詹美礼,闫 萍,尹江珊,唐 健,踪金梁,盛金昌,罗玉龙（.河海大学水利水电学院,江苏南京 0098；.江苏省设备成套有限公司,江苏南京 0009）



不同轴压下悬挂式防渗墙堤基渗透坡降试验

詹美礼1,闫 萍1,尹江珊1,唐 健1,踪金梁2,盛金昌1,罗玉龙1
（1.河海大学水利水电学院,江苏南京 210098；2.江苏省设备成套有限公司,江苏南京 210009）

摘要:为了研究含悬挂式防渗墙的强透水堤坝坝基在不同轴压状态下的渗透特性,分别开展了3种不同高度防渗墙在不同轴向应力状态下的渗流-应力耦合管涌试验。结果表明:防渗墙端部位置渗透流速较大,更易发生渗透破坏;坝基平均渗透坡降随防渗墙高度增加而减小,防渗墙渗流轮廓线上,防渗墙端部的渗流梯度最大,应力状态对悬挂式防渗墙-砂砾石地基渗透坡降影响显著,管涌临界渗透坡降与轴压呈抛物线关系,防渗墙端部的渗透破坏坡降随轴压增大而线性增大。在此基础上,建立了用轴压表示的防渗墙端部渗透破坏坡降线性经验公式。

关键词:堤基;防渗墙;渗透破坏;出砂量;渗透坡降

在水利工程中,堤基的渗透变形严重影响着堤防工程的稳定性和大坝的安全运行,这其中又以管涌破坏形式最为常见[1-4]。对堤基渗透破坏及防渗处理的研究一直是个重要的课题。毛昶熙等[5]通过试验研究提出了堤基渗流的无害管涌概念,认为管涌有害与否与沿程承压水头分布的不断调整和渗流量变化密切相关。刘杰等[6-7]将复杂的堤基归纳概化为3种类型,分别进行了模拟试验,指出砂基的抗渗强度主要决定于砂土本身的抗渗强度,并对堤基砂砾石层的管涌破坏危害性进行了试验研究,指出在发生管涌破坏后,土骨架的结构不会产生明显变化,但渗透系数会显著增大。陈建生等[8]利用室内试验模拟得出,双层堤基发生管涌破坏后砂层破坏位置主要位于顶部,并与上覆黏土层的破坏过程相互影响。

防渗墙作为有效的防渗加固工程被广泛应用,其中悬挂式防渗墙相较于半封闭和全封闭式防渗墙而言防渗效果并不显著,但对险情的扩展有一定的控制作用[9]。从生态角度考虑,悬挂式防渗墙不影响内外水力联系,有效避免了对下游生态环境的不利影响[10]。对于实际工程的一些深厚覆盖层,在现有技术的限制下防渗墙的插入深度通常不能做成封闭式,因此对悬挂式防渗墙的研究仍有很大的现实意义。张家发等[11]通过对砂槽试验进行数值模拟进一步验证了悬挂式防渗墙的贯入深度对堤防安全有一定改善。王保田等[12]对上层为低液限黏土、下层为低液限粉土的二元结构堤基进行了渗流模拟试验,论证了悬挂式防渗墙有阻滞其渗透变形发展的重要作用,可以有效控制渗透破坏的发生条件。王晓燕等[13]以稳定渗流有限元分析方法为基础,从安全和时效角度出发,对某水电站围堰工程中悬挂式防渗墙深度进行了优化研究。罗玉龙等[14]开展了不同围压状态的悬挂式防渗墙-砂砾石堤基管涌的临界坡降试验研究,基于实验结果提出了由围压表示的管涌临界渗透坡降经验公式。

