侯恩传 田林

摘 要：为了研究在渗流作用下心墙坝采用冲抓套井回填技术（冲抓回填）加固前后上下游坝坡及心墙处的稳定性，以湖南省新化县某黏土心墙土石坝为背景，采用GeoStudio软件、Bishop法和Morgenstern-Price法，建立了有限元非稳定渗流分析模型以及在库水位不同降落速率、低渗透系数冲抓回填材料下的坝体稳定分析模型。计算结果表明：随着库水位降落速率增大，上游坝坡孔隙水压力的消散表现出一定的滞后性，产生指向坡外流动的动水压力，导致安全系数减小即稳定性降低甚至可能失稳；对于下游坝坡和心墙，加固后冲抓回填降低了心墙出逸位置处的水力坡度和坝体的单宽渗流量，下游坝坡安全系数则出现小幅度增加。

关键词：心墙坝；非稳定渗流；浸润线；坝坡稳定性

中图分类号：TV139.14

文献标志码：A

近年来我国中小型水利水电工程问题频出，大多是因为年久失修或之前的施工设计已经不能满足当前的使用要求，除此之外，多变荷载和环境问题也不容忽视［1］。在这些工程中，黏土心墙坝或心墙土石坝是较常见的坝体类型。如果不能对这些土石坝进行及时加固，在持续的渗流作用下可能出现不可估计的严重后果［2］。

已有许多学者对不同加固措施以及在稳定渗流或非稳定渗流下的土石坝稳定性问题进行了大量的分析研究。郑俊峰等［3］借助Flac 3D软件计算分析了在稳定渗流作用下土石坝加固拓宽坝体引起的坝体沉降变化对土石坝稳定性的影响。杨令强等［4］通过对非稳定渗流作用下土石坝的应力和位移监测分析，得出采用低弹模混凝土防渗墙加固后的土石坝应力和位移随库水位的变化规律。尹吉娜等［5］研究了在库水位骤降的条件下，采用混凝土防渗墙加固前后坝体稳定性的增长规律。张寅寅［6］考虑不同排水加固方案，在稳定渗流和非稳定渗流下运用有限元仿真计算坝坡的稳定安全系数，得出采用排水棱体加固坝坡的效果最好。岑威钧等［7］在饱和-非饱和土体渗流理论的基础上，计算得出用于加固坝坡的土工膜破坏前后，坝体内部浸润线和渗流量对土工膜破坏位置和破坏程度的响应规律，进而分析由此对坝体稳定性的影响。然而，目前的研究对渗流作用下采用冲抓套井回填技术加固坝体后，大坝上下游坝坡以及心墙处的渗流稳定性变化规律提及较少。

有些学者认为坝体内部渗流量大小是决定土石坝渗流稳定的控制性因素。彭铭等［8］利用有限元软件与试验相结合的方法，分析得到了随着库水位的上升，心墙高渗区形成的优势渗流通道中通过的渗流是影响坝体稳定性的控制性因素。马明瑞等［9］研究了在不同库水位高度和不同防渗墙深度下渗流进坝体的渗流量大小，以此来定量表征坝体的稳定性。以上研究成果突出了坝体内部渗流量对稳定性的影响，但有时较高的渗流量并不是坝体失稳破坏的直接原因，笔者认为还应综合考虑水力坡度、坝体单宽渗流量、稳定安全系数等指标。

本文以湖南新化县某水库为背景，考虑冲抓回填的低渗透性，采用有限元分析软件GeoStudio对库水位以不同速率降落下的坝坡稳定性进行分析，研究心墙坝加固前后的渗流特性和稳定性变化趋势，为心墙坝在设计和运营阶段以及之后的加固除险提供一定的参考。

1 基本原理

1.1 饱和与非饱和渗流

土石坝在建造运行的过程中，随着库水位的不断变化，在坝体内部会呈现出饱和-非饱和的渗流特征。尤其是在水位迅速下降的过程中，饱和土体内的孔隙水逐渐流失，由曾经的饱和状态转变为非饱和状态，坝体内部饱和区与非饱和区并不是独立存在，其土体中水分子的运动有一定的联系［10-11］。前人研究表明，从饱和土中得出的达西定律在非饱和土的渗流中也同样适用，不同的是随着含水率的变化渗透系数也在不断的变化。基于达西定律二维饱和-非饱和渗流基本方程［12］为

