穩(wěn)定滲流、潛蝕發(fā)生、潛蝕發(fā)展破壞的全過程中滲流量與上下游水頭差的關系。可以看出，滲流量的變化過程能夠很清楚地體現(xiàn)潛蝕的發(fā)生、發(fā)展破壞過程。初始狀態(tài)為模型土體飽和狀態(tài)，土體飽和之后且未發(fā)生潛蝕之前為穩(wěn)定滲流階段，此時水頭差和滲流量都較?。寒斏舷掠嗡^差增大到一定程度時，滲流量有所增大，且滲流水由初始的清水變?yōu)槲⒒鞚釥顟B(tài)，表明內管涌剛開始發(fā)生;當上下游水頭差繼續(xù)增大時，滲流量會發(fā)生劇烈的上下波動，且流出水呈現(xiàn)混濁狀態(tài)，表明此時已發(fā)生明顯的內管涌破壞。

圖4為滲流量與上下游水頭差關系曲線。可以看出：初始階段的水頭差較小，該階段為試驗的第一階段，即模型土體飽和階段，為保證模型完全飽和且不發(fā)生滲透破壞.該階段時間較長。整個模型土體飽和過程中未發(fā)現(xiàn)防滲墻端部上下游附近區(qū)域的細顆粒運移現(xiàn)象（從玻璃壁面一側觀察），同時，下游出口的滲流水為清水，漏斗內未發(fā)現(xiàn)細顆粒流出現(xiàn)象。試驗的第二階段較第一階段水頭差略大，該階段為潛蝕發(fā)生前的穩(wěn)定階段。試驗過程中未發(fā)現(xiàn)防滲墻端部有細顆粒運移現(xiàn)象，下游出口的滲流水為清水，漏斗內也未發(fā)現(xiàn)細顆粒流出現(xiàn)象，說明此階段潛蝕尚未發(fā)生。繼續(xù)增大上下游水頭差為試驗的第三階段，該階段為潛蝕發(fā)生階段，與上一階段相比，該階段滲流量顯著提高，同時出口滲流水開始呈微混濁狀態(tài)，說明潛蝕開始發(fā)生。到了試驗的第四階段，即潛蝕發(fā)展破壞階段，水頭差逐漸達到最大值，且分級施加滲透壓力。在上下游水頭差逐漸增大的過程中，首先，防滲墻端部上游側有細顆粒向下游移動，而防滲墻下游側彩砂區(qū)內及彩砂向上層土體中也有明顯的細顆粒運移現(xiàn)象，表明潛蝕已處于發(fā)展階段;其次，距離防滲墻端部較遠的下游側的孔隙水壓力計的讀數(shù)始終不能穩(wěn)定，上下波動，表明該區(qū)域的水流狀態(tài)已發(fā)生改變，防滲墻端部下游側較遠區(qū)域也已經(jīng)發(fā)生明顯的細顆粒運移;再次，繼續(xù)施加滲透壓力后，防滲墻端部的上游側形成滲漏通道，出現(xiàn)明顯的、時間較短的間歇性細顆粒跳動現(xiàn)象，同時防滲墻端部下游側的彩砂區(qū)也出現(xiàn)明顯的、持續(xù)的細顆粒跳動現(xiàn)象，滲出水依然呈微混濁狀態(tài)，表明潛蝕依然處于發(fā)展過程中：最后，持續(xù)增大上下游水頭差和滲透壓力后，防滲墻端部下游側彩砂區(qū)上方的砂粒跳動更加明顯、劇烈，下游出口處形成明顯滲漏通道，下游出口處流出大量細砂，滲出水開始由微混濁狀態(tài)轉變?yōu)榛鞚釥顟B(tài)，此時的流量明顯大于潛蝕發(fā)生時的滲流量，說明潛蝕已處于發(fā)展破壞階段。