本文拟从防渗墙的插入深度及堤基所受轴向应力两个变量着手,对悬挂式防渗墙-强透水地基的渗透破坏机制进行进一步试验研究,以便为工程建设和运行管理提供科学依据。

1 试验模型与方案设计

1.1 试验装置及原理

试验使用的装置为河海大学渗流实验室自主研发设计,见图1。

图1 堤基渗流应力耦合试验装置

图1中,加压千斤顶的量程为200 kN,压力显示仪灵敏度为0.1 kN。为方便装填砂试样,选择了高80cm、内径46cm的大圆柱筒。圆筒内壁设卡槽,用来放置不同高度的隔板,隔板厚度1cm。桶壁四周垂直钻了4排圆孔,用来安置细管以测定桶内堤基模型中不同位置的测压管水头,由于测点较多,在示意图中只画出了一侧的4个测压管。除此之外,在进水口和出水口位置也分别连接了测压管,图中标注的软管与测压管相连。溢流桶可以供给0～3.0m的进水水头,通过人工调节溢流桶的高度来改变进水口处水头大小；当需要供给3.0m以上较大水头时,可以利用实验室自来水管的水压,通过控制阀门开关来调节水头。数值大小通过水压表读出,水压表最小分度值为2 kPa。

在堤坝上下游水头差作用下,堤基内颗粒受到渗透力、浮力、颗粒间内聚力和内摩擦阻力的共同作用,当水力坡降达到一定程度时,即能够克服颗粒间内聚力及内摩擦阻力时,颗粒或颗粒群就会发生悬浮、移动。通常把颗粒刚好发生移动时的瞬时水力坡降称为临界水力坡降。当堤基中的细颗粒在达到临界水力坡降后,堤坝内的细颗粒就会沿着骨架颗粒所形成的孔隙管道移动或被渗流带走,即发生渗透变形。土的渗透变形的发生和发展过程主要取决于两个因素:一是土颗粒的组成和结构,即通常说的几何条件；二是水动力条件,即作用在土体上的渗透力。在堤基施加较大的压力时,堤基内土颗粒之间的固结度会不同程度地增大,进而改变土颗粒的几何条件。因此施压后,堤基内土体受到渗流场和应力场的共同作用,并发生变化。

1.2 试验设计

1.2.1 几何条件设计

为使试验砂试样在一定渗流力下发生渗透变形,在参考相关文献[15]的基础上,设计适当的颗粒级配如图2所示。

图2 试验用砂粒径分布曲线

1.2.2 试验模型设计

为模拟不同防渗墙高度对堤防安全性影响,设计进行56cm、43cm和30cm共3种隔板高度的试验,不同隔板高度代表不同防渗墙高度。3种隔板高度对应的试验装置断面见图3。

图3 坝基模型断面及测点布置

由图3可以看出,为便于测量防渗墙端部的测压管水头,各测点主要布置在各级隔板顶端的附近。3种不同隔板高度的试验装置统一的测点编号如图3（d）所示。

1.2.3 压力组合设计

为研究渗流场-应力场的耦合作用,在3种隔板高度下,依次进行了从不加压状态到逐级加压状态下的试验,各级压力组合见表1。

表1 压力组合

2 试验成果及分析

对上述3种隔板高度分别进行不同轴向应力状态的缺级配砂砾石强透水地基的渗流-应力耦合试验。鉴于篇幅所限,在此以43cm隔板为例加以论述,并将分析结果与56cm隔板和30cm隔板对比。

2.1 堤基渗透坡降与出砂量及应力状态的关系

由于采用的是缺级配砂砾石模拟堤坝的强透水地基,因此在渗透坡降达到临界渗透坡降时,就会有一定数量的细砂被水流带出。试验中收集一定时间内流出的细砂,并根据平均流量得到此段时间内流出的水量,将细砂与水的质量比值定义为出砂的含砂率,可以得出各级轴向应力状态下出砂的含砂率与渗透坡降的对应关系,试验成果如图4所示。

图4 不同应力状态下出砂量与渗透坡降的关系

由图4可知:

a.不加压状态下,即轴向应力为0mPa时,当渗透坡降达到0.712时开始出砂,即发生了渗透破坏。随着渗透坡降逐渐增大,出砂量也逐渐增大,当渗透坡降达到1.476时出砂量有明显的增幅；继续增大渗透坡降到1.677,出砂量开始下降,随后又随着渗透坡降继续增大。分析认为,这是由于部分颗粒发生运移后,其空隙被附近的颗粒填充,形成暂时的阻塞,所以出现了出砂量下降的现象,而随着渗透坡降的进一步增大,颗粒继续进行运移,于是出砂量又继续上升。

