渗流影响

渗流影响（精选11篇）

渗流影响 篇1

0 引言

为节约宝贵的地下水资源, 北京等城市的管理部门提出在一定条件下必须采用基坑周边隔水, 在坑内进行施工降水的政策法规。坑内降水将导致围绕支护结构渗流的发生, 从而影响到作用在支护结构上的土水压力。由于在基坑内实施了降水措施, 使坑内水位保持在坑底以下, 支护结构之外, 水位变化较小, 在整个基坑开挖的施工过程中, 都会存在围绕隔水结构的渗流过程, 如何考虑渗流造成的孔隙水压力对支护结构的作用, 将成为一个不可回避的问题。

本文通过探讨孔隙水压力的类型以及渗流压力的计算方法, 对基坑渗流时支护结构上的水压力进行了计算分析, 给出了几种情况下支护结构上的水压力分布形式。

1 关于孔隙水压力的讨论

1.1 孔隙水压力的分类

从产生的机理对孔隙水压力进行分类, 是一个经典问题。澳大利亚新南威尔士大学的学者I. K. Lee等人对孔隙水压力的分类曾经做过改进[1]。他们将孔隙水压力分为“独立的孔隙水压力 (The Independent Pore Pressure) ”和“从属的或超孔隙水压力 (The Dependent or Excess Pore Pressure) ”两类。按照他们的定义, 独立的孔隙水压力与水力边界条件相平衡, 是在稳定流或者零渗流条件下产生的, 与作用在土单元体的总应力无关;他们关于“从属的或超孔隙水压力”的定义实际上与土力学中超孔隙水压力的定义完全一致。

对于Lee等人提出的分类, 我国著名的土力学学者俞调梅在该作者的专著《岩土工程》中译本的“译者的话”中认为:“著作者在讨论土中渗流时, 提出了‘独立的’ (independent) 与‘从属的’ (dependent) 孔隙压力这两个术语, 这与常用的‘静水压力’与‘超静水压力’比较, 在基本概念上有了改进;但译法还不够满意, 可能使读者感觉不习惯”。看来俞调梅教授是同意这种分类的, 但认为直译的术语尚难满意。

本文作者之一曾对孔隙水压力提出了以下分类建议 (图1) [2,3]。

(1) 静水压力 (Hydrostatic Pressure) 指无渗流条件下的水压力。不包括稳定渗流时的孔隙水压力。

(2) 在稳定渗流状态时的孔隙水压力不妨称为“渗流孔隙水压力 (Seepage Pore Water Pressure) ”或“渗流孔压 (Seepage Pore Pressure) ”, 与“静水压力”合称“原生孔隙水压力 (Initial Pore Water Pressure) ”或“初始孔隙水压力”。 “原生孔隙水压力”或“初始孔隙水压力”是指土单元体在受到外加荷载前, 在“原生” 或“初始”状态下具有的孔隙水压力。

(3) 所谓超孔隙水压力 (Excess Pore Water Pressure) 系指外力作用下产生的孔压, 其产生与消散规律既与土的性质有关, 也受荷载作用的方式影响。因为这种孔压, 既可能土体在零渗流 (静水) 背景下产生, 也可能是在渗流背景下产生, 所以称为“超静水”孔隙水压力容易产生误解, 称为“超孔隙水压力”也许更合适一些。

1.2 渗流孔隙水压力的计算

顾宝和、李广信等在基坑有水渗流的情况下对水土压力进行了分析[4,5,6,7], 认为要考虑渗流力, 最好要结合流网进行计算。为分析渗流时单元体上孔隙水压力的作用情况, 假设图2中渗流方向竖直向下, 为推导方便, 令单元体宽度为1个单位, 沿竖向的长度为dz, 单元体是在水位以下某深度z处。A、B两点的水头损失为Δh[2]。

此时, 单元体的总重力为γsatdz;A、D点深度处的孔隙水压力 为ua;B、C点深度处的孔隙水压力为ua+γwdz-Δhγw。

所以, AD与CB间的渗流孔隙水压力为:

$\gamma {}_{\text{w}}\text{d}z-\text{Δ}h\gamma {}_{\text{w}}(1)$

设稳态渗流条件下, 整个土柱的水力坡度都是一致的, 数值为i, 则上式中, Δh为:

$\text{Δ}h=i\text{d}z$

这就看出, 在渗流条件下, 土体中的渗流孔隙水压力为:

$u(z)={\displaystyle \underset{0}{\overset{z}{\int }}[}\gamma {}_{\text{w}}\text{d}z-\gamma {}_{\text{w}}i\text{d}z]=\gamma {}_{\text{w}}z-i\gamma {}_{\text{w}}z$

如果图2中的渗流方向是向上的, 则式 (1) 中Δhγw前面该为正号, 所以, 按照不同的渗流方向, 可表示为:

$u(z)=\gamma {}_{\text{w}}z\pm i\gamma {}_{\text{w}}z(2)$

渗流方向向下时取负号。

1.3 超孔隙水压力

超孔隙水压力比较复杂, 它与诸多因素有关。比如, 荷载增量方式与应力路径;不同试验阶段 (是否接近破坏) ;土、水骨架的压缩系数Cs和 Cv ;土的孔隙水压力系数A和B (用于沉降计算和用于土体破坏评价的孔压系数A可能不同) ;土的OCR等特性。在实际问题中超孔隙水压力一般难以确定。

2 渗流孔隙水压力的简化计算方法

根据有效应力原理, 基坑支护结构上土水压力的有效应力计算表达式为:

$\begin{array}{l}p{}_{\text{a}}=\gamma {}_{\text{s}\text{a}\text{t}}z{{\rm K}}^{\prime }{}_{\text{a}}-2c^{\prime }\sqrt{{{\rm K}}^{\prime }{}_{\text{a}}}+(u{}_{\text{w}}+\overline{u})(1-{{\rm K}}^{\prime }{}_{\text{a}})\\ p{}_{\text{p}}=\gamma {}_{\text{s}\text{a}\text{t}}z{{\rm K}}^{\prime }{}_{\text{p}}+2c^{\prime }\sqrt{{{\rm K}}^{\prime }{}_{\text{p}}}+(u{}_{\text{w}}+\overline{u})(1-{{\rm K}}^{\prime }{}_{\text{p}})\end{array}(3)$

式中:pa、pp分别为土体的主动、被动土压力 (kN/m2) ;γsat为土体的饱和重度 (kN/m3) ;z为某点到地面的距离 (m) ;K′a=tan2 (π/4-φ′/2) 为由有效应力强度指标确定的主动土压力系数; K′p=tan2 (π/4+φ′/2) 为由有效应力强度指标确定的被动土压力系数;c′、φ′为有效应力强度指标, 即土体的粘聚力 (kN/m2) 和摩擦角。$\overline{u}$为超孔隙水压力 (kPa) , uw为原生孔隙水压力, 在零渗流条件下为静水压力, 在渗流条件下为渗流孔隙水压力。

式 (3) 在概念上是非常明确的, 主要问题在于$\overline{u}$与uw如何取值。超孔隙水压力$\overline{u}$比较复杂, 本文不做讨论, 在此主要分析在渗流条件下渗流孔隙水压力uw的计算。

一般认为抽降稳定后, 可按稳定渗流分析, 计算水压力时, 通常采用的方法有两种, 一是据己知边界条件的流网图计算;二是按直线比例法近似确定水压力。后者假定基坑渗流沿支护结构发生, 简化了渗流路径使计算简单方便[8,9]。支护结构底部水压力的简化计算公式一般比较常见, 本文采用直线比例法推导了沿竖向方向任意点的水压力的计算公式。

假定在基坑支护中由于渗流的影响而造成的水头损失是沿挡墙渗流轮廓线均匀分配的, 某点i距离基坑顶部距离为z (图3) , 水头损失沿挡墙渗流轮廓线均匀分配, 则此点的孔隙水压力为:

$\begin{array}{l}u{}_{\text{w}}=\gamma {}_{\text{w}}h{}_{\text{p}}=\gamma {}_{\text{w}}({\rm H}{}_i-h{}_i)=\gamma {}_{\text{w}}\left(\frac{S{}_i}{L}\text{Δ}h-h{}_i\right)\\ =\gamma {}_{\text{w}}\left(\frac{S{}_i}{L}({\rm H}-h{}_{\text{w}2}+h{}_{\text{w}1})-h{}_i\right)\end{array}$

式中:hp为某点i的压力水头;Hi为挡墙轮廓线上某点i的渗流总水头;hi为某点i的位置水头, hi=H+hw1-z;Si为从i点沿挡墙轮廓线至下游端点的折算长度, Si=2d+H-hw1-z (在墙后主动区) , Si=z-H-hw1 (在墙前被动区) ; L为沿挡墙渗流轮廓的折算总长度, L=2d+H-hw1-hw2;Δh为上下游总水头差, Δh=H-hw2+hw1。

当z=H+d时,

$U{}_{\text{f}}=\gamma {}_{\text{w}}\frac{2({\rm H}-h{}_{\text{w}2}+d)(d-h{}_{\text{w}1})}{2d+{\rm H}-h{}_{\text{w}1}-h{}_{\text{w}2}}$

其净水压力uc计算公式为:

$\begin{array}{l}u{}_{\text{c}}=u{}_{\text{a}}-u{}_{\text{p}}=\gamma {}_{\text{w}}\cdot \\ \left[\frac{2(d+{\rm H}-z)}{L}({\rm H}-h{}_{\text{w}2}+h{}_{\text{w}1})\right]\end{array}$

其中ua为主动侧孔隙水压力, up为被动侧水孔隙水压力。

当z=H+hw1时,

$U{}_{\text{c}}=\gamma {}_{\text{w}}\left[\frac{2({\rm H}-h{}_{\text{w}2}+h{}_{\text{w}1})(d-h{}_{\text{w}1})}{2d+{\rm H}-h{}_{\text{w}1}-h{}_{\text{w}2}}\right]$

3 三种典型情况下的渗流孔隙水压力

本节采用数值分析的方法分析了3种不同地层组合情况下基坑渗流对支护结构上的水压力的影响。第一种为均质地层;第二种为上下渗透性差别较大的地层;第三种为地层中含有弱透水层。算例的数值分析模型如图4所示。支护结构长度26m, 假设支护结构不透水。不考虑支护结构与土接触面对渗透性的影响。基坑深度15m。基坑外侧水位在地面以下3m, 坑内水位在坑底以下2m。