對于工況一，潛蝕從發(fā)生到發(fā)展破壞階段的滲流量并不是單調遞增的，潛蝕發(fā)生后流量由10.7 mL/s突增到13.6 mUs.下游出口的滲流水也由清水變?yōu)槲⒒鞚釥顟B(tài)。繼續(xù)增大上下游水頭差后，滲流量下降至11.2 mL/s，滲流水也由混濁狀態(tài)變?yōu)榍逅?。產生這種現(xiàn)象的原因可能是細顆粒的大量運移導致孔隙淤堵，暫時抑制潛蝕的發(fā)展。繼續(xù)施加滲透壓力后，下游出口處流出大量細砂，滲出水重新呈混濁狀態(tài)。與上一級水頭差相比，本級水頭差作用下，流量驟增，清水變渾水，可能是大部分淤堵孔隙被重新沖開所致。在整個試驗過程中，發(fā)現(xiàn)其他工況與工況一的潛蝕發(fā)展破壞階段的流量變化十分相似，說明管涌的發(fā)展過程并不是一直持續(xù)的，而是存在細砂侵蝕運移、淤堵于孔隙中、重新沖開孔隙、重新運移等眾多復雜現(xiàn)象[17]。隨著上下游水頭差的增大，下游出口處的細砂并不是一直增加的，而滲流水出現(xiàn)時清水時混濁的現(xiàn)象，原因是細顆粒在滲流通道的運移過程中，當遇到大于其直徑的滲流通道時，細顆粒可以持續(xù)運移，而當細顆粒直徑大于滲流通道時，細顆粒將堵塞孔隙，導致后面的細顆粒一起停留在堵塞位置，直到繼續(xù)增大滲透壓力，使得細顆粒沖開堵塞的孔隙時滲流水會帶出更多的細砂，但之后孔隙通道可能繼續(xù)堵塞。即管涌的發(fā)展破壞過程就是一個運移一堵塞一堵塞沖開一重新運移的緩慢的、循環(huán)往復的過程[17]。

工況二下滲流量變化趨勢與其他工況的變化趨勢略有不同，其潛蝕破壞時的滲流量小于潛蝕發(fā)生時的滲流量，原因可能是可移動細顆粒流向下游滲流出口段并堆積填實，改變了滲流量的變化趨勢，這是潛蝕與常規(guī)管涌的不同之處。同時，工況三潛蝕發(fā)生之前，下游出口處出現(xiàn)較明顯的滲漏通道，大量砂粒運移流失，但是這并不表明此時已發(fā)生潛蝕，而只是下游出口附近發(fā)生常規(guī)管涌導致的，防滲墻端部并未出現(xiàn)潛蝕。這也進一步證明潛蝕與常規(guī)管涌是有明顯區(qū)別的。

分析滲流量變化與潛蝕發(fā)生、破壞的對應關系可以看出，潛蝕的發(fā)展過程具有一致性，均包括潛蝕發(fā)生前的穩(wěn)定滲流階段、潛蝕發(fā)生階段、潛蝕發(fā)展和破壞階段。同時，潛蝕發(fā)生和破壞時有一定預兆和標準。

潛蝕發(fā)生判別標準：防滲墻端部附近孑L隙水壓力出現(xiàn)上下波動，防滲墻端部出現(xiàn)細顆粒移動現(xiàn)象，滲流量突然變化，滲出水變混濁等。潛蝕破壞判別標準：防滲墻端部發(fā)生非常劇烈的、大范圍的細顆粒移動現(xiàn)象，滲流量再次突然變化，滲出水變混濁等。

整理不同工況下潛蝕發(fā)展全過程滲流量變化發(fā)現(xiàn)，上覆壓力與上下游水頭差呈現(xiàn)明顯的線性關系（見圖5）。按照線性關系擬合得到潛蝕發(fā)生和破壞時上覆壓力與上下游水頭差的關系分別為y= 702.2x -124.7（相關系數(shù)力0.79）、y=768.2x+439.6（相關系數(shù)為0.96）。

從擬合公式可以看出，上覆壓力越大，潛蝕發(fā)生、破壞時的上下游水頭差越大，深厚覆蓋層越不容易破壞。

2.2 細顆粒運移軌跡分析

在前述潛蝕試驗中觀測到，細顆粒運移明顯集中的區(qū)域有防滲墻端部上游側、防滲墻端部下游側的彩砂區(qū)及與其相鄰的上層土體、下游出口附近區(qū)域。防滲墻端部上游側的細顆粒運移主要有2種路徑：沿著滲流方向，斜向下繞過防滲墻端部進入下游側;沿著防滲墻端部上游側的薄弱部位向上移動。

為了使深厚覆蓋層地基中不同區(qū)域內細顆粒運移情況更加清晰，針對4種不同應力狀態(tài)的試驗，選擇特定區(qū)域（防滲墻端部上游側、彩砂區(qū)、與彩砂區(qū)相鄰的上層土體、下游出口附近區(qū)域）進行試驗前后的顆粒級配分析，整理之后得到不同工況下顆粒級配曲線。為了更直觀地表現(xiàn)細顆粒運移規(guī)律，將不同工況下有明顯差別的顆粒級配曲線段進行放大，見圖6。