b.各组出砂量均是在渗透坡降逐渐增大至稳定时测量得到的,每一组的渗透坡降增幅不大,因此圆柱筒内的砂试样受到的渗透冲击力也比较小,每组出砂量的变化不显著。为了进一步研究在较大渗透冲击力作用下的出砂量变化,在不加压状态下将溢流桶重新降低至渗透坡降为0.75,待渗流稳定之后,把收集细砂的滤网放在出水口处,然后将渗透坡降一次性增大到1.96。观察到出水口处水流流速骤然增大,大量细砂被水流冲出,水流颜色也较为浑浊,只60s就收集到41.318g细砂。可见,水位骤升带来的渗透坡降突增对堤基的渗透破坏较大。一级加压状态下,即轴向应力为0.2mPa时,渗透坡降从0.244逐渐增大到2.166,渗透坡降增大了1.922,出砂量增加了0.57g。再次进行渗透坡降骤然增大的试验:降低溢流桶至渗透坡降为0.776,待渗流稳定之后,把收集细砂的滤网放在出水口处,然后将渗透坡降一次性增大到3.058,60 s内收集到7.15g细砂,渗透冲击力的破坏作用十分明显。

c.由于试验过程中渗透坡降是逐渐递增的,无法准确观测到每组试验颗粒起动瞬间的情况,在此认为当含砂率为此次试验中可检测到最小含砂率的一半（即0.3×10-5）时颗粒开始起动,定义此时的渗透坡降为管涌临界渗透坡降。参考试验数据和图4,得到轴向应力与临界渗透坡降关系,见图5。

图5 轴向应力与临界渗透坡降关系

由图5可知,管涌临界渗透坡降随着轴向应力的增大而逐渐增大,由此拟合出轴向应力与临界渗透坡降的经验公式为

式中:icr为防渗墙的临界渗透坡降；P为轴向应力,mPa。拟合的相关系数为0.9321。

需要说明的是,该经验公式是在图2砂粒级配、试样的孔隙率为22％、隔板高度为43cm、渗透坡降在0.2～3.8之间、轴向应力为0～1.0mPa等条件下得到的。

2.2 堤基模型内测压管水头分布情况

监测坝基模型内16个测点在不同渗透坡降、不同应力状态下的测压管水头分布,并对比3个不同防渗墙高度的坝基模型试验结果,用surfer7.0绘制测压管水头分布图,不加压状态下的测压管水头分布如图6所示。可以看出,3种防渗墙高度下,整体的渗流趋势是相似的,即防渗墙的上游侧与下游侧渗透水流较为稳定,渗透水流的测压管水头从上游到下游逐级递减。总体上看,防渗墙上游侧水头损失大于下游侧水头损失,防渗墙端部水头降幅明显大于其他位置,并在端部附近区域形成了绕流区,可以推断,该区域渗流速度也较大。

图6 不同防渗墙高度的坝基模型测压管水头分布（单位:m）

不同隔板高度下端部梯度与平均梯度比较分析见表2。这里平均梯度为图6中进水口和出水口水头差与渗径的比值,防渗墙端部梯度为隔板端部水头差与隔板厚度的比值。可以看出,端部梯度远大于平均梯度,即端部水头差所占比重较大。随着防渗墙高度的增加,这种比重有些微的降低,但保持在同一数量级内。防渗墙端部始终存在着水头等值线密集现象,并不因防渗墙高度的增大而消失。

表2 防渗墙端部梯度与平均梯度的对比

2.3 堤基防渗墙端部破坏比降与应力状态关系

由上文可知,堤基防渗墙端部的渗透速度明显大于其他位置,同等条件下,防渗墙端部土体更易发生局部渗透破坏,进而诱发堤坝的整体破坏。因此,有必要进一步研究应力状态与防渗墙端部渗透破坏坡降的关系。

定义试验过程中检测到的出砂量骤增时端部水力坡降为端部破坏坡降,测量此时防渗墙端部9号和10号测点的水头值（见图3）,可以计算出水头差H,渗径L为9号10号测点之间的距离,这里将H/L近似认为是防渗墙端部附近较小范围内的平均坡降。在不同轴压状态下进行测量计算,可得到轴向应力与防渗墙端部破坏坡降的关系,见图7。由图7可知,防渗墙端部的破坏坡降较大,轴向应力与防渗墙端部的破坏坡降呈线性关系,拟合出的端部破坏坡降与轴向应力的经验公式为