(1) 第一种情况 假设地层为均质土层, 渗透系数k=1×10-12m/s。

从计算结果可以看出 (图5) , 由于渗流的影响, 基坑主动区水压力比静水压力要小, 基坑被动区水压力比静水压力要大。可见不能忽视基坑渗流对水压力的影响。

设基坑支护结构底部位置主动区的渗流孔隙水压力为uf, 静水压力为uw。数值计算结果为uf=138.39kPa, uw=205.8kPa, uf/uw=0.67。利用简化方法计算的结果为:uf=10.5γw, 静水压力uw=21γw。uf/uw=0.5。从两者的计算结果对比来看, 考虑渗流时水压力的简化解方法与数值解方法计算结果相差比较大, 这主要是因为简化解简化了渗流路径 (采用直线比例法近似确定) , 从而增大了水力梯度i, 由式 (2) 可知简化处理后会导致渗流孔隙水压力的减小。

本算例也可以看成是基坑土层渗透性差别不大时, 渗流对孔隙水压力产生的影响 (图6) 。图6中图 (a) 是二维稳定流数值模拟结果, 图 (b) 为此类地层情况下支护结构上的水压力分布模式, 图中的阴影部分表示考虑支护结构两侧水压力同时作用下形成的净水压力。

在渗流作用影响下, 考虑渗流时的水压力要小于静水压力, 两者差别的大小跟基坑内外的水头差以及帷幕的长度 (渗流长度) 有关。

(2) 第二种情况

地层的上部土层与下部土层渗透性差异比较大的情况。地层上部土层渗透系数k1=1×10-6m/s, 下部土层渗透系数k2=1×10-12m/s。

本算例说明了水土压力的分布还受不同土层渗透系数的影响。当自上至下, 土层的渗透系数不同, 受渗透影响, 其孔隙水压力有很大的不同 (见图7) 。

当地层上部土层的渗透性远大于下部土层渗透性时, 支护结构的水压力在两层土分界面以上大致与静水压力相等, 下部土层作用与支护结构的的水压力小于静水压力。

基坑支护结构底部位置主动区的uf=144.74kPa, uw=205.8kPa, uf/uw=0.70, 即考虑渗流影响时的水压力为静水压力的70%。

(3) 第三种情况

地层中含有弱透水层的情况。地层上部土层渗透系数k1=1×10-6m/s, 中部土层渗透系数k2=1×10-9m/s。下部土层渗透系数k3=1×10-5m/s。

讨论地层中含有弱透水层时的水压力情况要考虑到多种因素, 比如基坑降水的层位, 弱透水层的位置及其渗透性等。考虑的因素不一样, 结果也不一样, 有些情况下比较复杂, 分析起来比较困难。本算例讨论了支护结构穿过地层中的弱透水层, 且弱透水层不完全隔水情况下渗流对孔隙水压力分布的影响 (参见图8) 。

图8中中间部位的薄层为弱透水层位置, 其中的横线为等势线。从图中可以看出几乎所有的水头损失都发生在弱透水层中。

在弱透水层以上的水压力与静水压力大致相等。在弱透水层中水压力有一个突变, 使得水压力小于静水压力。在弱透水层以下水压力小于静水压力, 但水压力增幅与静水压力增幅一致。

弱透水层以下部分支护结构上净水压力的大小与弱透水层的渗透性有关。当弱透水层完全隔水时, 其下部支护结构上的水压力等于零, 不会产生渗流。

基坑支护结构底部位置主动区的uf=172.38kPa, uw=205.8kPa, uf/uw=0.84, 即考虑渗流影响时的水压力为静水压力的84%。

4 实例计算

天津市Goldin Metropolitan大厦商业部分A区基坑开挖深度20m。各土层厚度及渗透系数见表1 (采用变水头渗透试验方法) 。地下水位埋深2m。为考虑渗流的影响, 本文假定的基坑开挖及支护模型如图9所示, 支护结构为不透水的地下连续墙。

室内渗透试验成果

粉质粘土⑤1层是一个厚度为2m的弱透水层, 在它之上基坑主动区的水压力与静水压力基本相等 (图9) 。在⑤1层中由于渗流影响水压力随深度小幅增大。⑤2层渗透系数较大, 水压力增幅也显著增大。进入⑥1层后由于渗透性较小, 水压力的增幅明显小于静水压力的增幅。⑦2为粉砂层, 由于渗透性较大水压力又显著增大, 增幅与静水压力基本一致。

基坑支护结构底部位置主动区的uf=204.02kPa, uw=284.2kPa, uf/uw=0.72, 即考虑渗流影响时的水压力为静水压力的72%。

通过模拟计算以上四个比较典型的不同地层组合情况下支护结构上水压力, 说明了基坑渗流对支护结构上的水压力的影响。本文计算得到的结果与Kaiser & Hewitt[10]以及香港土木工程署2000年颁布的支护结构设计指南 (第二版) 中给出的分布图规律是一致的[8,9]。

5 结语

孔隙水压力可以分为原生孔隙水压力与超孔隙水压力, 其中原生孔隙水压力有静水压力与渗流孔隙水压力两种类型。

渗流对孔隙水压力的影响较大, 不容忽视。在采用坑内降水方案时, 应该考虑这方面的影响, 使支护结构设计更加合理。

利用简化解计算公式计算支护结构上的渗流孔隙水压力会导致渗流孔隙水压力偏小。

现场土层组合对水压力的大小与分布有明显影响, 在支护土体自上至下各个土层的渗透系数有明显差别时尤其如此。含有弱透水层时渗流对孔隙水压力的影响更加明显, 支护结构上的水压力与基坑内的水位、弱透水层的位置、渗透性以及厚度等因素有关。

本文仅仅讨论了原生孔隙水压力对支护结构设计的影响。在基坑开挖过程中, 施工影响范围内, 处在不同部位的土体, 其压力状态都会沿着不同的路径发生变化, 从而存在超孔隙水压力的产生与消散过程。这部分作用对支护结构产生怎样的影响, 还需要进行深入的研究。

致谢:本文撰写过程中, 曾征求顾宝和大师的意见, 得到许多有益的启示。作者向顾大师表示由衷的谢意。

参考文献

[1]Lee, I.K等著.俞调梅等译校.岩土工程[M].北京:中国建筑工业出版社, 1986.

[2]张在明.地下水与建筑基础工程[M].北京:中国建筑工业出版社, 2001.

[3]张在明, 孙保卫, 徐宏声.地下水赋存状态与渗流特征对基础抗浮的影响.土木工程学报, 2001, 34 (1) .

[4]顾宝和.基坑工程的土水压力计算[J].岩土工程技术, 1997, (4) :4~10.

[5]李广信.关于有渗流情况下的土压力计算[J].地基处理, 1998, 9 (1) :57~58.

[6]李广信.基坑支护结构上水土压力的分算和合算[J].岩土工程学报, 2000, 22 (3) :348~352.

[7]李广信, 刘早云, 温庆博.渗透对基坑水土压力的影响[J].水利电力学报, 2002, (5) :75~80.

[8]Padfield, C.J.&Mair, R.J.Design of retaining walls embeddedin stiff clay.CIRIA report.No.104.Construction industry research&information association, London, 1984.

[9]Geotechnical engineering office.Guide to Retaining Wall Design (2th edition) [M].Hong Kong:Government Publications Centre, 2000.

[10]Kaiser, Hewitt.The effect of groundwater flow on the stability anddesign of retained excavations[J].Canadian Geotechnical Journal, 1982, 19 (2) :139~153.

渗流影响 篇2

破裂岩石非达西渗流的试验研究

为研究破裂岩石非线性渗透规律,研制了一种与MTS815.02岩石力学试验系统配套的附加装置.本文介绍了试验原理与方案、试验系统、数据处理方法及一些试验现象,并给出了破裂岩石渗透率、非达西流β因子与轴向应变的回归关系.研究表明破裂岩石渗透特性的`统计指标与轴向应变关系可以用二次多项式拟合,渗透特性的变异系数随轴向应变增大而减小.

作 者：李天珍 李玉寿 马占国  作者单位：李天珍(徐州工程学院,徐州,221008)

李玉寿,马占国(中国矿业大学,徐州,221008)

刊 名：工程力学  ISTIC EI PKU英文刊名：ENGINEERING MECHANICS 年，卷(期)： 20(4) 分类号：O357.3 关键词：流体力学   试验系统   稳态渗透法   非达西流   渗透特性  

东升水库大坝渗流计算及稳定分析 篇3

【关键词】病险水库；大坝；渗流；稳定分析；东升水库

1、工程概况

东升水库是一座以防洪、灌溉为主的小⑴型水库。控制流域面积5.1km2，设计灌溉面积1万亩。原设计防洪标准为：100年一遇设计，300年一遇校核。设计总库容155万m3。

东升水库枢纽工程由大坝、溢洪道、卧管及放水涵洞、提水工程四部分组成。大坝为均质土坝，最大坝高35m，坝顶长110m，坝顶宽7m，采用粘土截槽防渗。坝坡为草皮护坡。溢洪道位于大坝左侧，进口采用竖井式，末端消能采用陡坡式。大坝放水建筑物由卧管和放水涵洞组成，卧管布置于大坝右侧上游岸坡，纵坡1：2，坡长41.59m。涵洞最低一级高程为10.0m。扬水站位于库区右侧，由于水库蓄水量锐减，已弃用多年。

2、工程地质

2.1坝体工程地质

坝体土由低液限粉土组成，天然含水量10.7～24.0%，天然孔隙比0.634～0.848，干重度14.6～16.5KN/m3，慢剪内摩擦角17.1～25.0°，慢剪粘聚力12.0～15.2kPa，粘粒含量11.3～21.3%，不均匀系数20.0～4.5，渗透系数为3.10×10-6cm/s～1.63×10-4cm/s，压缩系数0.11～1.69Mpa-1，压缩模量1.02～16.30Mpa。

2.2坝基工程地质

据本次勘察，坝基岩性可分为三层。第③层低液限粉土（Q4al）：在26.50～27.0m夹粉土质砾，成分以石英、长石为主，次磨圆状，含零星卵石，可见粒径最大15cm左右。该层厚度2.50～7.20m。天然含水量17.3～21.6%，天然孔隙比0.635～0.699，干重度16.5～15.9KN/m3，压缩系数0.11～0.28Mpa-1，压缩模量为5.84～15.32MPa，渗透系数5.80×10-5～2.10×10-5cm/s。第④层含细粒土砾（Q2al）：褐黄色，稍湿，密实，成份以石英、长石为主，磨圆度差，分选好。该层厚度2.00～3.00m。第⑤层低液限粉土（Q2al）：褐黄色，稍湿～湿，密实，含较多钙核及零星碎石，本层未见底。已揭露最大厚度2.00m。允许水力坡降为0.50。

