不同水位论文（共5篇）
不同水位论文 篇1
0 引言
水位和流量是指示河流汛情的两个最基本水文要素。流量是洪水波运动的本质,水位则是洪水波形状的表现。水位必然与流量有关,但还要受到河道断面几何形状、水面比降、冲淤变化、回水顶托、人工控制的影响,因此,水位预报比流量预报更复杂[1]。
国内在水位预报方面,多年来一直主要沿用古老的相应水位法和流量演算-水位流量关系转换法,又称为经验分析法。采用该法建立的预报模型,用于有回水顶托、冲淤变化和人工控制河道,预报精度不高,一般仅用于预报洪峰水位,不宜用于预报水位过程。自20世纪70年代计算水力学问世以来,国内外提出了一系列基于水力学理论的水位计算模型,但大多只适用于稳定河床。实际应用中需较详细的河道断面和糙率资料,且河床特征常受冲淤影响随时间变化,故预报精度不高。系统理论和方法向洪水预报技术的渗透是从50年代开始的。它经历了一个从个别方法的借用逐步到系统理论引入的过程[1,2]。水文统计方法就是基于系统论的观点和思维方式,针对水位、流量等预报对象,根据流域实际情况和物理成因,寻找主要的相关因子,建立预报对象和主要相关因子之间的相关关系,利用相关因子的实际取值来预测预报对象的取值。这种方法简单实用,但模型参数没有明确的物理意义,属于黑箱模型。采用不同系统计算方法结果差异较大,所以预报精度很大程度上依赖于水文资料及模型的求解。
当影响水位变化的组成条件复杂、资料条件不完善时,采用统计类模型方法进行水位要素的预报具有较好的适用性。此外水位系列在时序上具有相依性、突变性和随机性等复杂非线性特征,而从数学模型来看,任何一个具有高阶微商的非线性的多元函数都可用线性函数逼近,即又归结为线性模型[2]。黑龙江是以雨水补给为主、积雪融水补给为辅的河流,全部径流中雨水补给约占75% ~80%,融雪水补给约占15% ~20%[3],干流周围缺乏雨量站和温度观测点,且缺少详细的河道工情信息,针对黑龙江干流的水文特性和资料情况,本文以黑龙江干流中游河段长发屯水位站点为研究对象,选取了5种水文统计方法,通过两种途径进行水位过程预报,一种是上下游水位相关,另一种是考虑预报因子和对象的多阶历史水位来预报站点当前水位。
1 研究方法
本文讨论的水文统计方法主要为回归分析方法,包括多元线性回归、多元门限回归、混合线性回归以及基于混合线性回归方法的逐步回归和门限回归(以下简称混合逐步回归和混合门限回归)。前面两种回归分析方法较为简单,水文预报领域应用较多,后面三种方法是建立在多元回归的基础上,加以拓展延伸。
1.1 多元线性回归
多元线性回归分析建模的步骤一般为:选取预报因子,参数估计,模型检验。实际应用时预报因子一般选用上游入流站点水文要素,参数采用最小二乘法估计,最后通过F检验来判断模型是否线性回归显著。设建立的数学模型为:
1.2 多元门限回归
对实测水文资料建模的时候,整体呈一条线性往往是不现实的,实际情况中,常常是分成几段。基于此类问题,建立了多元门限回归模型。它的总体思路为:先将研究空间分割为N个子空间,然后在每一个子空间上建立多元回归模型。实际中L常取为2或3。形成的数学模型如下:
1.3 混合线性回归
设有mv个变量X1,X2,…,Xmv,其中X1是因变量。X1,X2,…,Xmv的观察值序列为Xij,i=1,2,…,mv,j=1,2,…,nt。定义混合线性回归模型为:
式中,pi0+pi,i=1,2,…,mv为各变量的时间滞后。
式(3)中,因变量X1t不仅可以依赖于其自身历史值X1j,j=t-p10-1,…,t-p10-p1,而且还依赖于自变元的某些历史值Xij,j=t-pi0-1,…,t-pi0-pi,i=2,…,mv。模型的预见期为τ=1+min(p10,p20,…,pmv0)。可以用最小二乘估计法进行模型的参数估计。混合线性回归模型与经典的线性回归模型不同,经典的线性回归模型没有体现出因变量自身前后及因变量与各自变量“过去”的依赖关系;混合线性回归模型又与自回归模型不同,自回归模型没有考虑其他变量对因变量的影响。
实际应用中需要从p=p1+…+pmv个备选变量中挑选出对因变量影响最大的一些因子建立模型。通常采用近似最小信息准则即AIC或BIC准则来挑选回归因子[5,6]。用近似最小信息准则挑选回归因子的思想是:从高阶模型到低阶模型逐步剔除不重要变元,使准则函数为最小的模型便是近似最佳模型。设p阶模型的拟合残差方差为[σε(n)]2,则相应的AIC值和BIC值为:
1.4 混合逐步回归
混合逐步回归模型的基本框架及方程形式与混合线性回归模型相似,不同点在于选取自变元时是联合采用AIC准则和逐步回归筛选法来确定模型中应包括的自变元个数及阶数。
逐步回归筛选法是一种双重检验的方法。对于未选入方程的因子,只要它还可以提供显著的解释信息,能使残差平方和下降最多,就可以进入方程;而对于已进入方程的因子,只要在这已建立的过渡方程中不显著,就要从方程中剔除。这是利用求解线性方程中求逆同时并行的方法,使得在计算因子方差贡献和求解回归系数同时进行,计算简便,并且每步都做了检验。通过逐步回归模型引入方程的因子,一定是对预报对象影响显著的因子,此外,它还可以避免因子对预报对象的重复影响。
1.5 混合门限回归
混合门限回归模型就是将门限回归的思想应用到混合线性回归中去,建模的步骤一般为选取预报因子种类,确定门限变量、门限数及门限值,通过AIC准则确定各自变元的阶数,估计各子空间回归系数。此时预报模型为:
2 应用实例
2.1 长发屯水位过程预报方程
长发屯水位站位于黑龙江干流中游河段与俄罗斯境内结雅河交汇处,其水位因上游河流来水影响,地形复杂,缺少详细的河道工情信息,难以采用水力学模型预报,所以本次采用黑箱模型方法进行长发屯水位过程预报。此外长发屯站距离上游干流黑河水位站较近,预见期较短,而由于本文所采用水文资料时间步长为24h,因此上游干流入流选用三道卡水位站,支流选用俄罗斯管辖水文站小沙赞卡作为上边界入流站点。图1为长发屯站附近水系概化图。
由于该站点位于黑龙江干流中游河段,该区6-9月降水占全年降水量的70%~80%左右,且全年径流量的70% 也在这一期间,因此本文中采用的资料数据为三道卡、小沙赞卡(俄罗斯境内站点)、长发屯站2006-2011年的6月1日-9月30日的8∶00水位时间序列,黑河站2006-2011年6月1日-9月30日的8∶00雨量时间序列。