式中i为防渗墙端部的破坏坡降。拟合的相关系数为0.9976。

图7 轴向应力与防渗墙端部破坏坡降的关系

需要说明的是,该经验公式是在图2砂粒级配、试样的孔隙率为22％、渗透坡降在0.2～3.8之间、隔板高度为43cm、轴向应力为0～1.0mPa等条件下得到的。

3 结 论

a.随着渗透坡降逐渐增大,出砂量并不随之线性增长,而是呈现逐渐增大—短暂减小—继续增大的趋势,说明伴随着颗粒的运移—堵塞—堵塞被冲开—再运移的运动过程,堤基管涌反复递增地发展。另外,水位骤升引起的渗透坡降突然增大会产生极大的渗透冲击力作用,并对堤基渗透破坏产生很大影响。

b.堤坝缺级配砂砾石强透水地基模型的临界渗透坡降随着轴向应力的增大而逐渐增大。

c.在上游高水头的作用下,渗透水流的测压管水头从上游进水口到下游出水口逐级递减,而堤基防渗墙端部的测压管水头梯度明显大于其他位置。由此可以推断,同等条件下,防渗墙的端部位置的渗流速度较大,更容易发生渗透变形破坏。

d.在整个防渗墙渗流轮廓线上,防渗墙端部的渗流水头梯度最大。对于防渗墙整体来说,渗流通道增长,平均渗透坡降减小。而端部局部的破坏坡降较大,普遍大于实际工程中的允许坡降。从总体上看,适当增加防渗墙高度对于控制渗透破坏的发生有着积极意义。

e.应力状态对防渗墙端部渗透坡降影响很大,轴向应力P与防渗墙端部的渗透破坏坡降i呈线性关系,轴压越大,端部的渗透破坏坡降就越大。因此,在研究坝基深厚覆盖层垂直防渗体端部的渗透稳定性时,考虑其上覆压力对提高抗渗能力的有利作用效应是有必要的,也是客观合理的。同时,也充分印证了对于修建在深厚覆盖层上的堆石坝或堤防,坝脚下游侧设置一定范围的压重体,同样具有提高覆盖层渗流出渗部位的抗渗能力之功效。

参考文献:

[1]顾淦臣.国内外土石坝重大事故剖析:对若干土石坝重大事故的再认识[J].水利水电科技进展,1997,17 （1）: 13-20.（GUganchen.Dissection of significant incidents of embankment dams in the world:re-recogition of their causes[J].Advances in Science and Technology of Water Resources,1997,17（1）:13-20.（in Chinese））

[2]葛建.堤坝渗透变形及稳定性分析[J].水科学与工程技术, 2005（6）: 48-50.（GE Jian.Analysis of dikes seepage deformation and stabilization[J].Water Sciences and Engineering Technology, 2005（6）: 48-50.（in Chinese））

[3]姚秋玲,丁留谦,刘昌军,等.堤基管涌破坏特性研究进展[J].中国水利水电科学研究院学报,2014,12（4）: 349-357.（YAO Qiuling,DING Liuqian,LIU Changjun,et al.Overview on the research of themechanism of backward erosion piping in dike foundations[J].Journal of China Institute of Water Resources and Hydropower Research, 2014,12（4）:349-357.（in Chinese））

[4]谷跃辉,崔豪.堤防渗透破坏形式与实例分析[J].吉林水利,2015（4）:13-15.（GU Yuehui,CUI Hao.Analysis of seepage failuremodes and failure cases of dum[J].Jilin Water Resources,2015（4）:13-15.（in Chinese））

[5]毛昶熙,段祥宝,蔡金傍,等.堤基渗流无害管涌试验研究[J].水利学报,2004,35（11）:46-53.（MAO Changxi, DUAN Xiangbao,CAI Jinbang,et al.Experimental study on harmless seepage piping in levee foundation [J].Journal of Hydraulic Engineering,2004,35（11）:46-53.（in Chinese））