漏斗里收集的主要是粒徑在2 mm以下的顆粒，結合圖6發(fā)現(xiàn)，不同工況下流失細顆粒的特定區(qū)域有所不同。這說明潛蝕發(fā)生時細顆粒的運移規(guī)律具有統(tǒng)一性，滲出水帶出的主要是粒徑在2 mm以下的細顆粒，但潛蝕破壞時細顆粒運移一堵塞一沖開一再運移的循環(huán)過程因上覆壓力的不同而略有差異。圖6（a）為0.2 MPa上覆壓力的試驗前后顆粒級配曲線局部放大圖，可見防滲墻端部上游側、下游出口等區(qū)域的顆粒級配在試驗后變化不大，彩砂區(qū)的顆粒級配變化相對比較明顯，且1.0 - 2.0 mm的細顆粒含量有所增大、0.5 - 1.0 mm的細顆粒含量有所減小。產生這種級配變化可能是來自防滲墻端部的粒徑為1.0 - 2.0 mm的細顆粒大量進入了彩砂區(qū)，而彩砂區(qū)中粒徑為0.5 -1.0 mm的細顆粒大量運移出彩砂區(qū)所致。從圖6（b）可以看出，工況二與工況一特定區(qū)域細顆粒移動現(xiàn)象類似。圖6（c）為1.6 MPa上覆壓力條件下試驗前后細顆粒級配曲線局部放大圖，可見試驗后變化明顯的區(qū)域是下游出口處，而防滲墻端部上游側和彩砂區(qū)試驗后變化相對較小。對于下游出口區(qū)而言，試驗結束后.2 mm粒徑以下顆粒的含量均有不同程度的減小，這與工況一和工況二的試驗結果略有差異，造成這種現(xiàn)象的原因可能是隨著上覆壓力的增大，防滲墻端部發(fā)生潛蝕所需的滲透壓力增大，在較大滲透壓力作用下滲出水攜帶大量細顆粒向下游運移的距離較遠，細顆粒運移一堵塞一沖開再運移的循環(huán)過程聚集的能量較大，致使細顆粒運移變化明顯的區(qū)域由彩砂區(qū)變?yōu)橄掠纬隹谔?。圖6（d）試驗前后顆粒級配曲線局部放大圖與工況三的類似，進一步證明了上述結論。

3 結論

（1）潛蝕發(fā)生發(fā)展破壞的全過程一般包括潛蝕發(fā)生前的穩(wěn)定滲流階段、潛蝕發(fā)生階段、潛蝕發(fā)展階段及潛蝕破壞階段。①穩(wěn)定滲流階段中無細顆粒運移現(xiàn)象，下游滲出水為清水。②潛蝕發(fā)生階段透過玻璃側板可以觀察到清晰的細顆粒運移流失現(xiàn)象，滲流量驟變，下游滲出水微混濁等現(xiàn)象，說明潛蝕發(fā)生階段深厚覆蓋層土體微觀結構開始改變。③潛蝕發(fā)展階段是潛蝕發(fā)生范圍逐漸向下游擴展，帶動更多、更大粒徑的顆粒運移的階段，深厚覆蓋層土體內部結構發(fā)生變化，局部滲透通道經(jīng)歷堵塞的過程。④潛蝕破壞階段是局部區(qū)域滲漏通道被沖開，防滲墻端部下游側透過玻璃板可以觀察到明顯的滲透通道，滲出水為渾水且流量變化明顯。

（2）在本試驗條件下，運移流失的細顆粒粒徑最大達到2 mm.主要在1 mm以下，同時彩砂區(qū)及下游出口區(qū)域細顆粒運移流失相對比較明顯。

（3）在本試驗模型中，上覆壓力對潛蝕的發(fā)生條件和發(fā)展破壞過程均有非常顯著的影響。隨著上覆壓力的增大，潛蝕發(fā)生、破壞時上下游水頭差等均呈線性增大趨勢。基于試驗結果分別建立了潛蝕發(fā)生和破壞時上下游水頭差與上覆壓力的線性經(jīng)驗關系。

參考文獻：

[1]王運生，黃潤秋，段海澎，等，中國西部末次冰期一次強烈的侵蝕事件[J].成都理工大學學報（自然科學版），2006（1）：73-76.