设三道卡、小沙赞卡、长发屯站水位时间序列分别为Z1t,Z2t,Z3t,表示第t日8时水位,m;对各站点水位作相应的一阶差分记为X1t=Z1t-Z1t-1,X2t,X3t同前,称为各站点第t日8时水位涨差,m;P1t代表黑河站分区第t-1日8时至第t日8时雨量,mm。
2.1.1 上下游水位相关
通常上游洪水过程与下游洪水过程具有很好的相关性,因此在做下游洪水水位预报时,上游过去洪水水位过程应该是重要的影响因子。以三道卡、小沙赞卡站的洪水水位Z1t-1、Z2t-1为模型输入,预报长发屯站洪水水位Z3t。
长发屯站水位过程多元线性回归模型为:
长发屯站水位过程多元门限回归模型为:
2.1.2 考虑多阶自变元历史值
为了尽可能准确地预报站点水位,消除水位的非平稳性影响,因此对水位时间序列作一阶差分变换(即水位涨差),同时考虑了区间雨量因素对水位涨差的影响。长发屯站混合回归模型水位过程预报计算步骤为:将该站点上边界入流t日8时以前水位涨差及汇流区间黑河站t-1日8时以前雨量作为模型的输入,计算得该站点t日8时水位涨差预报值,再加上该站点t-1日8时水位,可得该站点t日8时水位预报值。
混合线性回归模型的数学公式为:
式中:Pat-1为黑河站第t-1日8时至第t日8时雨量,mm。
混合逐步回归模型的数学公式为:
逐步筛选分析中认为小沙赞卡第t-3日8时水位涨差对预报对象贡献偏小,在显著性水平0.1下,剔除该因子;此外,引进因子的顺序即因子对预报对象的方差贡献从大到小为:
混合门限回归模型的数学公式为:
在混合门限回归方程中,门限变量Z3t-1是根据预报对象与各预报因子之间的互相关系数取最大选取出来的。而在率定阶段不断对门限变量研究空间进行分割拟合方程,当模型总残差平方和最小时,即确定门限数为2,门限值为8.54。
2.2 预报精度评定
长发屯水位站点采用2006-2010年汛期(6-9月)的水文观测资料率定相应的水位过程预报模型,采用2011年汛期的水位观测资料验证该站的水位过程预报模型,该站点的有效预见期为24h。根据《SL250-2000水文情报预报规范》,可以采用许可误差和确定性系数作为方案精度评定标准,变幅均方差σΔ和确定性系数DC按下式计算:
式中:Δi为预报要素在预见期内的变幅;Δ珚为变幅的均值;n为样本个数;yci为预报值;yoi为实测值;为实测均值。
按上述评定准则,取预见期内的变幅均方差作为许可误差,长发屯站通过上下游水位相关进行水位过程预报的两个预报方案中,多元线性回归模型预报合格率在率定期内为62.0%,验证期内为60%以下,不可用于作业预报;多元门限回归模型预报合格率在率定期内为62.5%,验证期内为68.9%,评定为丙等预报方案,可用于参考性预报。这两种多元回归模型预报结果较差,是因为通过简单的上边界站点入流而建立的线性一阶回归方程并不能有效逼近具有非线性变化规律的水位,且模型没有考虑因变元自身历史值。而通过考虑多阶自变元历史值进行水位过程预报的三个混合回归模型预报方案中,率定期和验证期内预报合格率均达到85%以上,确定性系数也都为0.98以上,因此各混合回归模型预报方案均评定为甲等预报方案,可以用于作业预报。长发屯站的验证结果见表1,汛期(6-9月)水位过程洪峰水位预报结果见表2,预报模型的拟合效果见图2-5。
m
由表1可以看出,根据上下游水位相关预报,多元门限回归比多元线性回归模型的结果好;而考虑多阶自变元历史值预报,3个模型的预报效果相差不大,其中混合门限回归当属最优,该模型的各项预报指标均优于其他模型。
由表2可以看出,预报非线性的水位过程洪峰,3种混合回归模型明显优于通过上下游水位相关的两种模型,其中混合门限回归模型预报洪峰水位与实测洪峰水位误差最小,最为稳定。
除了长发屯站点以外,本文还将5种水位过程预报方法应用于黑龙江其他水位站点上,其中3种混合回归模型均表现良好,在预报精度上均能达到甲等;当上边界入流仅有一个水位站点时,另外两种多元回归模型在预报精度上也能普遍能达到乙等以上。在本实例研究中还需要说明的是,混合逐步回归模型较于混合线性回归模型筛选剔除了一个预报因子(小沙赞卡第t-3日8时水位涨差),且最后预报精度能够不差于混合线性回归模型,但用逐步回归方法挑选回归因子,使用F检验方法进行检验时,如果置信水平选取不当,可能导致误判,使得预报精度变差,这种情况应当尽量避免;此外,相对于混合线性回归模型,虽然混合门限回归模型预报效果较之都要高一点,但是该模型结构较为复杂,在混合线性回归模型程序基础之上又多了自变元与因变元互相关系数计算模块、门限元分段模块、F检验计算模块,且在率定过程中需要对门段数进行试算,不如混合线性回归模型方便,稳定,在对预报精度要求不高的情况下,简单的方法要优于复杂的。
3 结论
针对黑龙江干流汛期洪水的特点和防洪减灾决策的需求,本文采用多元回归模型和基于混合线性回归模型的各种统计相关方法,建立了黑龙江干流中游长发屯站点的水位预报模型,模型有效预见期为24h。率定和验证结果表明,通过简单的多元回归关系来建立上下游水位相关关系,预报效果并不理想,而其他三种混合回归模型预报方案的预报精度均能达到甲等。因此,所提出的混合回归模型方法具有一定的精度和较好的适用性,可以用于作业预报。
上述研究表明,对于水位过程预报,简单的水文统计方法是行之有效的,且模拟精度较高,适用于那些受上游干流及众多支流来水影响,地形复杂,缺少详细的河道工情信息的河流站点作水位预报。应当指出的是,由于大部分的水文统计方法是输入、输出的黑箱模型,其结构和参数全由水文资料率定,倘若流域或河道情况发生变化,对今后每年开展的预报工作,增加新的水文资料的同时,需采用延长后的资料进行实时率定和验证,优化模型参数,提高预报方案精度。
参考文献
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不同水位论文 篇2
水库在我国防洪、灌溉、发电、旅游等水利方面发挥了重要的作用, 但一旦溃决往往会造成重大的人员伤亡和巨大的经济损失。全国已溃坝中土坝所占比例超过90%, 其中0.31%为黏土斜墙坝。水库溃坝的原因主要为漫顶, 其次为渗透破坏和坝坡失稳[1,2]。