3、大坝渗流计算

1）计算工况。考虑如下两种工况：①上游正常蓄水位与下游相应最低水位；②校核洪水位34.16m骤降到正常蓄水位31.0m上游坝坡稳定。2）计算方法。渗流计算方法采用有限元法。3）渗流计算断面选用坝体最高断面，桩号0+050。4）计算参数见表2。5）大坝渗流稳定计算。坝体渗流等势线图见图1、图2，水力比降计算结果详见表1。

6）坝体渗漏流量。假设坝基不透水，按下式计算坝身渗流量：

Q=qL q=1

计算所得坝体渗漏量为1.383/d。

7）坝基渗漏流量。根据坝基地质结构，将坝基简化为单层透水层，根据《水利水电工程地质手册》相关公式，可以计算出，正常蓄水位时坝基渗漏量1.51m3/d，年渗漏量为551m3/年。

4、大坝稳定计算

1）计算工况。①正常蓄水位31.0m时上、下游坝坡稳定；②校核洪水位降至正常蓄水位时上游坝坡稳定。③正常蓄水位31.0m+地震时上、下游坝坡稳定。

2）大坝稳定计算参数详见表2。

3）计算公式与计算断面。坝坡抗滑稳定计算，计算方法为简化毕肖普法。最大断面0+050。

4）现状大坝稳定计算结果，大坝计算结果详见表3。从计算结果可知，在正常运用与非常运用条件下，大坝上游坝坡稳定安全系数满足大坝规范要求，但在正常运用条件下，大坝下游坝坡的滑稳定不满足规范要求。稳定渗流期滑弧位置圖见图3、图4。

据表1、表3计算结可以看出，东升水库大坝坝体、坝基渗透均稳定。各种计算工况上游坝坡均满足规范要求。正常蓄水位及正常蓄水位+Ⅶ度地震两种计算工况下游坝坡安全稳定系数均小于规范要求值，判定下游坝坡不稳定。依据计算结果，对大坝需进行加固处理。

5、结论

通过对东升水库不同工况的下的渗漏及稳定进行计算分析，可以有效地解决芮城升水库大坝的渗漏问题，同时也对东升水库的除险加固提出了设计依据及合理的方案。

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渗流影响 篇4

1 试验系统及测试方案

1.1 试验系统

1.1.1 工程渗流取水示意图

本文是结合实际工程进行1:1的模拟试验, 其工程布置示意图如图1所示。

实际工程中, 无砂混凝土管的内径d=0.8m, 壁厚0.2m;滤料厚h1=0.9 m, 料径为5~70 mm;防冲层厚h2=0.5 m。工作水头根据防洪限制水位, 正常蓄水位, 设计洪水位, 校核洪水位, 分别核算为3.8m, 14.8m, 10.65m和15.15m。

1-无砂;混凝土管;2-滤料层;3-防冲层;4-无砂混凝土管集水到汇水箱涵的输送管;5-汇水箱涵;6-汇水箱涵去泵站的输水管

1.1.2 测试系统

测试系统见图2。

1-泥沙配制, 混合单元;2-沙池;3-不含沙补水管;4-泥沙搅拌单元;5-泥沙浓度检测;6-试验用含沙水;7-泥浆泵;8-试验测试, 调节, 参数测量单元;9-循环回水管

1.2 试验用泥沙配制与检控

试验测试用泥沙浓度取工程集水区漳河水库多年平均浓度7.8kg/m3, 试验用的泥沙级配与漳河水库中水流泥沙级配相同。

试验用泥沙按相关规程[7]配制, 并用IH型光纤浊度仪对泥沙浓度进行检控, 以确保进入系统的泥沙浓度达到要求。

试验渗流流量用电磁流量计进行测量。工作压头用压力传感器测量。

1.3 试验方案

为了研究泥沙对水库渗流取水效能的影响, 本试验选定滤料、无砂混凝土管为控制因子, 参照工程实际, 滤料分为两类: (Ⅰ) 滤料层为D5~D20厚30cm, D20~D50厚30cm, D50~D70厚30cm, 防冲层为50cm干砌石。 (Ⅱ) 厚度为75cm的D50~D70单一滤料, 防冲层为65cm干砌石。无砂混凝土管也分为两类:平均渗透系数为K1=39.36m/d和K2=349.60m/d, 分别研究由其组成的集渗系统在工作水头为3.8, 14.8, 10.65和15.15m时, 泥沙在不同情况下对其渗流取水效能的影响。

2 试验结果及分析

2.1 单纯含沙水流过流时间对集水流量的影响

图3中集水流量qv为每天每米管长的集水流量, H为工作水头, 从图可以看出:对于特定的无砂混凝土管和滤料组成的渗滤系统, 随着含沙水流过流时间的延长, 集水流量逐渐减小, 这是因为在入渗过程中, 由于泥沙的沉积和淤堵, 改变了渗流的边界条件和系统的孔隙率, 使渗流集水能力明显降低。水头的高低也是影响集水流量的因素之一, 水头越高, 集水流量越大, 这是因为水头越高, 含沙水流过流速度越大, 并且流速增加导致的集水流量增加, 超过了由于泥沙淤堵造成的集水流量减少, 所以最终形成相同过流时间下, 高水头的集水流量更大。

2.2 叠加效应与取水系统的构成对集水流量的影响

含沙水流在通过渗流取水系统过程中, 不但要淤堵滤料层和无砂混凝土管的孔隙, 还要在防冲层表面沉积, 并且随着过流时间的增长, 泥沙淤堵和沉积会越来越严重。对于取水系统的集水流量来讲, 这实际上是一种叠加效应。此种情况下, 集水流量的减小, 是由于长时间过流引起的泥沙淤堵效应和表面泥沙沉积效应的共同作用的结果。因此, 与图3对比可以看出:叠加效应引起的集水流量的减少会比单纯含沙水流过流时间增长引起的减少更明显, 并且沉积层增厚, 会增大减少的幅度, 具体见图4 (a) 。

图4 (b) 与图4 (a) 对比可以看出:由于取水系统构成的改变, 虽然表层积沙对集水流量的影响与无积沙时相比较也有较大幅度的下降, 但幅度没有条件图4 (a) 情况下的那么大。这是因为取水系统的综合渗透系数增大, 渗流能力加强, 但渗流能力增长的幅度仍然比单纯含沙水流渗流能力要低。

3 泥沙对取水系统集水流量的影响比较分析

如前文所述, 由于不同工程条件下所设计的取水系统的构成不尽相同, 含沙水流的浓度, 流量, 工作水头及过流时间也会因具体的工程条件而异。所以本文只对前文论述过的几种情况给出比较分析。

3.1 不含沙水流通过无砂混凝土管的集水流量

此种工况为管上无滤料和防冲层, 且为不含沙水流经单纯无砂混凝土管时的集水流量, 此时集水流量为最大, 其集水流量取决于无砂混凝土管的几何尺寸, 材料和渗透系数, 也是工程设计时的主要依据和主要设计内容。

从图5可以看出:

(1) 对于同一工作水头, 不含沙水流通过单纯无砂混凝土管的集水流量, 随着管的平均渗透系数的增大而增大, 这是因为管的平均渗透系数越大, 孔隙率也越大, 管的渗流集水能力就会越大。

(2) 对于同一种无砂混凝土管 (即管的平均渗透系数一定) , 不含沙水流通过单纯无砂混凝土管的集水流量, 随着工作水头的增加而增加, 这是因为水头越高, 水流过流速度越大, 使得单位时间内管的渗流集水能力越大。

3.2 含沙水流中泥沙对集水流量的影响

针对含沙水流过流时间 (叠加效应, 系统构成变化) 引起的泥沙对集水流量的影响, 以n1, n2, n3表示集水流量变化。具体定义为:n1:含沙水流在系统中过流19/40h, 每米无砂混凝土管每天的集水流量与不含沙水流流过单纯无砂管时的流量的比值。n2:含沙水流在系统中积沙厚度为3cm/5.5cm时, 每米无砂混凝土管每天的集水流量与不含沙水流流过单纯无砂管时的流量的比值。n3:含沙水流过流积沙厚度为3cm/5.5cm变系统后, 每米无砂混凝土管每天的集水流量与不含沙水流流过单纯无砂管时的流量的比值。

3.2.1 含沙水流过流时间对集水流量的影响

从图6可以看出:含沙水流过流时间一定, 对于不同的工作水头, 集水流量变化保持基本不变;对于同一工作水头, 含沙水流过流时间愈长, 集水流量变化愈小。这是因为含沙水流过流时间一定时, 集水流量的变化主要取决于集渗系统的构成, 包括无砂混凝土管的几何尺寸, 材料和渗透系数以及滤料级配等。而对于同一工作水头, 随着含沙水流过流时间的加长, 渗滤系统的孔隙率减小, 导致集水流量变化减小。

3.2.2 叠加效应引起的泥沙对集水流量的影响

从图7可以看出:积沙厚度一定, 随着工作水头的变化, 叠加效应引起的集水流量变化也有所改变, 但改变的幅度不大;对于同一工作水头, 积沙厚度愈大, 集水流量变化愈小。这是因为积沙厚度一定时, 集水流量的变化主要取决于集渗系统的构成, 包括无砂混凝土管的几何尺寸, 材料和渗透系数以及滤料级配等。但由于含沙水流过流时间足够长, 泥沙的淤堵导致系统本身孔隙率减小, 使得叠加效应在不同工作水头条件下引起的集水流量变化也有所改变, 但改变的幅度不大。而对于同一工作水头, 积沙厚度越厚, 泥沙淤堵越明显, 渗滤系统的孔隙率越小, 导致集水流量变化越小。

3.2.3 系统构成变化引起的泥沙对集水流量的影响

从图8可以看出:当集渗系统改变后, 积沙厚度对集水流量变化的影响幅度较大, 积沙越厚, 集水流量变化越小;对于同一积沙厚度, 集水流量变化随着工作水头的改变有所变化, 但幅度较小。这是因为集渗系统改变, 导致其孔隙率变化, 孔隙率越大, 受泥沙淤堵的影响越大, 所以积沙厚度对集水流量变化影响越大, 积沙越厚, 集水流量变化越小;对于同一积沙厚度, 集水流量的变化主要取决于集渗系统的构成, 包括无砂混凝土管的几何尺寸, 材料和渗透系数以及滤料级配等, 但由于含沙水流过流时间足够长, 泥沙的淤堵导致系统本身孔隙率减小, 使得系统构成变化在不同工作水头条件下引起的集水流量变化也有所改变, 但改变的幅度不大。