2 非稳定渗流有限元数值分析

2.1 工程概况

本文研究的心墙坝位于湖南省娄底市新化县境内，最大坝高26.42 m，坝顶高程522.40 m，坝顶宽度5 m，坝顶轴线154 m。该水库正常蓄水位为520.7 m，正常库容为1.25×107 m3；死水位为505.5 m，死库容为3.00×104 m3；最大库容为1.35×107 m3且水位不能超过521.29 m。上游坝坡坡比为1∶3，护坡类型为干砌石护坡；下游坝坡坡比从上到下分别为1∶2.5、1∶2.9、1∶3。

由于大坝在施工过程中，心墙填筑土料质量差，土体碾压不密实；同时施工工期较长，施工接合面较多，年久失修，渗漏现象出现，因此采用冲抓回填进行加固。该心墙坝的坝体典型剖面图及网格划分如图1所示。大坝加固前缺少1个冲抓回填分区，这里仅给出加固后的分区图。

2.2 计算模型的边界条件及网格划分

为了分析上下游坝坡在渗流作用下的稳定性，在渗流计算中，水库水位从正常蓄水位520.7 m以不同的速率降落到505.5 m，下游水位保持495.7 m不变。如图1所示，ABC为水位变动边界（即库水位以不同的水头随时间变化的函数关系降落）；EFG為定水头边界 495.7 m；GHIA为不透水边界，对应的流量为0 m3/s。经过有限元网格划分，网格类型主要为三角形和四边形，坝体断面共划分为6 743个单元，6 956个节点。

2.3 土体参数

大坝为黏土心墙土石坝，加固前由心墙、坝壳、坝基、排水棱体4个分区组成，加固后增加1个冲抓回填分区。坝体基本物理力学参数见表1。

土-水特征曲线表征了土体中基质吸力与体积含水率和渗透系数之间的关系。土-水特征曲线由室内测得的土体饱和含水率、压缩性等数据，以及由现场压水试验和注水试验得到的渗透系数，通过Van-Genuchten模型［17］估算得出，如图2所示。

2.4 计算工况

在库水位不同的降落速率下，加固前后坝体内部的渗流场随着时间（库水位相对高程）不断变化，导致多种情况下的上下游坝坡、坝体、心墙等位置处的稳定性问题。为了定量分析坝体在非稳定渗流作用下的坝坡稳定性，依据坝体内部孔隙水压力在不同时刻的变化规律和浸润线（自由水面线）的相对位置，描述坝体内渗流场的变化情况［18］，以及上述渗流作用对坝坡安全系数变化规律的影响。本文设计库水位不同降落速率下3种计算工况的非稳定渗流情况，计算工况见表2。

2.5 非稳定渗流计算

在进行坝坡稳定性计算之前，需要进行非稳定渗流计算以确定库水位变化过程中渗流场的变化规律。利用有限元分析软件GeoStudio中的seep/w模块，设计上游库水位分别以0.1、0.5、1.0 m/d的降落速率从520.7 m降到505.5 m。加固前、加固后不同库水位降落速率下浸润线的变化分别如图3和图4所示。

图3和图4中给出了不同时刻坝体内部自由水面线即浸润线的相对位置，其中0 d时的自由水面线对应稳定状态时的自由水面线。当库水位降落速率v=0.1 m/d时，浸润线基本上与库水位同步下降；当v=0.5 m/d和v=1.0 m/d时，浸润线的曲率发生了明显的变化，表现出明显的滞后现象。

对于加固前的上游坝坡（心墙左侧坝体断面），由图3可以看出：随着库水位降落速率的增加，心墙上游侧浸润线与心墙相交位置的高度随之上升，且降落速率越大浸润线的上升高度越高。当v=0.1 m/d，t=150 d时，浸润线与心墙相交位置的相对高度为12.26 m；当v=0.5 m/d，t=30 d时，相对高度为16.43 m；当v=1.0 m/d，t=15 d时，相对高度为18.67 m，表明浸润线的曲率随着库水位的降落速率增大而显著增加。

这说明在短时间内水位下降即坝体所受到的静水压力迅速减小的过程中，坝体内部的孔隙水压力来不及消散，对上游坝坡产生指向坝坡外侧的负孔隙水压力。当这个力超过临界值时就有发生破坏的可能。当降落速率v由0.1 m/d 增加到0.5、1.0 m/d时，相应的坝体内部渗流场变化的滞后时间也随之变长。具体体现在浸润线的曲率越大，坝体外侧受到的静水压力与坝体内部的孔隙水压力越不平衡，而与稳定状态相差就越大，也就越远离稳定状态［19］。