水库大坝安全评价可有效诊断水库大坝安全状态, 为后续大坝的运行管理提供支持, 是预防水库大坝溃决的有效方式[3,4]。为加强国内水库大坝安全管理, 水利部于2000年发布了《水库大坝安全评价导则》 (SL258—2000) , 规定一般每5年、最多不超过10年、特殊情况进行特种检查的要求, 对水利大坝和水电站大坝开展安全评价[5]。在《水库大坝安全评价导则》 (SL258—2000) 中, 大坝渗流安全以及大坝结构稳定是安全评价中的2项重要内容[5]。在水库日常运行管理中, 渗流安全和稳定性也是2项重要关注点。
本文以怀柔水库主坝为例, 以现有监测资料为出发点, 在渗流有限元计算分析和基于条分法极限平衡分析的基础上, 分析了不同水位条件下黏土斜墙坝渗流与稳定性态变化。本研究不仅对怀柔水库安全评价中的渗透稳定评价和结构稳定评价奠定基础, 为后续水库运行管理中的日常巡视和应急管理给予帮助, 也为相近条件下的土石坝安全评价分析提供借鉴。
2 工程概况
怀柔水库兴建于1958年, 位于北京市怀柔区西南、潮白河支流怀河山峡出口处, 为一座防洪、供水和调节的综合利用大 (2) 型水库。水库总库容1.44×108m3, 主要建筑物有主坝、4座副坝、东溢洪道、西溢洪道、峰山口输水闸、峰山口防洪闸等。根据《水利水电工程等级划分及洪水标准》 (SL 252—2000) 和《防洪标准》 (GB50201—2014) , 工程等级属于II等, 工程规模为大 (2) 型, 主要建筑物级别为2级, 次要建筑物级别为3级。水库正常蓄水位62.00m, 相应的防洪标准按100年一遇洪水设计, 设计洪水位为64.16m, 2000年一遇洪水校核, 校核洪水位67.73m, 汛限水位为58.00m。
水库主坝为黏土斜墙坝, 下游坝壳区为砂砾料。坝长1088m, 坝顶高程68.00m, 最大坝高23.0m, 坝顶宽5.0m。主坝上游坝脚设置截水槽, 与斜墙一起组成防渗体。主坝坝基上部为卵砾石、粉质黏土层, 下部为卵石、粉质黏土互层。
本文选取怀柔水库主坝为研究对象, 并以主坝最大断面为代表性断面, 开展了不同水位条件下的渗流与稳定性态变化, 并就其变化规律开展研究。
3 怀柔水库蓄水以来水位变化
怀柔水库1958年开始蓄水, 至今没有发生大洪水。通过图1所示的怀柔水库蓄水以来的水位变化可以看出, 怀柔水库运行期的库水位大部分年份在57.0m上下运行。1959年~2014年年底, 库水位最低值为53.00m, 发生日期为1969年6月17日, 库水位最高日均值为62.07m, 发生日期为1973年8月17日。1988年进行了水库提高防洪标准工程, 并于1991年竣工, 1959年~1990年6月11日, 库水位变化于53.00~62.07m, 1990年6月12日~2014年12月31日库水位变化于55.12~60.29m。
在分析不同水位条件下的渗流与稳定性态变化时, 此运行期所展示水位变化仅是当前蓄水位作为常态条件下的一种工况, 还应考虑一些非常态的特征水位工况, 如正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位等。
4 怀柔水库主坝监测位移变化
怀柔水库大坝在修建初始未设监测设施, 所有监测设备均为后期补埋, 其中主坝设有坝体变形观测点。这些设施在水库的运行管理中发挥了重要的作用。1988年, 水库提高防洪标准工程中对主坝进行了加高, 原有的监测设施不能继续使用, 在主坝加高工程完工后, 重新埋设了水平位移观测标点、垂直位移观测标点。
图2和图3为怀柔水库主坝最大断面自1993年以来的垂直和水平位移变化情况。在图2所示的运行期库水位变化条件下, 主坝沉降增量约为3cm, 并且当前发展趋势几乎呈水平状。主坝水平位移过程线在1998年有提升, 最大水平位移增量近4cm, 后续又回落, 其余时间基本呈振荡的形状, 但振荡幅度较小, 一般不超5mm。主坝最大断面的位移监测资料表明, 在图1所示的水位标高下, 主坝的变形已基本稳定, 未发现不良发展趋势, 安全性态正常。
运行期的水位决定了现行的监测结果仅对应于运行期所蓄水位条件下的主坝常态安全性态, 对于正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位等特征水位条件下的非常态安全性态, 在无相应水位条件下的监测资料时, 需以现有水位及监测资料为校正, 通过数值计算的方法, 对这些特征水位条件下的安全性态进行分析。
5 不同水位条件下的渗流性态变化
5.1 计算条件
渗流计算是稳定计算的基础, 在渗流计算之初, 在建立模型、确定计算参数、设定上下游底部边界条件等时, 不仅应考虑渗流自身, 还应兼顾考虑后续稳定计算的需求。
在本次的渗流计算中, 首先依据主坝最大断面建立渗流计算模型, 断面的分区既参考最大断面的实际分区情况, 又兼顾稳定性计算的需要, 并且在有利渗流计算且结果不失真的前提下进行简化。
选取合理的、具备代表性的渗透系数是保证渗流计算结果准确的前提。渗透系数的确定方法一般有2种, 一种是通过试验获取;另一种是通过现场监测到的水位, 通过渗流反分析获取。对于开展安全性评价的大坝, 其已经运行一段时间, 往往也监测到了坝体内的水头, 这时可以通过渗流反分析来确定坝体各分区的渗流系数。但当坝体分区较多的情况下, 单一水头分析可能难以反分析出各个分区的渗透系数, 这时应以防渗体渗透系数的反分析为主。如果可行的条件下, 也可通过试验渗透系数及工程类比, 对反分析的渗透系数作二次验证。表1为本次渗流计算的参数。
二维渗流计算时, 确定计算模型的边界及其条件, 以不使坝体和坝基中的渗流状态失真为原则。计算过程中, 上游坡面依据不同计算工况设置相应的水位边界条件, 下游坡面依据实际情况设计水位边界条件, 模型底部边界多以不透水边界处理。依托案例怀柔水库的上游水位工况共考虑了4种, 分别为当前蓄水位58.00m、正常蓄水位62.00m、设计洪水位64.16m和校核洪水位67.73m。
5.2 渗流性态分析
5.2.1 浸润线与水力梯度