3.3 泥沙对集水流量影响的分析

从前文论述可知, 水库来流中的泥沙, 总是要使渗滤取水系统的集水效能下降, 过流时间越长, 其对系统各部分的淤堵越厉害, 同时也会在系统表层沉积越来越厚的积沙层, 结果是系统在运行一段时间后, 其集水效能会显著下降。特别对含沙浓度高的水流和在洪水期间, 这种效能下降的幅度可能会非常大, 这在前文中已有论述。

此外, 因河流和水库的自然条件的差异, 所设计的渗流取水系统的构成也会不同, 水流含沙浓度及过流时间也有差别, 这些变化也会引起泥沙在渗流取水中影响和作用的改变。所以泥沙对渗流取水效能的影响是多方面和综合性的, 应在本文的基础上进一步深入研究。

4 结语

(1) 泥沙会使渗流取水系统的集水效能下降, 下降的幅度和快慢不但取决于水库和河流的自然条件, 也与具体设计的取水系统有关, 所以泥沙对渗流取水效能的影响是多方面和综合性的。

(2) 在本文研究的条件下, 含沙水流通过取水系统的时间越长, 集水流量下降的幅度越大, 系统表面积沙越厚, 集水流量下降幅度也越大。当改变系统构成时, 总的走势仍然是集水流量在下降, 但下降幅度会有所改变。

(3) 渗流取水系统的工程设计, 施工和运行过程中, 不能只考虑主要渗流集水构件 (比如无砂混凝土管) 的渗流能力, 同时也要考虑系统其他构成的影响, 还要考虑来流的具体情况, 特别是泥沙浓度和过流时间, 以免造成不必要的损失。

参考文献

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[3]Herman Bouuer.Artificial recharge of groundwater[J].Hydrogeology Journal, 2002, (10) :121-142.

[4]党发宁, 刘云贺.浑水渗流理论及其工程应用[J].中国科学E辑技术科学, 2006, 36 (9) :1 029-1 036.

[5]许尚杰, 党发宁, 程素珍, 等.浑水渗流理论及平原水库防渗技术研究[J].岩土力学, 2011, (7) :2 093-2 098.

[6]白丹, 李占斌.浑水入渗规律试验研究[J].土壤侵蚀与水土保持学报, 1999, (1) :59-63.

某高尾矿坝设计期渗流与稳定分析 篇5

摘要：针对某上游式高尾矿坝,采用经验类推方法概化了尾矿坝沉积地层分布.根据经验及相关勘察报告估计了尾矿坝不同分区渗透系数,采用二维及三维有限元方法计算了尾矿坝在汛期和正常运行期不同干滩长度条件下渗流场分布,分别对堆积坝分段变坡及初期坝外甩尾碎石所形成的大型反压平台对渗流场及抗滑稳定的影响做了评估,给出了尾矿坝在不同工况下的渗透稳定性评估结果及抗滑稳定安全系数,为尾矿坝设计提供了依据.作 者：付永祥 何秉顺 作者单位：付永祥(承德龙兴矿业工程设计有限责任公司,承德,067000)

何秉顺(中国水利水电科学研究院,北京,100038)

渗流影响 篇6

关键词：CO2驱 渗流力学理论 模型 模拟

The Research on Percolation Mechanics Theory in CO2 Flooding

Yue Xiangan

（China University of Petroleum-Beijing）

Abstract：The study task of the first three years was completed in strict accordance with the project schedule to. The idea and method of project research was further defined after literature research work. A reservoir simulation model which can truly simulate the actual reservoir mineral cementation was set up. The corrosion resistance of high pressure CO2 flooding simulator and high pressure oil and gas metering-back pressure control system were improved. The design of the simulator for simulating fingering under high pressure CO2 was completed， and its visual function was expanded， long-core displacement platform for CO2 flooding was established. The detection of physical parameters of reservoir rock， CO2 solubility in formation water and crude oil and its change rule and characteristics， determination of reservoir physical parameters change rule in CO2 flooding was completed by using black 47 Well in Jilin oilfield as the research object. The mesoscopic multiphase multicomponent LBM model and boundary conditions were established after comprehensive evaluation of the existing multiphase multicomponent LBM model， and it was used to study the seepage flow problem in single pore and the influence of liquid CO2 on seepage is studied under different wettability in microporous. The experimental study on the influence of CO2/H2O/core interaction on the surface of the rock structure， chemical element and mineral composition， analysis of the influence of CO2 on reservoir wettability under the high temperature and high pressure were completed. The influence of CO2 flooding on reservoir physical properties and exploitation effect were analyzed by combining with numerical simulation. Factors such as permeability， fracture， pressure of CO2 which affect the interporosity flow of CO2 were studied.

Key Words：CO2 flooding；Percolation mechanics theory；Model；Simulation

地下水渗流对岩体力学性质的影响 篇7

1 机理分析

地下水是一种重要的地质营力,它与岩体之间的相互作用,一方面改变着岩体的物理、化学及力学性质;另一方面改变着地下水的物理、力学性质及化学组分。运动着的地下水对岩体产生3种作用,即物理的、化学的和力学的作用[2]。

1.1 地下水对岩体的物理作用

这种作用主要是由岩石中的结合水产生的,结合水是由于矿物对水分子的吸附力超过了重力而被束缚在矿物表面的水,水分子运动主要受矿物表面势能的控制,这种水在矿物表面形成一层水膜,产生以下几种作用:

1)润滑作用[3]。由可溶盐、胶体矿物连接成的岩石,当有水浸入时,可溶盐溶解,胶体水解,使原有的连接变成水胶连接,导致矿物颗粒间连接力减弱,摩擦力减低。这个过程在斜坡受降水入渗使得地下水位上升到滑动面以上时尤其显著。润滑作用使岩石的变形性提高,摩擦角减小。

2)软化和泥化作用。束缚在矿物表面的水分子通过其吸引力作用将矿物颗粒拉近、接紧,起连接作用,这种作用对于被土填充的结构面的力学性质的影响很明显[4]。由于岩体结构面中充填物随含水量的变化,发生由固态向塑态直至液态的弱化效应,使岩体的力学性能降低,黏土质岩石尤甚[5]。此外,当硬岩断层破碎带中含有大量黏土质填充物时需注意这种作用[6]。

3)结合水的强化作用[5]。处于非饱和带的岩体,其中的地下水是结合水,处于负压状态,按照有效应力原理,非饱和岩体中的有效应力大于岩体的总应力,从而增强了岩体的强度。

4)冻融作用[4]。孔隙、微裂隙中的水在冻融时的胀缩作用对岩石力学强度破坏很大。这种作用在我国北方应特别注意。

5)水楔作用[4]。当有水分子补充到矿物颗粒靠得很近的矿物表面时,矿物颗粒利用其表面吸着力将水分子拉到自己周围,在两个颗粒接触处由于吸着力作用使水分子向两个矿物颗粒之间的缝隙挤入,这种现象称为水楔作用。饱水岩石在受力过程中,水楔作用的影响更大,岩石强度的降低也较多。

以上几种作用都是与岩石中的结合水有关,而岩石含结合水的多少主要和矿物的亲水性(由黏土质矿物含量决定)有关。水对岩石的上述几种作用往往是其中几种同时发生,且绝大多数都降低了岩体的力学性能。根据实验研究,对于多孔隙的砂岩,饱水后的弹性模量甚至降低到干燥时的1/3。Colback和Wiid对石英质页岩和石英质砂岩的研究,饱水抗压强度仅为干燥时抗压强度的50%[5]。

岩石试件的含水量也显著影响岩石的抗压强度指标值,含水量越大,强度指标值越低。水对岩石强度的影响通常以软化系数[7]表示。

1.2 地下水对岩体的化学作用[5]

主要是指地下水与岩体之间的离子交换、溶解作用(岩溶)、水化作用(膨胀岩的膨胀)、水解作用、溶蚀作用、氧化还原作用等。

1)离子交换。

地下水与岩体之间的离子交换是由物理力和化学力吸附到岩土体颗粒上的离子和分子与地下水的一种交换过程。通常富含Ca离子或Mg离子的地下淡水在流经富含Na离子的土体时,使得地下水中的Ca离子或Mg离子置换了土体中的Na,一方面由水中Na的富集使天然地下水软化;另一方面新形成的富含Ca离子和Mg离子的黏土增加了孔隙度及渗透性能,使得岩土体的结构改变,从而影响岩土体的力学性质。

2)溶解作用和溶蚀作用。

天然的大气降水在经过渗入土壤带、包气带或渗滤带时,溶解了大量的气体,弥补了地下水的弱酸性,增强了地下水的侵蚀性。这些具有侵蚀性的地下水对可溶性岩石如石灰岩(CaCO3)、白云岩(CaMgCO3)、石膏(CaSO4)、岩盐(NaCl)以及钾盐(KCl)等产生溶蚀作用,增大了岩石的空隙率及渗透性。

3)水化作用。

是水渗透到岩土体的矿物结晶格架中或水分子吸附到可溶性岩石的离子上,使岩石的结构发生微观、细观及宏观的改变,减小岩土体的内聚力。

4)水解作用。

是地下水与岩土体(实质上是岩土物质中的离子)之间发生的一种反应,该反应一方面改变着地下水的pH值;另一方面也使岩土体物质发生改变,从而影响岩土体的力学性质。

5)氧化还原作用。

是一个电子从一个原子转移到另一个原子的化学反应。地下水和岩土体之间常发生的氧化过程有:硫化物的氧化过程产生Fe2O3和H2SO4,碳酸盐岩的溶蚀产生了CO2。地下水与岩土体之间发生的氧化还原作用,既改变着岩土体中的矿物组成,又改变着地下水的化学组分及侵蚀性,从而影响岩土体的力学性质。

以上地下水对岩土体产生的各种化学作用大多是同时发生的,一般地说化学作用进行的速度很慢。地下水对岩土体产生的化学作用主要是改变岩土体的矿物组成,改变其结构性而影响岩土体的力学性能。

1.3 地下水对岩体的力学作用[6]