由于冲抓回填只是对心墙部分进行加固，对于加固后的上游坝体渗流场的影响并不明显，其浸润线在曲率、间距、相对位置上基本没有变化，笔者预期采用冲抓回填加固心墙对上游防渗加固作用可能是微乎其微。

在心墙及下游一侧，加固前后渗流场的变化是很大的，特别是在心墙下游一侧。由于冲抓回填的渗透系数要小于原本坝体黏土心墙的渗透系数，冲抓回填相当于一种新的渗透系数较小的介质从而改变了心墙下游侧浸润线的出逸高度。加固前，心墙下游侧在v=0.1、0.5、1.0 m/d时的最高浸润线的平均出逸高度为12.73 m，加固后则降为9.76 m。这说明冲抓回填能明显降低心墙处的浸润线，可以有效截断通过坝体的渗流，对坐落在土基上的心墙坝来说起到了明显的防渗加固效果。

对于下游坝坡，不同库水位降落速率下浸润线也存在一定的变化，表现为库水位降落速率越大，下游坝坡浸润线的分布范围越小。相较于加固前，加固后的下游坝体浸润线分布范围呈现出小尺度的缩小，在一定程度上增加了坝体的渗流稳定性。由于下游排水棱体的存在，相较于上游坝坡，下游坝坡更能迅速地将坝体内的渗流水通过排水棱体排出，减少了渗流水的流经范围并且降低了下游坝坡处的浸润线出逸高度。

3 渗流作用下的稳定性分析

3.1 坝坡稳定性计算

坝坡稳定性计算在非稳定渗流计算的基础上进行。为了让计算结果更具有说服力，运用在稳定性计算中常用的2种极限平衡分析方法，Bishop法和M-P法。

库水位骤降对应于seep/w模块中的瞬态渗流过程，通过seep/w模块计算出库水位降落过程中坝体内部渗流场随库水位相对高程的变化规律，将结果调入slope/w模块中，实现slope/w与seep/w的耦合分析。根据《碾压式土石坝设计规范》［20］中规定的安全系数范围，定量地对坝坡进行稳定性分析。3种工况下，使用不同极限平衡分析方法得到加固前后上游坝坡的安全系数随库水位相对高程的变化曲线，如图5所示。图中，加固前用空心图形表示，加固后用实心图形表示。

由图5可以看出：M-P法和Bishop法计算的上游坝坡安全系数相差不大且均符合预期，均表现出随库水位高度的不断减小，用来表征坝坡稳定性的安全系数也逐渐减小且加固前后并没有发生明显变化；库水位降落的速率越快，坝坡相同高度下的安全系数则越小。M-P法计算出的安全系数要略小于Bishop法，这可能是因为Bishop法忽略了条间剪力，而M-P法综合考虑了条间剪力和正应力。

在本例中，使用M-P法来分析上游坝坡的稳定性。3种工况下，对应的曲线斜率越大表明安全系数减小得越快，即坝坡从稳定状态到非稳定状态的趋势越来越明显。当v=1.0 m/d时，加固前后上游坝坡的安全系数的最小值均为1.12；当v=0.1 m/d时，安全系数的最小值为1.31，且在加固前后并没有明显的变化；当v=0.5 m/d时，安全系数的最小值为1.20。由规范可知，此大壩的最小安全系数允许值为1.15，库水位以v=1.0 m/d降落到死水位时上游坝坡可能会出现失稳。采用冲抓回填对心墙进行加固后，上游坝坡的安全系数基本没有变化，表明对心墙进行加固对上游坝坡的影响很小甚至可以忽略。

特别地，对上游库水位的降落，下游坝坡则表现出较低的敏感性，安全系数虽出现小范围的增大但并不明显，这里就不再过多分析。

3.2 心墙出逸处水力坡度计算

3种工况下，加固前后心墙出逸位置处的水力坡度随库水位相对高程的变化曲线如图6所示。图中，加固前用空心图形表示，加固后用实心图形表示。

从图6可以看出：心墙出逸位置处的水力坡度随着库水位的降低逐渐增大，且上游水位降落速率越小其起始与终降水力坡度则越大，在终降即库水位相对高程为8 m时，心墙出逸位置处的水力坡度达到最大值。当v=0.1、0.5、1.0 m/d时，加固前水力坡度最大值分别为0.45、0.37、0.23；加固后水力坡度明显减小，最大值分别为0.27、0.13、0.07。综合所有数据，相较于加固前，加固后3种工况下的平均水力坡度降低了约57%、81%、82%，有效提升了心墙以及下游坝体的渗流稳定性。