计算表明随着库水位的抬升, 防渗体内的浸润线位置也不断抬升, 并且浸润线的坡度越来越陡, 越来越向防渗体下游侧靠拢。
浸润线坡度表征了水力梯度, 浸润线坡度越陡, 防渗体内水力梯度也就越大。水力梯度较大区域主要位于斜心墙下游侧位置, 并且随着水位的抬升, 防渗体内的水力梯度也不断增大。在校核洪水位内, 防渗体内的水力梯度最大。大坝最大水力比降为5, 位于斜心墙体内, 不会发生渗透破坏;斜心墙与反滤料接触位置的最大水力比降为1.5, 在反滤级配合理的条件下不会发生渗透破坏。从长期的运行情况看, 大坝没有发生过渗透破坏的迹象, 斜墙防渗体起到了良好的防渗作用, 下游测压管内实测水位也一直保持较低的位置水平, 有利于坝体的稳定。
5.2.2 单宽渗流量
大坝在当前蓄水位、正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位四种工况下的单宽渗流量分别为2.4×10-6m3/ (s·m) 、3.2×10-6m3/ (s·m) 、4.4×10-6m3/ (s·m) 和1.3×10-5m3/ (s·m) 。图4为单宽渗流量随水位标高的变化, 从图中可以看出, 单宽渗流量与水位标高的变化呈正比, 随着水位标高的增加而增加。但在不同特征水位之间的单宽渗流量增幅比例却是呈反比, 随着水位标高的增加而降低, 其中以设计洪水位和校核洪水位之间的增幅比例最小, 当前蓄水位与正常蓄水位之间的增幅比例最大。
6 不同水位条件下的稳定性态变化
6.1 计算条件
坝坡稳定计算分析的断面和计算工况与渗流分析相同, 主要是分析最大断面在当前蓄水位、正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位4种工况下的上下游坝坡稳定性, 其中校核洪水位只考虑了上游坝坡的稳定性。通过试验结果、原设计勘察资料、此次安全评价地勘复核及工程类比综合方法确定最终的计算参数, 采用的具体强度指标见表2。
坝坡稳定分析中水的作用主要考虑2种:一种是库水的静水压力;另一种是坝体内的浸润线。库水的静水压力依据水位标高设定, 坝体内的浸润线位置依据渗流计算结果确定。
6.2 稳定性态分析
6.2.1 最危险滑面
图5~图8分别为最大断面在当前蓄水位、正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位4种工况下的上下游坝坡最危险滑面的位置, 其中校核洪水位只计算了下游坝坡最危险滑面的位置。对比可以看出, 随着库水位的不断抬升, 上游坝坡最危险滑面的范围不断缩小, 剪出口不断随着水位的抬升而抬升, 始终略低于所蓄水位。这是因为库水抬升后, 库水的静水压力作用及坝体内部浸润线影响了上游坝体的受力, 从而影响了最危险滑面的位置。不同水位条件下, 下游坝坡的最危险滑面位置几乎不变, 均是从上游坝顶处剪入, 下游坝脚处剪出, 这是因为库水位抬升仅改变了坝体上游侧的浸润线, 而对下游侧的浸润线影响较小。
6.2.2 安全系数
主坝计算断面上游坡在当前蓄水位、正常蓄水位和设计洪水位3种工况下的安全系数分别为3.58、4.42和5.48, 图9为上游坝坡安全系数随水位标高的变化。从图中可以看出, 随着库内水位的抬升, 上游坝坡的安全系数不断增加, 但增幅比例不断降低。由此可以看出, 库内水位的抬升, 影响了上游坝坡的受力影响, 从而也影响了其最危险滑面位置及相应的安全系数。下游坝坡在当前蓄水位、正常蓄水位和设计洪水位3种工况下的安全系数基本相同为2.45, 这是因为库水升高只对斜墙防渗体内的浸润线有影响, 而由于坝壳砂砾石料的透水性大, 下游坝坡内的浸润线位置变幅很小, 因此影响不到下游坡的稳定。下游坝坡在校核洪水位条件下的安全系数略有降低为2.44, 这是因为在校核洪水位条件下, 上游侧浸润线略微进入了最危险滑面内, 从而局部影响了有效应力的分布。各种水位条件下, 主坝下游坝坡安全系数几乎没有变化是因为库水升高只对斜墙防渗体内的浸润线有影响, 而由于坝壳砂砾石料的透水性大, 下游坝坡内的浸润线位置变幅很小, 因此影响不到下游坡的稳定
7 结论
渗透破坏和坝坡失稳是我国大坝溃决的2个主要诱因, 因此渗流与稳定是大坝安全评价和运行管理中的2个主要方面。怀柔水库建库后没有发生大洪水, 现有的监测资料所对应的水位大部分在57.0m上下运行, 低于正常蓄水位62.00m, 相应的监测资料不能反应出正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位等特征水位条件下的主坝非常态安全性态, 因此本文基于已有监测资料, 通过数值计算, 对特征水位条件下的渗流与稳定性态进行了分析。
渗流计算是稳定计算的基础, 在渗流计算流程中应兼顾考虑结构稳定计算的需求, 渗透系数应视条件依据现场监测到的水位进行反分析确定。但当坝体分区较多的情况下, 单一水头分析可能难以反分析出各个分区的渗透系数, 这时应以防渗体渗透系数的反分析为主。
在当前蓄水位、正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位4种水位条件下, 随着库水位的抬升, 斜心墙内的浸润线位置也不断抬升, 并且浸润线的坡度越来越陡, 越来越向心墙下游侧靠拢。水力梯度较大区域主要位于斜心墙下游侧位置, 并且随着水位的抬升, 斜心墙内的水力梯度也不断增大。在校核洪水位条件下, 防渗体内的水力梯度最大。大坝最大水力比降为5, 位于斜心墙体内, 不会发生渗透破坏。斜心墙与反滤料接触位置的最大水力比降为1.5, 在反滤级配合理的条件下不会发生渗透破坏。
随着库水位的不断抬升, 上游坝坡最危险滑面剪出口不断抬升, 安全系数不断增加, 这是因为库水抬升后, 库水的静水压力作用及浸润线影响了上游坝体的受力, 从而影响了最危险滑面的位置及相应的安全系数。随着库水位的不断抬升, 下游坝坡最危险滑面及安全系数变化较小。这是因为库水升高主要影响了斜心墙内的浸润线, 由于坝壳砂砾石料的透水性大, 下游坝坡内的浸润线位置变幅很小, 因此对下游坝坡的最危险滑面及安全系数的影响较小。