岩石中的自由水不受矿物表面吸着力控制,其运动主要受重力作用控制,它对岩石力学性质的影响主要表现在孔隙水压力作用和溶蚀、潜蚀作用。

地下水对岩体的力学作用主要通过孔隙静水压力和孔隙动水压力作用对岩体的力学性质施加影响。前者减小岩体的有效应力而降低岩体的强度;后者对岩体产生切向的推力以降低岩体的抗剪强度。孔隙和微裂隙中含有重力水的岩石突然受载而水来不及排出时,岩石孔隙或裂隙中将产生高孔隙水压,减小了颗粒之间的压应力,从而降低了岩石的抗剪强度,甚至使岩石的微裂隙端部处于受拉状态,从而破坏岩石的连接。地下水在松散破碎岩体及软弱夹层中运动时对土颗粒施加体积力,可将岩石中可溶物质溶解带走,在孔隙动水压力的作用下可使岩体中的细颗粒物质产生移动,甚至被携出岩体之外,从而使岩石强度大为降低,变形加大,前者称为溶蚀作用,后者称为潜蚀作用,在岩石中有酸性或碱性水流时,极易出现溶蚀作用,当水力梯度很大时,对于孔隙度大、连接差的岩石易产生潜蚀作用。在岩体裂隙或断层中的地下水对裂隙壁施加两种力:1)垂直于裂隙壁的空隙静水压力(面力),该力使裂隙产生垂向变形;2)平行于裂隙壁的空隙动水压力(面力),该力使裂隙产生切向变形。具体理论公式见表1。

其中,σα为岩体的有效应力;σ为岩体的总应力;p为岩体中的空隙静水压力(负压);τd为岩体中的动水压力;γ为地下水的容重;J为地下水的水力坡度;b为裂隙的宽度。

2 工程实例[8]

平庄西露天煤矿。它的第16次滑坡,滑体长395 m,宽181 m,高41 m。滑坡体积为4.212×105 m3,主要岩性为砂页岩和页岩,滑坡前的倾角为20°,滑后的坡角为16°30′,滑坡面的倾角为18°40′。在滑坡顶部由于降雨积水,形成一条长约300 m的积水区,它浸泡着软弱岩层。采用SARMA法进行稳定性演算时,在有水的情况下,其安全系数K=1.15～1.21;如边坡处于疏干状态时,其安全系数K=1.50～1.56。

3 结语

通过上述实例以及大量工程实际表明,水对岩体的作用是十分明显的,它与岩体之间的相互作用,一方面改变着岩体的物理、化学及力学性质;另一方面改变着地下水的物理、力学性质及化学组分,有时对岩石的破坏起着决定性的作用,所以,重视地下水渗流对岩体力学性质的影响的研究是很有意义的。

摘要：针对地下水通过物理、化学和力学作用于岩石并引起岩石破坏的特点,分析了岩石水损伤机理,从总体上深化了对水—岩作用机理的认识,并结合工程实例进行了说明,以促进地下水渗流对岩体力学性质影响的研究。

关键词：地下水,岩体,作用机理

参考文献

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[5]蔡美峰,何满潮,刘东燕.岩石力学与工程[M].北京:科学出版社,2002.

[6]郑永学.矿山岩体力学[M].北京:冶金工业出版社,1991.

[7]冯夏庭.智能岩石力学导论[M].北京:科学出版社,2000.

[8]孙玉科,杨志法,丁恩保,等.中国露天矿边坡稳定性研究[M].北京:中国科学技术出版社,1999.

渗流影响 篇8

1 水利工程坝前泥沙淤积问题分析

在河流中修建的大坝一般都有泥沙堆积的现象, 因为水流在此被截止, 水流中所含的泥沙也在大坝前不断的沉淀, 然后逐渐形成较厚的泥沙堆积现象, 这些泥沙在侧面压着大坝, 让大坝受到更大的压力, 泥沙的质量较重所以有着比水更大的破坏力, 同时当开闸放水时, 泥沙的惯性大, 会对大坝的承受能力提出一个严格的考验。但是另一个方面泥沙形成了一层天然的阻水层, 让大坝的渗流现象大大减少。尤其是我国一些中小型水利大坝, 因为施工时为了节约成本, 或者忽视工作, 没有对大坝之前的区域进行防渗处理, 或者防渗处理的质量较差。所以泥沙有着重要的防渗功能。

大坝渗流的危害极大, 第一, 渗流现象会对大坝的地基造成改变, 使土地的支撑能力下降, 危害大坝的安全。第二, 渗流现象会造成大坝地基下方出现空洞, 或者地下河。如果地下河不断扩大, 就容易造成大坝下沉、毁坏等现象。第三, 渗流现象对让大坝的功能下降, 蓄水量下降, 造成水资源的流失。所以, 渗流现象不仅威胁着大坝的使用功效, 对大坝的安全也造成巨大影响。

2 某水利工程坝前泥沙淤积对大坝基础渗流影响进行分析

水利大坝的建造中, 主体结构是由大型石块堆砌而成的, 以某个大坝为例, 大坝中高度为150 米, 修建在一个河流流速缓慢, 泥沙很多的河道内。泥沙淤积已经超过100 米左右。因此在施工建设是应该有效的利用天然的泥沙防渗层, 不进行人工防渗层的施工, 同时精确计算大坝的安全性和抗泥沙水平压力。因为不用施工防渗层, 增加了大坝的体积, 实现了更大蓄水量的要求。在水库使用后发现, 泥沙淤积层中泥沙的颗粒的直接在0.05mm左右, 属于粉状的泥沙组织, 有极强的防水性, 为该处水坝的防渗流现象做出了重要贡献。经过几年的调查分析后, 对这座大坝的防渗能力和安全性做出评估, 在这几年中, 最高水位为275 米, 在近五年的水位平均值为250 米, 同时淤积泥沙的厚度已经超过130 米左右, 泥沙的淤泥使水坝水位不断升高, 泥沙淤积现象比较严重, 需要必要的清淤, 但是同时不能破坏水坝的抗渗性, 所以这就需要对淤泥处理的深度有着精确的把握, 在保护防渗性的同时为大坝减少载荷。

2.1 水库蓄水初期

2.1.1 坝前泥沙淤积。2000 年9 月25 日、2001 年12 月22 日和2002 年12 月18 日坝前1.32km处分别达到160.30、174.90m和180.50m。2003 年7 月11 日坝前60m处达到178.8m, 泥沙淤积厚度约为47m, 淤积面基本为水平面。

2.1.2 坝前淤积铺盖防渗效果。某水库自下闸蓄水到2003 年7月, 水库最高水位为240.87m。埋设在大坝帷幕前河床覆盖层中的基础渗压计P81 的观测水位反映了经淤积铺盖消减后的坝前基础水位, 库水位与P81 测值之差反映了淤积铺盖的防渗效果。

可以看出, 从1999 年10 月水库开始蓄水到2001 年8 月, 库水位与P81 水位差总体上随库水位上升而增加、随库水位下降而减小, 2000 年11 月8 日, 上游三门峡水库进行拉沙运用, 某坝前淤积明显, 导致库水位与P81 水位差突增16.4m, 坝前其他渗压计读数也普遍下降, 表明蓄水初期坝前泥沙淤积对大坝基础防渗效果显著。随着坝前泥沙淤积厚度增加速度的放缓或停滞, 这种变化在2002 年9 月~2003 年7 月库水位在230m以下时已变得不明显。

2.2 高水位时期。2003 年后, 受汛期影响, 某水库水位快速上升, 1 0 月15日达到265.48m, 超出前期最高水位 (240.87m) 24.61m, 距水库设计最高水位275m不足1 0m。2004~2006年, 水库最高水位分别为261.99、263.41m和256.32m, 水库进入高水位运行期。

2.2.1 坝前泥沙淤积。2006 年11 月26 日, 某坝前泥沙淤积面高程为182.5m, 比2003 年7 月11 日升高了3.7m, 泥沙淤积厚度约为51m, 坝前淤积面仍然为水平面, 泥沙粒径也基本未变。

2.2.2 坝前淤积铺盖防渗效果。坝前泥沙淤积铺盖防渗效果可以用水头削减比率来表示。水头削减比率是指淤积铺盖所削减的水头 (库水位与铺盖下P81 测值之差) 与大坝上下游水位差之比 (用百分数来表示) 。

库水位及淤积铺盖的水头削减比率过程线

经过2003 年汛后首次高水位运行以后, 某水库坝前淤积铺盖水头削减比率与库水位的变化呈反比关系, 随库水位升高而减小、随库水位降低而增加;随着高水位运行时间的延长, 淤积铺盖的水头削减比率变化幅度也逐步减小, 从坝基防渗来讲, 淤积铺盖削减了大坝工作水头的一半以上, 说明坝前淤积铺盖的防渗效果较好。

2.3 初步分析意见

某大坝防渗系统的设计原则为“以垂直防渗为主、水平防渗为辅”。水库最初3 年蓄水位相对较低的情况下, 随着坝前泥沙的快速淤积, 库区水平淤积铺盖初步形成并逐渐固结, 这对于防止水库从库底垂直向下渗流的效果非常明显;随着坝前三角区淤积的完成, 淤积面上升速度逐渐变缓甚至停滞, 在经过3 个蓄水期高水位运行以后, 淤积铺盖对坝基的防渗效果随库水位升高而减小、淤积铺盖的防渗效果逐渐稳定, 淤积铺盖削减了大坝工作水头的一半以上。

3 结论

大坝前的淤泥会对大坝产生较大的水平负荷, 所以要对其清理。但是在另一方面淤泥形成防水层减小了大坝的渗流现象。所以要合理控制大坝前泥沙的数量, 既能减少压力, 又能防止渗流。所以就要对大坝强泥沙的防水能力进行计算, 在保留其原有的功能下, 对多余的泥沙进行处理, 保证大坝的安全性, 提高大坝储水能力。

参考文献

[1]陈一明, 谈广鸣.淤积固结条件下坝前泥沙压力对坝体影响的试验[J].武汉大学学报 (工学版) , 2014 (2) .

[2]张文波.分析坝前泥沙淤积对大坝基础渗流影响[J].科技致富向导, 2013 (6) .