[2] International Commission on Large Dams（ ICOLD）. InternalErosion of Existing Dams， Levees and Dikes， and TheirFoundations-Volume l：Internal Erosion Processes and En-;ineering Assessment[M].London： Taylor & Francis，2013：164.

[3] WAN C F，F(xiàn)ELL R.Experiruental Investigation of IntemalInstability of Soils in Embankment Dams and Their Founda-tion.[ R]. Sydney： University of New South Wales， 2004：24- 26.

[4] 張文倬，對《砂礫石地基上閘壩滲流控制原理與方法》的討論[J].水電站設計，2000（4）：97.

[5]

Ul H I，HAQ I U.Tarbela Dam： Resolution of Seepage[J].Geotechnical Engineering， 1996， 119（1）：49-56.

[6]

RICE J D， DUNCAN J M. Findings of Case Histories on theLong-Term Performance of Seepage Barriers in Darus[ J].Joumal of Ceotechnical and Ceoenvironmental Engineenng，2010，136（1）：2-15.

[7] TARIQ M S.Control of Seepages Through Deep AlluviumFoundations of Tarbela Daru Project - Pakistan[J].Dam Ma-intenance and Rehabilitation， 2003： 899- 904.

[8] FANNIN R J，SLANCEN P.On the Distinct Phenomena ofSuffusion and Suffusion[J].Geotechnique Letters， 2014（4）：289-294.

[9]

SKEMPTON A W， BROCAN J M.Experiments on Piping in Sandy Cravels[J].Geotechnique，

1994， 44（3）：449-460.

[10]

MOFFAT R M， FANNIN J F J.AHydromechanical RelationGoveming Intemal Stability of Cohesionless Soil[J].CanadianCeotechnical Joumal， 2011 ，48（3）：413-424.

[11]

MOFFAT R M， FANNIN J F J，GARNER S J G J.Spatialand Temporal Progression of Intemal Erosion in CohesionLess Soil[J] .Canadian Geotechnical Joumal， 2011， 48（3）：399-412.

[12] 蔣中明，王為，馮樹榮，等，砂礫石土滲透變形特性的應力狀態(tài)相關性試驗研究[J].水利學報，2013， 44（ 12）：1498-1505.

[13] 蔣中明，王為，馮樹榮，等.應力狀態(tài)下含黏粗粒土滲透變形特性試驗研究[J].巖土工程學報，2014，36（1）：98-104.

[14] 謝定松，蔡紅，魏迎奇，等，覆蓋層不良級配砂礫石料滲透穩(wěn)定特性及影響因素探討[J].水利學報，2014（增刊2）：77-82.

[15] 謝定松，蔡紅，魏迎奇，等.粗粒土滲透試驗縮尺原則與方法探討[J].巖土工程學報，2015，37（2）：369-373.

[16]

LUO Y L，QIAO L，LIU X X， et al.Hydro-Mechanical Ex-periments on Suffusion Under Long-Term Large HydraulicHeads[J].Natural Hazards， 2013.65（3）：1361-1377.

[17] 羅玉龍，吳強，詹美禮，等，滲流一侵蝕一應力耦合管涌試驗裝置的研制及初步應用[J].巖石力學與工程學報，2013， 32（ 10）： 2108-2114.

[18]

RICHARDS K S，REDDY K R.True Triaxial Piping Test Ap-paratus for Evaluation of Piping Potential in Earth Structures[J]. Geotechnical Testing Journal， 2010， 33（1）：83-95.

[19]

RICHARDS K S，REDDY K R.Experimental Investigationof Initiation of Backward Erosion Piping in Soils[ J].Geotechnique，

2012， 62（ 10）： 933 - 942.

[20] 馮樹榮，趙海斌，蔣中明，等，向家壩水電站左岸壩基破碎巖體滲透變形特性試驗研究[J].巖土工程學報，2012，34（4）：600-605.

[21]KENNEY T C，LAU D.Internal Stability of CranularFilters[J].Canadian Ceotechnical Joumal， 1986， 23（3）：420-423.

[22] 11 M， FANNIN R J.A Theoretical Envelope for IntemalInstability of Cohesionless Soil[J].Geotechnique， 2012， 62（1）：77-80.

[23] CHANC D S，ASCE A M. ZHANC L M， et al.CriticalHydraulic Cradients of Intemal Erosion Under ComplexStress States[J].Journal of Ceotechnical and Ceoenviron-mental Engineering， 2012， 139（9）：1454- 1467.

（責任編輯張華巖】