在水库日常运行管理及应急管理中, 水库的渗流与稳定性态随水位的演化是日常巡视的关注点, 也是管理中一些措施制定的出发点。通过对怀柔水库黏土斜心墙坝在不同水位条件下的渗流与稳定性态变化分析, 不仅可以从管理的角度掌握大坝在常态和非常态时的运行性态, 从不同水位条件下的渗流出口、滑面位置等角度出发, 在日常管理中确定现场大坝巡视时的重点部位, 确定重点监测位置, 还可以在应急管理时根据滑面的剪出口确定临时反压位置等
摘要：水库大坝失事统计中, 渗透破坏和坝坡失稳是最常见的2项诱因, 并且渗流与稳定也是水库大坝安全评价和日常运行管理中的2项主要内容。论文以怀柔水库主坝为例, 对运行水位条件下的监测变形进行了分析;通过对当前蓄水位、正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位4种水位条件下的稳定渗流计算, 分析了浸润线位置、单宽渗流量、平均水力比降等随水位条件的变化;在稳定渗流计算出的浸润线的基础上, 基于极限平衡法计算了当前蓄水位、正常蓄水位、设计洪水位和校核洪水位4种水位条件下的坝坡稳定性, 分析了上下游坝坡安全系数及滑弧位置等随水位条件的变化。本研究不仅对怀柔水库安全评价中的渗透稳定评价和结构稳定评价奠定了基础, 还可以从管理的角度掌握大坝的运行性态, 从不同水位条件下的渗流出口、滑面位置等角度出发, 为日常管理中确定重点监测位置及现场巡视重点部位提供帮助, 并为相近条件下的土石坝安全评价分析提供借鉴。
关键词：渗透破坏,坝坡失稳,安全评价
参考文献
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不同水位论文 篇3
关键词：有限元分析,强度折减,水位变化,坝坡,稳定性
1 引言
随着我国西部大开发战略的推进, 在基础建设上面实现了大力发展。但在大型基础设施的建设过程中, 不可避免的出现了许多大型边坡, 如基坑边坡、大坝边坡、码头边坡以及路堑边坡等。边坡是一个古老而又经典的问题, 其稳定性分析方法也一直是岩土领域的一个热点问题[1]。目前, 稳定性分析方法[2]主要有极限平衡法[4]、有限元极限平衡法[3]、有限元法以及有限元差分法等。随着计算理论及计算机应用的逐步发展, 强度折减法[5]在工程中不断得到重视, 其不需事先假设滑裂面的形状, 可自动搜索滑裂面, 且不需事先假设条块之间的条间力, 并考虑了土体材料的弹塑性, 可以反映边坡失稳破坏和塑性变形区的发展过程。
2 工程概况
西南地区某拦沙坝工程由右岸混凝土面板堆石坝段、河床埋石混凝土溢流重力坝段和左岸埋石混凝土非溢流重力坝段组成, 坝轴线总长275.60m。其中, 右岸混凝土面板堆石坝段轴线长126.90m, 河床坝段和左岸坝段总长100m。右岸混凝土面板堆石坝坝顶宽8m, 坝顶高程175.30m, 上游坝坡为1∶1.4, 下游坝坡从下至上分别为1∶1、1∶2.1、1∶1.5。大坝填筑至坝顶高程175.3m, 在长江三峡水库降低水位运行后, 库区水位内外高差为4m时, 下游坝坡出现了渗漏现象, 之后又数次发现严重渗漏现象, 经相关专家讨论研究, 采用了坝顶充填灌浆对坝体渗漏进行加固处理。同时又因城区交通拥堵问题, 为缓解交通压力, 相关决策部门决定将该堆石坝作为左右两岸的临时交通道路使用, 大坝在不同运行水位下, 可能造成堆石坝灌浆加固后形成的心墙防渗体破坏、坝坡失稳等问题。鉴于此, 有必要对该堆石坝的上下游坝坡进行稳定性分析。
3 有限元模型
3.1 计算模型与边界条件
根据王俊杰等[6]提出的简化计算方法, 将坝体的剖面简化, 简化如图1所示。在Abaqus软件中, 有限元强度折减计算分析采用平面应变问题来处理, 单元划分采用Abaqus中的受控四边形网格 (Quad-dominated) 自动网格划分功能。有限元网格划分后生成的结点总数为1386, 单元总数为1305, 其中三结点三角形平面应变元 (CPE3) 有24个, 四结点四边形平面应变元 (CPE4) 有1281个。模型底部约束x、y两个方向的位移, 模型两侧约束x方向的位移。
3.2 材料参数
筑坝材料参数详见表1, 本构模型采用Mohr-Coulomb屈服准则, 并采用非关联流动法则 (剪胀角=0) 。
3.3 失稳破坏依据
有限元强度折减法将强度折减、极限平衡原理与弹塑性有限元计算原理相结合, 把土体材料的粘聚力c和内摩擦角φ, 按式 (1) 、式 (2) 所示的形式进行折减, 其中Fr为所设折减系数, 随后把折减以后的粘聚力cm和内摩擦角φm替代原来的粘聚力c和内摩擦角φ, 再次迭代计算, 通过不断调整折减系数, 直到土体达到临界破坏, 此状态下的折减系数即为所求的安全系数。
式中:c和φ是抗剪强度参数;Fr是强度折减系数;cm和φm是土体实际发挥的抗剪强度参数。
目前, 有限元强度折减法中关于边坡失稳的的判断依据[7,8]有3种:以有限元计算的不收敛为标准;将边坡特征部位的位移突变点作为标准;以计算过程中边坡出现贯通且连续的塑性区为标准。本文选用第2种评判标准, 以坝顶点位移突变为失稳判据, 当位移发生突变时对应的强度折减系数即为边坡的安全系数。
4 稳定性计算分析
根据库区的不同运行水位, 对加固后的坝体在通车和不通车作用下的上下游坝坡进行了稳定性分析, 其中, 通车荷载为24.7kN时表示坝顶通车时的作用的荷载, 为0时则表示坝顶不通车。表2为对稳定性安全系数成果表。
4.1 下游水位的影响
工况1~2和5~6的上游水位均为173.67m, 而下游水位分别为173.60m和143.30m, 在下游水位变化的情况下, 上下游坝坡的安全系数随之发生相应的变化。在坝顶通车时, 上游坝坡的安全系数随下游水位降低的降幅为20.2%, 下游坝坡也随之降低, 降幅为24.1%;在坝顶不通车时, 上游坝坡的安全系数随下游水位降低的降幅为19.0%, 下游坝坡也随之降低, 降幅为19.9%。说明在通车情况下, 下游水位的变化对坝坡的稳定性影响略为显著。
4.2 通车的影响