渗流影响 篇9

能源是人类社会生存发展的必要因素,人类社会发展依赖于各种形式的能源。随着经济的快速发展和人民生活水平的大幅提高,能源短缺问题已在各行业中显现出来,并成为全球关注的重大问题。节能也随之成为当今世界的主要研究课题。在此背景下,高效节能的地源热泵技术在我国得到了广泛的研究与应用。

我国南方地区地下水资源十分丰富,在地埋管换热器施工过程中,经常会碰到土壤含水层中存在地下水渗流的情况。地下水流动对地埋管换热器换热有明显的影响,此问题已经引起了研究人员的注意。Eskilson[1]利用移动线热源稳态解析解,讨论了稳态下渗流对地埋管换热器的影响。刁乃仁等[2]采用移动热源理论,得到了有均匀渗流时二维温度响应的解析解。范蕊等[3]通过数学模拟,分析了渗流对地下埋管换热器传热的影响,渗流能增强地下埋管换热器的传热能力。本文将在前人研究工作的基础上,进一步引入多孔介质渗流理论,通过对二维流动传热模型的数值模拟,分析地下水渗流对地埋管换热器周围土壤温度场和传热热阻的影响。

2 数学模型

地埋管换热器的传热过程是一个复杂的、非稳态的过程,该过程所涉及的几何条件和物理条件也都很复杂。为了便于分析,须作必要的简化:将土壤看成各向同性的均匀饱和多孔介质;考虑地下水的二维渗流,忽略垂直方向渗流;同一位置处的流体和固体瞬间达到热平衡;忽略回填材料与钻孔壁的接触热阻;将支管间传热相互影响的垂直U型管等效为一当量直径的单管,等效管不同深度管外壁的温度一致,散热量一致;本文以钻孔壁为界,把研究对象划分为钻孔内部分和钻孔外部分。钻孔内部分,采用一维稳态解析法求解钻孔内相关温度;钻孔外部分,采用数值模拟方法求解其温度场;两部分的结合点在于钻孔壁温度。

2.1 钻孔内传热数学模型

钻孔内的温度场采用一维稳态解析解求解。首先确定等效管的半径re,计算公式[6]如下:

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式中S是形状因子;rb是钻孔外半径,m。

等效钻孔壁平均温度Te计算公式为:

Te=Tw-q1(Rf+Rpe+Rb)

式中Tw为管内流体的平均温度,℃;q1为单位管长的换热量,w/m;Rf为流体至等效管内壁的换热热阻,(m.℃)/W;Rpe为等效管壁的导热热阻,(m.℃)/W;Rb为等效管到钻孔壁的热阻,(m.℃)/W。

2.2 钻孔外传热数学模型

地下水在土壤中渗流为层流流动,本模型连续性方程如下:

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地下水渗流的动量方程:

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y-动量:undefined

式中ρ为地下水密度;φ为土壤孔隙度;Smx和Smy是动量源项;α是渗透性与水容重的乘积;μ是流体黏度。

对于多孔介质流动,本文依旧使用标准能量方程,只是对扩散项和时间导数项做了修改。在多孔介质中,扩散项使用有效传导系数,在时间导数项中则计入固体区域对多孔介质的热惯性效应。在本模型中使用单相流体非等温渗流能量方程[4][5]:

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式中下标s表示土壤,下标f表示流体水;φ为土壤孔隙度,kt为有效传导系数,qt为总内热源强度,αt为总热扩散系数,(ρCp)f为总热容,δ为热容比,S为能量方程源项。

3 单井地埋管换热器的模拟与分析

3.1 模拟参数设置

本文所模拟的单井地埋管物理模型如图1所示。钻孔直径为0.15m,周围土壤区域AB长为6m,BC长为4m。土壤密度为2400kg/m3,比热容为1200j/kg.k,导热系数为 2.4w/k.m,孔隙度为0.3,渗透率为1.49e-10m2。钻孔内情况:钻井流量为1.15m3/h,钻孔内热阻为0.11k/w。初始条件:土壤的初始平均温度为18.5℃;边界条件:钻孔壁为热流边界条件,热流大小等于单位井深换热量77.58w/m;AB、CD边界为绝热边界;BC为出流边界;AD为速度入口边界,速度大小等于地下水渗流速度。

3.2 不同渗流速度下的土壤温度场分析

在有渗流的情况下,地埋管换热器的传热途径有两种:一是多孔介质骨架和孔隙中地下水的导热;二是地下水渗流产生的水平对流换热。图2～7是在夏季空调工况下,换热器连续运行10天后的土壤温度场情况。从图2与图3～7比较中可以看出:无渗流时,土壤温度场基本上是以中心对称的;而有地下水渗流时,土壤温度场在沿地下水渗流方向被明显地拉伸。这是因为存在地下水渗流时,地下水的温度基本等于土壤的原始温度。系统在夏季工况下运行时,不断向钻孔周围的土壤排放热量,使周围土壤温度升高。在上游区域,地下水渗流方向与土壤的温度梯度方向相反,这致使地下水不断吸收土壤中的热量,温度逐渐升高,同时对上游的土壤来起到了冷却的作用。而在钻孔的下游区域,地下水流过钻孔周围的高温土壤吸取了大量热量后,水温逐渐大于土壤的温度。并且下游的渗流方向与土壤的温度梯度方向一致,致使渗流水不断向土壤放热,对下游土壤起到了加热的作用。

从图3～7比较中可以看出:地下水渗流速度越大,土壤温度场在渗流方向上被拉伸的越大,在垂直于渗流方向上被切削的越大。也就是说渗流速度越大,埋管在沿着渗流方向的热作用距离越大,垂直于渗流方向的热作用距离越小。那么井群布置时,在地下水渗流方向上要适当增加钻井间距;而在垂直于地下水渗流方向上,可适当的减小钻井间距,而达到井群优化布置的目的。

3.3 不同渗流速度下的土壤总传热热阻分析

为研究地下水渗流速度对地埋管周围土壤总传热热阻大小的影响。在土壤温度场稳定后,求出不同渗流速度下土壤总传热热阻。土壤总传热热阻采用如下公式计算:

undefined (9)

式中Te为钻孔壁的平均温度,℃;Ts土壤的原始温度,℃;q,单位井深换热量,w/m。

当温度场达到稳定后,采用公式(9)求出不同渗流速度下的土壤热阻阻值。当v=0.1m/d时,土壤热阻值为0.188k/w;当v=0.5m/d时,土壤热阻值为0.101k/w;当v=1m/d时,土壤热阻值为0.073k/w;当v=5m/d时,土壤热阻值为0.032k/w;v=10m/d时,土壤热阻值为0.023k/w。由此可见地下水渗流速度越大,土壤总传热热阻阻值越小,越有利于地埋管的换热。图8是土壤温度场稳定后,不同地下水渗流速度下总传热热阻的变化情况。

4 结论

通过对单井地埋管换热情况的模拟,分析地下水渗流对地埋管换热的影响,得出结论如下:

(1)存在地下水渗流时,地埋管换热器温度场将沿地下水渗流方向被明显地拉伸。井群布置时,在地下水渗流方向上宜适当增加钻井间距;而在垂直于地下水渗流方向上,宜适当减小钻井间距,从而达到井群优化布置的目的。

(2)地下水渗流能减小土壤总传热热阻,有利于提高地埋管的换热效率。地下水渗流速度越大,土壤总传热热阻越小。

参考文献

[1]Eskilson P.Thermal analysis of heat extraction boreholes.Swe-den:Doctoral thesis,Lund University,1987

[2]刁乃仁,李琴云,方肇洪.有渗流时地热换热其温度响应的解析解.山东建筑工程学院学报,2003,18(03):1~5

[3]范蕊,马最良.热渗耦合作用下地下埋管换热器的传热分析.暖通空调.2006.

[4]孔祥言.高等渗流力学.中国科学技术大学出版社:47-48

[5]fulent6.1全攻略.2005

渗流影响 篇10

关键词：渗流,深基坑开挖,摩阻力,基坑回弹

0引言

随着我国城市化进程的加速,大量的地下建筑物在沿海地区兴建,如城市地铁、地下车库、高层建筑多层地下室、地下商场、地下医院、地下民防工事以及多种地下民用和工业设施等,并由此而产生了大量的深基坑工程,基坑底存在大量工程桩时,在地下水甚至承压水的作用下,深大基坑开挖隆起回弹对桩基的上拔作用越来越显著,尤其是土质条件相对较软弱时,开挖使坑底土产生强烈回弹,桩身全长处于受拉状态,目前国内不但缺乏相应的评估体系与方法,甚至存在桩下部减少配筋量的做法。此外,深大基坑开挖坑底土体隆起回弹与围护结构位移的增大,导致开挖完成后的工程桩承载性状发生变化,引起大面积基桩受拉甚至造成严重的工程事故。

近年来,一些城市和地区的基坑工程施工所引起的桩基问题或事故时有发生。如1977年Burland[1]等在地下车库的修建中注意到了由于18. 5m的开挖, 导致坑底回 弹,桩土上拔13 ~ 16mm的现象。 Iwasaki[2]等 ( 1994) 报道了名古屋市在既有地铁结构下开挖修建地铁隧道,由于基坑开挖导致土体回弹,对桩基产生向上的摩阻力而使桩身上部产生上拔作用。朱火根[3]等报道了上海某基坑最大开挖深度13m,坑底回弹隆起造成30% 的工程桩在钢筋笼底处断裂,受拉破坏。陈孝贤[4]报道了厦门地区某开挖深度为7m的基坑,坑底回弹造成桩基受拉产生断裂,导致25% 的坑底灌注工程桩有明显或严重缺陷。众多学者也从理论研究、实验模拟、数值模拟等方面对基坑开挖进行了研究[5~11]。

本文基于盐城市先锋国际广场地下工程项目, 分别对坑底单桩和群桩进行研究,分析了不同渗流条件下单桩抗拔承载力特性的研究; 对比了群桩效应下中心桩与边桩在渗流作用下引起的桩身轴力、 侧摩阻力的变化规律,并考虑了连续墙对工程桩承载力的影响,进而对工程施工提供参考依据。

1有限元模型及参数

1.1工程实例及土层参数

盐城市先锋国际广场位于盐城市亭湖区先锋岛,三面环水,总建筑面积地上约376400m2,地下约106567. 59m2。该工程三面环水,地下水位较高, 约为地面以下1. 5m,故采用直径为1m、长为35m的钻孔灌注桩,基坑采用明挖法施工,基坑宽度约为30m,开挖深度约为16m。

本文采用HS模型对基坑的开挖进行模拟研究, 结合地质勘察报告选取土层参数 ( 见表1) ,剪切模量采用弹性力学知识得到,第一层土的横向和竖向渗透系数分别为4. 37 ×10- 3m / d、4. 14 × 10- 4m / d, 第二层土的横竖向渗透系数分别为2. 71 × 10- 3m / d、 2. 4 × 10- 4m / d,第三层土的横竖向渗透系数均为2 × 10- 3m / d,杨氏模量取地质勘查报告中压缩模量Es0. 1 ~ 0. 2的3倍。

1.2模型参数

为了真实模拟在渗流作用下深基坑开挖对桩基的影响,模型采用1 ∶ 1的比例,混凝土设计参数为: γ = 20k N/m3,E = 30000MPa,ν = 0. 2。设置地下连续墙和水平支撑作为支护结构,地下连续墙厚1m,墙底埋深 - 40m。地面标高为0. 00m。模型的水平边界上约束水平向方位,底部为全约束。土体模型尺寸采用长150m、宽80m,桩土之间通过定义接触来实现。