[6]刘杰,崔亦昊,谢定松.江河大堤均匀砂基渗透破坏机理试验研究[J].岩土工程学报,2008,30（5）:643-645.（LIU Jie,CUI Yihao,XIE Dingsong.Failuremechanism of seepage in uniform sand foundation of river levee [J].Chinese Journal ofgeotechnical Engineering, 2008, 30 （5）: 643-645.（in Chinese））

[7]刘杰,谢定松,崔亦昊.江河大堤堤基砂砾石层管涌破坏危害性试验研究[J].岩土工程学报,2009,31（8）: 1189-1191.（LIU Jie, XIE Dingsong, CUI Yihao.Destructive tests on piping failure of sandygravel layer of river dikes [J].Chinese Journal ofgeotechnical Engineering,2009,31（8）: 1189-1191.（in Chinese））

[8]陈建生,何文政,王霜,等.双层堤基管涌破坏过程中上覆层渗透破坏发生发展的试验与分析[J].岩土工程学报,2013,35（10）:1778-1783.（CHEN Jiansheng, HE Wenzheng, WANG Shuang, et al.Laboratory tests on development of seepage failure of overlying layer during piping of two-stratum dike foundation[J].Chinese Journal ofgeotechnical Engineering,2013,35（10）: 1778-1783.（in Chinese））

[9]张家发,吴昌瑜,朱国胜.堤基渗透变形扩展过程及悬挂式防渗墙控制作用的试验模拟[J].水利学报,2002, 33（9）: 108-111.（ZHANG Jiafa, WU Changyu, ZHUguosheng.Experimental study on seepage deformation propagation control using impervious wall of suspension type[J].Journal of Hydraulic Engineering,2002,33（9）: 108-111.（in Chinese））

[10]毛昶熙.悬挂式防渗墙的优越性[J].中国水利,2010 （8）:41-42.（MAO Changxi.The superiority of suspended cut-off wall[J].China Water Resources,2010（8）:41-42.（in Chinese））

[11]张家发,朱国胜,曹敦侣.堤基渗透变形扩展过程和悬挂式防渗墙控制作用的数值模拟研究[J].长江科学院院报, 2004, 21（6）: 48-50.（ZHANG Jiafa, ZHUguosheng,CAO Dunlu.Numerical simulation of seepage deformation propagation in dyke foundation and effects of cut-off wall of suspension type [J].Journal of Yangtze River Scientific Research Institute,2004,21（6）:48-50.（in Chinese））

[12]王保田,陈西安.悬挂式防渗墙防渗效果的模拟试验研究[J].岩石力学与工程学报,2008,27（1）:2767-2771.（WANG Baotian, CHEN Xian.Research on effect of suspended cut-off wall with simulation test[J].Chinese Journal of Rockmechanics and Engineering, 2008, 27 （1）:2767-2771.（in Chinese））

[13]王晓燕,党发宁,田威,等.大渡河某水电站围堰工程中悬挂式防渗墙深度的确定[J].岩土工程学报,2008,30 （10）:1565-1568.（WANG Xiaoyan,DANG Faning,TIAN Wei,et al.Determination of depth of suspended cut-off walls in cofferdam of a hydraulic power station in Dadu River[J].Chinese Journal ofgeotechnical Engineering, 2008,30（10）:1565-1568.（in Chinese））

[14]罗玉龙,吴强,詹美礼,等.考虑应力状态的悬挂式防渗墙-砂砾石地基管涌临界坡降试验研究[J].岩土力学, 2012,33（增刊1）:73-78.（LUO Yulong, WU Qiang, ZHANmeili, et al.Study of critical piping hydraulicgradient of suspended cut-off wall and sandgravel foundation under different stress states[J].Rock and Soilmechanics,2012,33（Sup1）:73-78.（in Chinese））

[15] SKEMPTON A W,BROGAN Jm.Experiments on piping in sandygravels[J].Geotechnique,1994,44（3）:449-460.

中图分类号:TV139.16

文献标志码:A

文章编号:1006- 7647（2016）03- 0036- 05

DOI:10.3880/j.issn.1006- 7647.2016.03.008

基金项目:国家自然科学基金（51579078,51474204）

作者简介:詹美礼（1959—）,男,教授,主要从事渗流力学、地下水污染及控制技术研究。E-mail:zhanmeili@ sina.com

收稿日期:（2015- 05 27 编辑:郑孝宇）

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