从表2中可发现, 大坝在加固后, 坝顶通车时的安全系数均小于不通车时的安全系数, 其中, 在水位组合为173.67~173.60m和152.00~143.30m时, 坝顶通车对上下游的稳定性影响非常小, 安全系数相差均在1%以内。而在水位组合为173.67~143.30m和152.00~167.30m时, 坝顶通车后对大坝的安全系数的减小有明显的降低, 上游坝坡安全系数降幅分别为2.22%、8.43%, 下游坝坡安全系数降幅分别为5.01%、5.55%。说明水头差越大, 坝顶通车与否对上下游坝坡的稳定性影响更为显著。
4.3 上下游同为高低水位的影响
工况1~4和5~8的上下游水位分别为173.67~173.60m和152.00~143.30m, 分别属于高水位组合和低水位组合, 无论坝顶通车与否, 高水位组合条件下的上下游坝坡稳定性均大于低水位组合的稳定性, 相差约为24%, 说明低水位情况下对坝坡稳定更为不利, 这可能是由于大水位差条件使得坝体水平受力大, 坝身稳定性减弱, 而坝顶荷载的存在有利于抵抗较大水平荷载, 增大了坝体竖向稳定性。
4.4 综合分析
综合以上工况的计算结果, 总体来说, 高水位所对应的坝坡的稳定性相对较高, 而且水位越低, 坝体上下游水头差越大, 安全系数越小, 反之, 则安全系数越小。就加固后的情况来看, 各方案加固后的安全系数基本满足相应规范要求, 最小安全系数出现在水位组合152.00~167.30m时的上游坝坡, 为1.205, 此时岸坡属于稳定状态, 但安全储备较小。
在低水位情况下, 即水位组合为152.00~143.30m时, 上下游坝坡相对其它工况较为不安全, 此处给出相应的折减系数与位移的关系图和、塑性应变 (PEEQ) 云图及位移云图, 见图2~图7。
从图2和图3中可看出, 坝坡顶点的位移随着折减系数的增大而增大, 分别于1.288和1.232时发生位移突变, 此后位移随着折减系数的增加而剧烈增加, 发生突变时的折减系数即为该坝坡的稳定系数。
从图4可发现, 潜在滑移面, 即塑性变形发展较为剧烈的部位, 呈弧形状。在折减过程中, 塑性区首先出现在上游坝坡的坝基覆盖层中, 然后逐渐沿着坝体向上发展, 随后与靠近坝顶处的下游堆石区出现的塑性区贯通, 随着折减系数的增大, 即坝体的材料参数的减小, 大致形成了一个贯通上游坝体的大型条状滑弧, 同时坝体上游压载区顶部与上游主堆石区交界处与坝顶也形成了一个贯通的塑性区, 说明上游坝坡潜在滑动面体现在坝坡上部局部滑动和坝坡整体滑动并存。
从图6可观察到, 在折减计算中, 塑性区首先出现在下游堆石区的平台处和下游反压区与次堆石区的交界处, 然后逐渐沿着坝体向上游发展, 随后与靠近坝顶处的下游堆石区出现的塑性区贯通, 随着折减系数的增大, 塑性区逐渐发展进而贯通下游坝体, 下游坝坡潜在滑动面体现在下游堆石区的平台上部的局部滑动和下游反压区以上的整体滑动, 体现了下游反压区的压载作用。
5 结语
通过对该堆石坝的坝坡稳定性进行有限元强度折减法分析, 得到以下结论。
(1) 水位的变化对坝坡的稳定性有所影响, 其中, 高水位所对应侧的坝坡相对于另一侧的稳定性较高;水位越低, 上下游水位差越大, 安全系数越小, 反之, 则安全系数越大。
(2) 对于库中堆石坝, 坝顶通车条件下的坝顶稳定性相对于不通车时有所降低, 尤其是在水位组合为173.67~143.30m和152.00~167.30m时, 降低更为显著。
(3) 该堆石坝在加固后的坝坡稳定性安全系数基本满足相关规范要求, 最小安全系数出现在水位组合152.00~167.30m时的上游坝坡, 此时坝坡属于稳定状态, 但安全储备较小。
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不同水位论文 篇4
水位骤降使得堤防内的水来不及排出, 堤身处于饱和状态, 土体的容重增加, 在渗流的作用下, 造成堤防迎水坡下滑力增大, 抗滑力减小, 失去稳定而产生滑坡。已有学者在研究堤防稳定性时指出, 水位骤降是堤防迎水坡最不稳定情况, 水位下降越快, 边坡越不稳定[1~4]。目前水位骤降情况下堤防的稳定性研究已经比较成熟, 但在水位骤降情况下, 堤防采取不同加固措施的稳定性效果上研究和应用较少, 本文以淮北大堤某段堤防为例, 在此方面展开研究, 来弥补该方面的不足。
1 水位骤降原理和淮北大堤的水位骤降速度
水位骤降一般指水位的降落速度很快, 堤防 (斜坡体) 内的自由面或浸润线滞后于水位降落。Schnitte和Zeller于1975年将饱和渗透系数Ks、给水度μ和库水位下降速度v的比值作为评价降落快慢的依据。毛昶熙[5]分析均质土坝和心墙沙壳坝得出:当k/μv<1/10时为骤降, 此时坝体内的渗流自由面在水位降落后仍占总水头的90%左右, 可以近似认为自由面没有下降;当k/μv>1/10时, 坝体内自由面仅占总水头的10%左右, 不会影响坝坡的稳定性;当k/μv>100时, 渗流自由面将与水位同步下降。
为了工程计算方便, 将“k/μv>1/10”换算成水位下降速度, 即V>10k/时发生骤降, 对于大多数土质堤防来说, 一般认为当V>0.5m/d时, 即算是水位骤降情况[6], 所以对于淮北大堤的水位骤降速度判断以0.5m/d为准, 计算时为保守起见取5m/d。
2 堤防概况和有限元模型
选取的堤防位于淮南市和台风县之间的上、下六坊堤行洪区, 河底高程10.60~13.50m, 宽约150m。堤防以南的滩地, 地面高程一般19.50m左右。研究堤段河道正常水位为18.05m, 20a一遇设计洪水位为23.06m。堤身主要是由粉质粘土组成, 河床为粉质粘土和轻粉质壤土, 基岩为泥粉质砂岩。堤防附近土层从上到下为粉质粘土、轻粉质壤土、粉细砂、轻粉质壤土、粉细砂、粉质粘土。选取大堤某段典型断面, 典型断面土层见图1。
(1) 建模范围。以堤坝为中心, 水平方向上向堤防两侧取两倍的堤高, 垂直方向上由截渗墙底端向下取两倍的堤高。模型左右长度约为52m, 高度约为22m。坐标原点位于左边界高程0.0m处, X轴垂直于堤防向右为正, Z轴向上为正, 稳定计算模型见图2。
(2) 加固措施选择。由于水位骤降致使堤坡失稳的原因既有水流渗透因素又有土体下滑因素, 故根据已有的堤防加固措施资料[7], 选择截渗墙、水平压盖两种加固措施。设计截渗墙厚度为20cm和40cm, 堤顶布置和堤肩布置, 设计深度为深入轻粉质壤土1m, 渗透系数为1×10-6cm/s;设计水平压盖厚度为0.5m和1m, 宽度为均为6m, 沿内河侧布置, 渗透系数为3×10-6cm/s。