1.3工况模拟

为了分析不同工况下开挖对桩基的影响,本文分三种工况进行对比分析,首先不考虑地下水的渗流,分析开挖条件下的桩基受力情况,然后对基坑内部进行降水施工,在此过程中分为一次降水和分次降水。三种方案所用的施工总时间相同,并设置每开挖1m所用的时间为1d。两种降水情况对应的计算工况见表2和表3。

2结果分析

2.1基坑开挖对单桩承载特性的影响

2.1.1桩身轴力

通过有限元计算,分别分析了不考虑降水、一次降水、分次降水对单桩桩身轴力的影响 ( 计算模型见图1) 。在不考虑基坑降水渗流情况下,每层基坑开挖桩身都会出面明显的轴力增加,当开挖到第四层 ( - 16m) 时,桩身最大轴力为135k N/m, 从第二层开始桩身轴力呈 “C”分布 ( 见图2) 。在考虑基坑一次降水时,开挖到第四层时桩身最大轴力达到130k N/m,桩身轴力要比无渗流时的轴力要小,可见渗流条件下可以减小桩身轴力 ( 见图3) 。 当采用分次降水时最大桩身轴力达到127k N/m,这个值和一次降水的最大桩身轴力相差不大 ( 见图4) 。由图2 ~ 图4可知,三者的最大轴力都出现在桩身20m处。

对比无渗流条件和分次降水条件,可以发现, 两者在首层开挖时桩身轴力的变化较为平缓,而一次降水条件下首层和二层的桩身轴力变化趋势不明显,可见在一次降水的过程中,对前期开挖桩身轴力不会出现较大增加。但是分次降水情况下,每一层的开挖都会出现较大的桩身轴力,说明渗流的方式对每层的轴力增加值有较大影响,但对最大桩身轴力影响不大。

2.1.2桩侧摩阻力

基坑开挖导致桩周土体卸载,桩与土界面的有效应力减小,从而引起桩侧摩阻力的变化,如图5所示,定义沿桩身竖直向上的侧摩阻力为正摩阻力,沿桩身竖直向下的侧摩阻力为负摩阻力。在进行单桩无渗流模拟实验时,基坑开挖前期,工程桩在自重作用下发生沉降,工程桩产生轴向压力和正摩阻力,但是随着基坑深度的增加,坑内土体发生卸载回弹,桩身上部的正摩阻力逐渐减小,而桩身下部的土体回弹量较小,桩身的回弹量大于土体回弹量,开始变为负摩阻力,两者的中性面发生在沿桩身16m处。

当基坑渗流采用一次降水时 ( 见图6) ,中性面发生了下移,出现在沿桩身18m处; 采用分次降水时 ( 见图7) ,中性面继续发生下移达到20m。 说明在采用分次降水的措施时,基坑的土体和桩体的回弹受到了抑制,分析比较单桩侧摩阻力的分布图可以看出,在采用考虑渗流时,桩身正摩阻力的最大值要小于无渗流时的正摩阻力最大值。

2.2基坑开挖对群桩承载特性的影响

2. 2. 1 7. 5m间距桩身轴力分析

工程桩一般是共同工作的,所以在基坑开挖渗流过程中要考虑到基坑的群桩效应。本文对渗流条件下基坑的群桩进行模拟,首先将基坑中的工程桩间隔设为7. 5m ( 见图8) 。

当坑底设置三根工程桩,采用一次降水开挖第一层时,1号桩的轴力要大于2号桩的轴力,详见图9 ( a) ,而相对于单桩轴力,两根桩的最大轴力却出现在桩身10m处。随着开挖深度的增加,在第二层时,2号桩的轴力开始大于1号桩的轴力,详见图9 ( b) 、9 ( c) ,并且轴力的差距逐渐增加。 当基坑开挖到第四层时,桩身轴力的最大值都出现在13m处,说明在开挖的过程中,桩身轴力的最大轴力会出现下移的情况,但是最大轴力的位置相对于单桩轴 力最大值 的位置有 所上升,详见图9 ( d) 。开挖到第四层时,1号桩的最大轴力值为86k N / m,2号桩的最大轴力100k N / m,这个值相对于单桩一次降水的第四层最大轴力都有所减小, 可见增加了工程桩的数量会减小单桩桩身的轴力。

改变渗流方式,分析分次降水对群桩的影响, 见图10 ( a) ,在第一层开挖过程中桩身轴力和轴力变化趋势和一次降水得到的图形相同。当开挖到第二层时,见图10 ( b) ,1号桩和2号桩之间也趋于相等,只有细微的差距,在沿桩深度13m之前2号桩的轴力略微大于1号桩,超过13m后1号桩的轴力逐渐大于2号桩,但两者的差距不大。达到第三层时,见图10 ( c) ,分次降水和一次降水的变化趋势又趋于相等,但是轴力最大值略微小于一次降水的轴力最大值。达到底层时,见图10 ( d) ,两根桩的轴力最大值要比一次降水的最大值小。说明增加基坑底部群桩的数量会减小单桩桩身的轴力,并且轴力最大值出现的位置上移。因此,不同的渗流方式对边桩的影响较大,采用分次降水会延缓边桩轴力在开挖过程中的突增,但是这种突增避免不了,开挖到基坑底层时,边桩的轴力要比中桩的轴力大,可见在考虑渗流的情况下,渗流对靠近地下连续墙附近的工程桩作用明显。

2. 2. 2 7. 5m间距桩侧摩阻力分析

在采用7. 5m桩身间距模拟时,进行一次降水开挖第一层,见图11 ( a) ,1号桩便出现了负摩阻力,2号桩在沿桩身深度30m时才出现负摩阻力。随着开挖深度的增加,见图11 ( b) 、11 ( c) 、 11 ( d) ,两根桩的桩身上部都会出现负摩阻力,而桩身下部表现为正摩阻力,可见一次降水时,桩身的回弹量要大于土体的回弹量,导致桩身上部出现较大的负摩阻力,而土体的回弹量随着开挖深度的增加才逐渐大于桩体的回弹量,才会在桩身下部表现为正摩阻力。比较1号和2号两根桩,处于基坑边缘的土体在进行一次降水时,土体的后期回弹量要明显大于基坑中心的土体,从而使得2号桩的正摩阻力要大于1号桩的正摩阻力。

如果采用分次 降水施工,见图12 ( a) 、12 ( b) 、12 ( c) 、12 ( d) ,桩身负摩阻力最大值要小于一次降水的负摩阻力最大值,说明在采用分次降水时,桩体和土体的回弹量有了很大的减小,所以在施工时可以尽量采用分次降水,减小土体沉降与后期回弹量。

2. 2. 3 5m间距桩身轴力分析

为了研究桩间距对桩身轴力的影响,对桩间距进行了调整,把间距改为5m,并且分一次降水和分次降水进 行分析,详见图13、图14和图15所示。

见图14 ( a) 所示,在进行基坑一次降水时, 当开挖到第一层,靠近基坑中心的1号桩和2号桩的轴力和变化趋势相差不大,但是边桩 ( 3号桩) 的轴力却明显小于其它两根桩的轴力,三根桩的轴力最大值出现在沿桩深度8m附近,这比7. 5m间距模型的轴力最大值位置又要浅。当基坑开挖至第二层时边桩的轴力发生突增,表现为从基坑中心向连续墙逐渐增加,桩身轴力的最大值的位置也出现下移,在10m附近,但是在第二层开挖时,见图14 ( b) ,沿桩身深度20m以下三根桩的轴力趋于相等,没有表现出明显的轴力差。在开挖到第三层时,见图14 ( c) ,边桩的轴力逐渐增大,3号桩的轴力与1、2号桩的轴力差也逐渐拉大,达到第四层时 ( 见图14 ( d) ) ,这种差距达到最大。但是在基坑开挖的过程中,靠近基坑中心的两根桩,它们的轴力始终相差不大。相比较7. 5m间距时的桩身轴力,5m间距的工程桩由于数量的增加,每根桩的轴力最大值都有所减小,说明增加工程桩的数量可以减小单桩桩身轴力的最大值,并且最大轴力出现的位置也会向桩顶靠近。

把渗流方式改为分次降水时 ( 见图15) ,从第一层开挖到第四层的过程中,工程桩的轴力值与变化趋势与一次降水的情况相差不大,说明在采用群桩时,降水方式的不同不会明显改变工程桩的轴力变化趋势和大小。渗流对基坑边桩的轴力影响最大,由于群桩共同作用的抑制,一次降水在单桩模拟中出现的大范围沉降和回弹都受到抑制,所以在采取不同的渗流方式时,最终的轴力值不会受到太大影响。

2. 2. 4 5m间距桩侧摩阻力分析

图16是考虑一次降水时桩侧摩阻力沿桩深度分布图,从图可以看出在第一层开挖时,靠近基坑边缘的3号桩桩身侧摩阻力的值逐渐变为正摩阻力, 并沿桩深度增加变为负摩阻力,而1号和2号桩则表现为负摩阻力随桩深度增加变为正摩阻力,但是随着基坑开挖,三根桩的侧摩阻力都是在沿桩深度10m前为负摩阻力,10m以下为正摩阻力,这样的增长趋势和7. 5m的桩间距所给出的侧摩阻力变化趋势图相似,结合7. 5m桩间距的侧摩阻力变化趋势图, 可以发现与中间的工程桩相比,边桩的侧摩阻力值始终处于最大,由负摩阻力变为正摩阻力的幅度最大,但是改变桩间距并没有太大改变侧摩阻力最大值的大小,只是最大值出现的位置向桩顶靠近。

由图17可看出,换成分次降水,中间两根桩的变化趋势较一次降水没有太大改变,而3号边桩的侧摩阻力最大值有所减小,再次说明采用分次降水可以减小基坑的回弹量。

3结论

( 1) 基坑开挖会导致基坑底部产生卸载回弹, 桩身分别承受正摩阻力和负摩阻力,采用降水措施可以减小桩顶的回弹量及土体的回弹量。

( 2) 在考虑群桩降水施工时,采用不同的降水方式对最终的桩身轴力的影响不是很大,但是不同的降水方式对边桩轴力的变化趋势产生较大影响, 主要表现在采用一次降水时,轴力变化过程中会产生突增,采用分次降水可以对这一现象起到延缓作用。

( 3) 桩间距离的大小对桩身轴力有较大影响, 较小的桩间距可以减小桩身轴力值,轴力最大值和侧摩阻力最大值出现的位置也会相应地向桩顶移动,但是缩小距离并不会大幅改变桩侧摩阻力的最大值。