3.3 坝体单宽渗流量计算

对不同工况下坝体单宽渗流量进行计算，坝体最大单宽渗流量见表3。从表3中可以看出：总贮水量一定，较小的水位下降速率下，渗流进坝体内部的孔隙水明显增多，对应较大的单宽渗流量值，这是符合预期的。最大单宽渗流出现在坝体下游部分，冲抓回填相当于隔水屏障，其降低了坝体内部尤其是心墙处的水头，明显减少了下游坝体内部的渗流量，有利于心墙以及下游坝体的稳定性。

4 结论

本文借助饱和-非饱和土体渗流理论和有限元分析软件，分析了某黏土心墙坝在采用冲抓套井回填技术加固前后、在不同库水位降落条件下坝体内部渗流场的变化规律，以及由渗流导致的坝体稳定性，得出了以下结论：

1）随着库水位降落速率的增大，坝体内部渗流场变化的滞后时间变长，心墙上游侧的浸润线高度也随之上升，而且速率越大浸润线的上升高度越高。当库水位以较快的速率降落时，上游坝体内孔隙水压力的消散速率小于水位下降速率，导致产生指向坝坡外侧的孔隙水压力。当其超过临界值时，坝坡有可能会发生破坏。

2）采用冲抓套井回填技术对心墙进行加固，降低了心墙和下游坝体浸润线的出逸高度，有效截断通过坝体的渗流；然而对上游坝体的渗流场影响并不明显，没有起到对上游坝体的防渗加固效果。

3）对比分析Bishop法和M-P法计算得到的安全系数：随着库水位降落上游坝坡的安全系数逐渐减小，且降落速率越大相同库水位高度对应的安全系数越小。当下降速率v=1.0 m/d，库水位相对高度为12.36 m时，上游坝坡的最小安全系数已经小于《碾压式土石坝设计规范》中要求的最小安全系数值，有可能发生失稳。对上游库水位的降落，下游坝坡表现出较低的敏感性，但安全系数会出现小范围的增加。

4）库水位降落速率越小，相同库水位高度下心墙出逸位置处的水力坡度和坝体最大单宽渗流量越大。采用冲抓套井回填技术加固后，明显降低了心墙出逸位置处的水力坡度和坝体的最大单宽渗流量，有效提升了心墙和下游坝体的渗流稳定性。

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（责任编辑：周晓南）

Comparative Analysis of Stability of Core Dam Before and

After Reinforcement Under Seepage

HOU Enchuan， TIAN Lin*

（Faculty of Architectural Engineering， Kunming University of Science and Technology， Kunming 650500， China）

Abstract：

In order to study the stability of upstream and downstream dam slopes and core walls before and after the core dam is reinforced by Impact-grab Sleeve Wells backfilling technology （impact-grab backfill） under the action of seepage， taking a clay core earth and rockfill dam in Xinhua County， Hunan Province as the background， using GeoStudio software， Bishop method and Morgenstern-Price method， this research establishes the finite element unsteady seepage analysis model and the dam stability analysis model under the conditions of different water level drop rates and low permeability coefficient impact-grab backfill materials. The calculation results show that with the increase of the falling rate of the reservoir water level， the pore water pressure of the upstream dam slope cannot dissipate in time， resulting in the hydrodynamic pressure flowing outward from the dam slope， resulting in the decrease of safety factor， or the decrease and even the loss of stability; for the downstream dam slope and core wall， the hydraulic gradient at the escape position of the core wall and the single width seepage flow of the dam body are reduced after reinforcement， and the safety factor of the downstream dam slope is also increased slightly.

Key words：

core dam; unsteady seepage; saturation line; dam slope stability

收稿日期：2022-03-30

基金项目：云南省教育厅科学研究基金资助项目（2019Y0036）

作者简介：侯恩传（1997—），男，在读硕士，研究方向：地质灾害與防治，E-mail：791711616@qq.com.

通讯作者：田 林，E-mail：365836405@qq.com.