(3) 模型边界条件。根据文献[8], 堤内侧为高度随时间变化的变水头边界, 地下水位取14m, 堤防迎水面以上和背水面定义为逸出边界, 堤身后导渗沟定义为逸出边界;不考虑降雨作用, 其他边界为不透水边界。
(4) 原堤岸边坡稳定性。由非饱和土渗流原理和极限平衡法, 利用SEEP/W软件, 以5m/d下降速度为例, 在不同水位下, 对原始堤防边坡进行稳定性分析, 计算结果见表1。由表2可以看出, 当水位降至21.98左右时, 堤岸安全系数降到1.3及其以下, 直至小于1, 说明此时堤岸不稳定, 需要采取加固措施保证堤防的安全性。
3 采取单一加固措施的堤岸边坡稳定性
3.1 采取截渗墙加固的堤岸边坡稳定性
采取不同厚度和位置的截渗墙对堤防进行加固, 通过减小堤身内的渗流量来维护堤坡的稳定性, 对堤岸稳定性计算, 计算结果见表2。由表2可以看出, 布置截渗墙后, 堤防坡体的安全系数均增大, 但幅度并不明显, 只有在堤顶布置的40cm厚截渗墙下, 堤防的安全系数最终满足于规范要求, 可见截渗墙的加固效果并不是很有效。
3.2 采取水平压盖的堤岸边坡稳定性
在堤防迎水坡堤脚处分别布置0.5m、1m厚的水平压盖, 宽度为6m, 通过水平压盖可以给堤脚处增加抗滑力来提高堤坡的安全系数, 稳定计算结果如表3所示。从表3可以看出, 布置水平压盖后, 堤坡的安全系数相对增加较大, 所有数值均大于1.3, 堤坡处于稳定状态。
4 采取联合加固措施的堤岸边坡稳定性
对堤防采取截渗墙和水平压盖联合加固, 原理是“内部防渗、下部增重”。同样选取加固效果最好的单一措施, 选择40cm厚度布置在堤顶的截渗墙和1m厚的水平压盖联合加固, 对堤坡进行稳定计算, 计算结果如表4所示。从表4可以看出, 堤坡的安全系数均有提高, 其加固效果要好于截渗墙和护坡联合加固。
5 不同加固措施的应用效果
为了能够更直接地反映出加固措施的加固效果, 在这里计算出不同水位安全系数大于1.3的堤坡安全系数增率, 单一加固措施的计算结果见表5, 联合加固措施的见表6。从表5可以看出, 增率最大的是1m厚的水平压盖, 为59.3%, 最小的是40cm厚的护坡, 为37.4%。从表6可以看出, 联合加固的效果明显增大, 最大的是截渗墙和护坡联合使用的组合, 为83.9%, 最小的是护坡和水平盖重联合使用的组合, 为76.3%。
6 结束语
(1) 采取单一加固措施时, 1m厚的水平盖重加固效果较好, 平均安全系数增率59.3%, 截渗墙效果其次, 平均安全系数增率为42.8%, 所以若采取单一措施首先考虑水平盖重, 但考虑到截渗墙的施工速度较快, 故在紧急情况下也可以作为首选。
(2) 采取联合加固措施时, 截渗墙和水平压盖的联合加固效果明显比单一加固措施的要好, 安全系数增率为83.9%, 但从经济上来考虑, 联合加固措施造价较高, 所以在选择上需要考虑工程费用。
(3) 从加固效果来看, 采取增加抗滑力的效果比减少堤身渗水的效果好, 但减少堤身渗水可以减小堤身背水侧和堤基有可能产生的险情, 在这一方面还有待进一步研究。
参考文献
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不同水位论文 篇5
关键词：水稻土,稻作制,全锰,有效锰
锰是植物的必需营养元素,与作物体内许多酶的活性和氧化还原体系有关,并直接参与光合作用[1]。土壤是作物锰营养的主要来源。土壤中锰的含量、存在形态和有效性不仅与成土母质、成土过程有关,而且更易受耕作制度、土壤水文状况、有机肥的施用等因素的影响[2~6]。红壤性水稻土是我省的主要耕作土壤,也是我国南方的主要稻田土壤[7]。持续不断的土壤淹水与落干是这一土壤重要的水文特征,强烈地影响着土壤的氧化、还原等一系列化学及生物化学过程。本文以长达20年的长期定位试验为研究对象,探讨不同稻作制、有机肥施用水平和地下水位深度对红壤性水稻土全锰及不同形态有效锰含量的影响,旨在准确预测红壤性水稻土锰的肥力变化规律,为合理选择稻作制,提高我国南方稻田土壤锰的生物有效性提供科学依据。
1 材料和方法
1.1 供试土壤
采用湖南农业大学农业资源系1982年春建立的稻作制、有机肥和地下水位三因素多水平长期定位试验点的土壤。该土壤为由耕型第四纪红土红壤开垦而来的红壤性水稻土。长期定位试验的原始土壤的某些基本理化性质如下:p H(H2O)5.6;有机质13.5g/kg;CEC16.2cmo l(+)/kg;<0.01mm粘粒272.0g/kg;土壤全锰829.7mg/kg。各试验处理内容及代号见表1。其中常量有机肥处理为早稻每季每公顷施鲜紫云英22500kg/hm2,晚稻每季施鲜稻草7500kg/hm2;高量有机肥处理为早稻每季施鲜紫云英45000kg/hm2,晚稻每季施鲜稻草11250kg/hm2;化肥处理只施化肥,不施任何有机肥。各处理N、P、K的施用量一致,每季施纯N150kg/hm2,N∶P2O5∶K2O为早稻1∶0.5∶1,晚稻1∶0∶1。
于2001年春季翻耕前,取各处理新鲜表层土壤样品(0-20cm),放置风干,过0.25mm筛后,测定土壤全锰和各形态有效锰的含量。
1.2 研究方法
1.2.1 土壤全锰的测定
用HF-HNO3-HCl O4消化、KMn O4比色法测定土壤全锰[8,9]。
1.2.2 土壤有效锰的化学形态的分级测定
采用Warden和Reisencuer(1991)提出的顺序浸提分级方法测定[10]。
2 结果与分析
2.1 不同处理的土壤全锰含量
结果表明,经过20年不同处理的淹水种稻,红壤性水稻土的全锰含量已经发生明显的变化。与原始红壤旱土相比,各处理红壤性水稻土耕层土壤全锰含量明显下降,平均仅为494.8±135.6mg/kg,降低达68%,而且不同处理间差别很大,如在低水位条件下施用常量有机肥的稻-稻-冬泡土壤(M4)全锰含量高达666.6mg/kg,而高水位条件下施用化肥的稻—稻—冬油土壤(M15)全锰含量仅295.4mg/kg,相差达371.2mg/kg(表2)。这说明不同处理土壤因受不同稻作制、有机肥施用水平和地下水位深度等因素的影响,而使土壤中的锰发生了不同程度的还原、溶解、淋溶迁移等变化。
2.1.1 不同地下水位深度的影响
由表1和表3可知,两种地下水位深度处理对耕层土壤全锰含量的影响差异很小,方差分析结果表明,两种地下水位处理的差异不显著,但是与原始旱地土壤相比,其全锰含量相差很大,说明旱改水田后,耕层土壤锰由于溶解、还原或淋溶而显著降低,这与野外调查结果相吻合[11]。
注:带“*”的数据作方差分析,数字右上角字母相同者表示差异不显著;不同者表示差异显著(a,b,c)或极显著(A,B,C),下同。
2.1.2 不同有机肥施用水平的影响
有机肥不同施用量对水田土壤全锰含量的影响明显不同,以化肥处理土壤全锰含量最低,两种不同有机肥施用量处理土壤全锰含量都明显大于化肥处理,常绿肥处理土壤全锰含量又大于高绿肥处理土壤全锰含量,方差分析表明,常绿肥和化肥处理间差异达1%的极显著水平,高绿肥与常绿肥和化肥处理间的差异没有达到显著水平。由此可见,与施用化肥相比,施用有机肥在一定程度上阻碍了锰的淋溶损失,原因不是很清楚,但有机肥的施用量并不与土壤全锰含量结果相一致,而是常量有机肥处理大于高量有机肥处理。这可能与过量施用有机肥,引起土壤锰的过度活化和向下淋移有关。由此可见,从保持红壤性水稻土锰素肥力出发,也应注意有机肥的适宜施用量。
2.1.3 不同稻作制的影响
表5结果表明,三种稻作制处理中,稻—稻—冬泡处理耕层土壤的全锰含量显著高于稻—稻—冬绿和稻—稻—冬油两种稻作制处理,方差分析结果表明,稻—稻—冬泡处理与稻—稻—冬绿处理间的差异达到了5%的显著水平。稻—稻—冬绿和稻—稻—冬油都是水旱轮作,而稻—稻—冬泡却是长期淹水,这说明频繁的干湿交替反而加剧锰的还原淋失,使耕层土壤全锰含量下降。由此可见,造成红壤性水稻土耕层土壤锰的淋溶损失主要是旱改水和水旱轮作。
2.2 不同处理对红壤性水稻土有效锰化学形态的影响
由表1可知,不同稻作制,有机肥施用水平和地下水位深度处理耕层土壤的有效锰含量差别很大,说明不同处理可引起红壤性水稻土有效锰的化学形态发生显著的变化。
2.2.1 不同地下水位深度的影响
由表2可知,高水位处理的土壤氧化锰、易溶态锰和专性吸附态锰的含量都高于低水位处理,但弱吸附态锰的含量低于低水位处理。有效锰总量高水位处理大于低水位处理。但除易溶态锰含量大于原始旱地土壤外,其它各形态锰含量和有效锰总量都小于原始旱地土壤。相关分析表明不同地下水位深度处理之间,各形态有效锰含量的差异均不显著。这说明只有旱改水对土壤锰的化学形态有显著的影响,而不同地下水位深度处理之间的差异不显著。
2.2.2 不同稻作制的影响
由表5可知,稻—稻—冬泡处理土壤各形态有效锰含量都明显高于稻—稻—冬绿和稻—稻—冬油两种水旱轮作处理。方差分析表明,稻—稻—冬泡处理土壤各形态有效锰含量与稻—稻—冬绿和稻—稻—冬油之间均达到1%的极显著差异水平,但后二者之间土壤各形态有效锰含量差异均未达显著水平,说明长期淹水处理土壤各形态有效锰含量反而高于频繁进行干湿交替的水旱轮作处理。由此可见,水旱轮作也是影响土壤锰化学形态转化的重要原因。
2.2.3 不同有机肥施用量的影响
施用不同量有机肥对土壤各形态有效锰的影响不同于对土壤全锰的影响,由表2和表4可以看出,虽然化肥处理的土壤全锰含量最低,但化肥处理的土壤各形态有效锰含量都高于施有机肥处理,有效锰总量也高于另两种处理,方差分析表明,不同有机肥施用水平处理之间的土壤各形态有效锰含量的差异均不显著。这也说明施用有机肥不是引起土壤锰活化和淋失的主要原因,而旱改水是导致土壤锰活化和淋失的主要原因。
综上所述,就3种处理来说,以不同稻作制处理对土壤各形态有效锰的影响差异最大,其次是不同有机肥施用量处理,不同地下水位深度的影响差异最小。
2.3 土壤全锰、有效锰和各形态锰与有机质、pH、CEC之间的关系
对土壤全锰、有效锰总量和各形态锰与土壤有机质、pH和CEC之间作相关分析见表6。从表6可知,土壤pH是影响土壤各形态有效锰含量的主要因素,而有机质与CEC对土壤全锰的影响不大,其结果与对湖南省各成土母质发育的旱地和稻田土壤全锰和各形态有效锰的调研结果差别很大,这可能与湖南省不同成土母质发育的土壤,包括旱地土壤的锰素状况明显不同有关。
注:“*”表示显著相关,“**”表示极显著相关。
土壤pH与土壤易溶态锰、弱吸附态锰、专性吸附态锰、氧化锰和有效锰总量都达到了1%的极显著正相关水平;与土壤全锰也呈正相关,但相关不明显。这说明土壤pH主要影响红壤性水稻土的有效锰含量,而与土壤全锰的关系相比影响不是很大。
土壤有机质与土壤各形态有效锰和全锰含量均呈正相关,但只与土壤全锰含量的相关性达到了5%显著相关水平;与其它各形态有效锰的含量相关不明显,对易溶态锰和弱吸附态锰的影响稍大一些。
土壤CEC与土壤弱吸附态锰和土壤全锰均呈负相关,但与土壤全锰含量的关系最为密切,达到了1%的极显著相关水平(n=18);与土壤易溶态锰、专性吸附态锰、氧化锰和有效锰总量成正相关,但相关均不显著。
3 讨论与结论
3.1 旱地改水田后,土壤全锰和有效锰的含量发生了很大的变化。稻田土壤耕层全锰含量明显低于旱地红壤,但有效锰中对作物有效的,作物可直接吸收利用的易溶态锰含量,任一处理稻田均高于旱地,这说明易溶态锰受稻田土壤的水分、pH、Eh、微生物等因素的影响最大,同时也说明淹水种稻确实使土壤锰的有效性提高。
3.2 就稻作制、有机肥和地下水位三因素对红壤性水稻土锰含量的影响来看,无疑稻作制对土壤锰的影响最为深刻。实施水旱轮作的稻—稻—冬绿和稻—稻—冬油两种稻作制,由于频繁的干湿交替,土壤中氧化还原、离子交换、沉淀溶解等更加剧烈,大大加强了锰的淋溶淀积,其土壤全锰和有效锰含量明显低于稻—稻冬泡处理。这说明长期连续淹的稻—稻—冬泡处理尽管土壤始终处于水分饱和状态,但锰的淋溶反而不如水旱轮作处理,日本和印度学者在研究水稻土锰素行为时也发现,锰的淋失主要发生在稻田排水期间。这一结果为我们客观正确评价不同稻作制的利弊提供了新的依据。
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