( 4) 降水渗流使地基产生固结沉降,在群桩中边桩的侧摩阻力要大于中间桩的侧摩阻力。在桩身上部,坑底桩的侧摩阻力大小趋于相等,但是在桩身下部,边桩的侧摩阻力值要明显大于其它中间桩,整体呈现出中间小、两边大的形式。

( 5) 在渗流条件下基坑开挖过程中单桩的侧摩阻力表现形式和群桩的侧摩阻力表现形式相反,单桩对土体回弹的抑制作用较小,桩身上部的土体回弹量要大于桩体本身的回弹量,因此上部出现正摩阻力,下部出现负摩阻力; 群桩对土体回弹起到较大抑制作用,在桩身上部桩身的回弹量要大于土体,表现为负摩阻力,在桩身下部,土体的回弹不可避免,逐渐大于桩体本身的回弹,才逐步转变为正摩阻力。

渗流影响 篇11

混凝土坝建成蓄水后, 在上、下游水位的作用下, 坝体和坝基将会出现渗流现象。渗流监测是混凝土坝安全监测的重点项目之一, 主要包括坝基扬压力、坝体及坝基渗流量和绕坝渗流监测等。

目前在建立混凝土坝渗流监测数学模型时, 大多认为温度对渗流的影响相对较小, 因此主要设置上、下游水位、降雨和时效等因子形式, 而未考虑温度因子。有些文献虽然在预置因子中考虑了温度因子, 但并未对温度因子与渗流的关系以及影响程度进行深入的研究。现有的理论研究表明, 温度与渗流之间存在耦合关系, 这种耦合关系是不能被忽略的。因此, 在建立混凝土坝渗流监测数学模型时, 如果完全不考虑温度因子, 将难以反映环境变量对渗流的真实影响。

本文以某混凝土坝坝基扬压力监测为例, 分别建立了不考虑温度因子和考虑温度因子的扬压力监测统计模型, 从而对温度变化是否影响渗流效应量以及影响程度和规律进行了对比研究。

1渗流监测数学模型的建模方法

1.1水压因子的构成形式

由于上、下游水位对渗流类监测效应量的影响存在滞后效应, 因此, 水压因子的构成一般取为监测效应量观测日前期若干天的水库上、下游水位或水深的平均值[1,2], 即:

$\widehat{h}{}_{{\rm H}}(t)=a{}_0+{\displaystyle \sum _{i=1}^{n{}_1}a}{}_{1i}{\rm H}{}_{1i(s{}_{1i}-e{}_i)}(t)+{\displaystyle \sum _{i=1}^{n{}_2}a}{}_{2i}{\rm H}{}_{2i(s{}_{2i}-e{}_{2i})}(t)(1)$

式中:a0为回归常数;a1i 、a2i为回归系数, 分别由回归分析确定;H1i (s1i-ei) 为第i个上游水位水压因子, 系观测日前期第s1i天至第e1i天的上游水位的平均值;H2i (s2i-e2i) (t) 为第i个下游水位水压因子, 系观测日前期第s2i天至第e2i天的下游水位的平均值; n1、n2分别为上、下游水压因子个数。si、ei和n视具体情况经论证而定, n一般取4～6。

1.2降雨因子的构成形式

降雨因子主要反映地下水水位和地下径流活动 (它们与降雨有密切关系) 对渗流监测效应量的影响。由于降雨对渗流监测效应量的影响也存在滞后效应, 因此, 降雨因子可采用渗流监测效应量观测日前期若干天的日降雨量累计值作为因子。

降雨因子的构成形式为:

$\widehat{h}{}_R(t)=b{}_0+{\displaystyle \sum _{i=1}^{m}b}{}_{i}R{}_{i(s{}_i-e{}_i)}(t)(2)$

式中:b0为回归常数;bi为回归系数, 根据回归分析来确定;Ri (si-ei) (t) 为第i个降雨因子, 系观测日前期第si天至第ei天日降雨量的累计值;m为降雨因子个数。si、ei和m视具体情况经论证而定, m一般取4～6。

1.3温度因子的构成形式

温度对混凝土坝渗流监测效应量的影响主要是由于温度变化导致坝体混凝土孔隙、坝基岩石裂隙等发生变化以及温度变化导致其他物理量 (如变形、应力等) 发生变化, 从而引起渗流状态发生变化[3,4,5]。温度对渗流监测效应量的影响也存在滞后效应, 因此同样可以采用渗流监测效应量观测日前期若干天气温的平均值作为温度因子。

此时温度因子的构成形式可表示为:

$\widehat{h}{}_{{\rm T}}(t)=c{}_0+{\displaystyle \sum _{i=1}^{p}c}{}_i{\rm T}{}_{i(s{}_i-e{}_i)}(t)(3)$

式中:Ti (si-ei) (t) 为第i个温度因子, 系观测日前第si天至第ei天气温的平均值;m为温度因子个数;c0 为回归常数;ci 为回归系数, 由回归分析确定;si、ei和p视具体情况经论证而定, p一般取4～6。

1.4时效分量的构成形式

时效分量是一种随时间推移而朝某一方向发展的不可逆分量, 它主要反映坝体材料徐变、坝基岩石蠕变、岩体节理裂隙以及软弱结构对渗流监测效应量的影响, 其成因比较复杂。时效分量的变化一般与时间呈曲线关系, 可采用对数式、指数式、双曲线式、直线式等表示。在建立渗流监测统计模型时, 可根据具体情况预置一个或多个时效因子参与回归分析。时效因子一般可以采用如下8种形式来表示[1], 即:

$\begin{array}{l}{\rm I}{}_1=\ln (t{}_1+1);{\rm I}{}_2=1-e{}^{-t{}_1}；{\rm I}{}_3=t{}_1/(t{}_1+1)；{\rm I}{}_4=t{}_1;\\ {\rm I}{}_5=t{}_1^2;{\rm I}{}_6=t{}_1^{0.5};{\rm I}{}_7=t{}_1^{-0.5};{\rm I}{}_8={\rm I}/(1+e{}^{-t{}_1})(4)\end{array}$

因此, 时效分量的构成形式可表示为:

$\widehat{h}{}_{\theta }(t)=c{}_0+{\displaystyle \sum _{i=1}^{p}c}{}_i{\rm I}{}_i(t)(5)$

式中:$\widehat{h}$θ (t) 为t时刻的时效统计分量;t1为相对于基准日期的时间计算参数, 一般取t1= (观测日序号 - 基准日序号) /365;c0为回归常数;ci为回归系数;c0、ci均由回归分析确定;p为所选择的时效因子个数, 可取p=1～8。

1.5模型的构成

不考虑温度因子时, 渗流监测数学模型的一般表达式为:

$\widehat{h}(t)=\widehat{h}{}_{{\rm H}}(t)+\widehat{h}{}_R(t)+\widehat{h}{}_{\theta }(t)(6)$

考虑温度因子时, 渗流监测数学模型的一般表达式为:

$\widehat{h}(t)=\widehat{h}{}_{{\rm H}}(t)+\widehat{h}{}_R(t)+\widehat{h}{}_{{\rm T}}(t)+\widehat{h}{}_{\theta }(t)(7)$

式中:$\widehat{h}$ (t) 为渗流类监测效应量h在时刻t的统计估计值;$\widehat{h}{}_{{\rm H}}(t)、\widehat{h}{}_R(t)$、$\widehat{h}$T (t) 、$\widehat{h}$θ (t) 分别为$\widehat{h}$ (t) 的水压、降雨、温度和时效分量。

2某混凝土坝坝基扬压力统计模型

某混凝土重力坝坝高184 m, 共分15个坝段, 其中1～5号为右岸挡水坝段, 6～9号为溢流坝段, 10～12号为电站坝段, 13～15号为左岸挡水坝段。在每个坝段防渗帷幕后布置了1个测压孔, 监测坝基扬压力, 测压孔编号与坝段号一致, 分别为UP1～UP15。此外, 在4号、8号和12号坝段布置了横向监测断面。本次针对帷幕后的UP1～UP15共15个测压孔的实测扬压水位, 在上游水位因子、下游水位因子和降雨因子形式不变的前提下, 分别建立不考虑温度因子影响和考虑温度因子影响条件下的监测统计模型, 从而分析温度对坝基渗流的影响状况。

2.1不考虑温度因子的建模结果

不考虑温度对坝基扬压力的影响, 根据式 (1) 、式 (2) 、式 (4) 和式 (6) , 建立扬压力监测统计模型。

(1) 上游水压因子取6个, 记为HU0-1、HU2-3、HU4-7、HU8-15、HU16-30、HU31-60, 分别代表扬压力观测日当天、前期2～3 d、前期4～7 d、前期8～15 d、前期16～30 d、前期31～60 d的水库上游水位平均值。

(2) 下游水压因子也取6个, 记为HD0-1、HD2-3、HD4-7、HD8-15、HD16-30、HD31-60, 分别代表扬压力观测日当天、前期2～3 d、前期4～7 d、前期8～15 d、前期16～30 d、前期31～60 d的水库下游水位平均值。

(3) 降雨因子取6个, 记为R0-1、R2-3、R4-7、R8-15、R16-30、R31-60, 分别代表扬压力观测日当天、前期2～3 d、前期4～7 d、前期8～15 d、前期16～30 d、前期31～60 d的降雨量累计值。

(4) 经过对式 (4) 所述的8种时效因子不同组合形式的计算和比较, 最终选择4个时效因子参与建模, 即:I1=t, I2=ln (t+1) , I3=t/ (t+1) , I4=1-e-t。

显著性水平取为α=0.05, 引、剔因子的F统计量取为F=3.9。通过一轮或数轮逐步回归分析计算, 建立15个测压孔扬压水位的监测统计模型。

不同类型的坝段选择2个测压孔作为代表, 将代表性测压孔扬压水位统计模型分量分解列入表1。表1中, 各分量比例表示单个分量在各分量之和中的比例。

2.2考虑温度因子的建模结果

考虑温度对坝基扬压力的影响, 根据式 (1) ～ (4) 和式 (7) , 分别建立15个测压孔扬压水位的监测统计模型。上游水压因子、下游水压因子、降雨因子和时效因子与不考虑温度影响时相同, 温度因子按如下方式选取。

外界气温对坝基温度影响具有滞后性, 根据坝基温度计实测基岩温度过程线与外界气温过程线的比较可知, 滞后时间一般为2个月, 最长可达到4个月, 因此, 温度因子取6个, 记为T0-1、T2-7、T8-15、T16-30、T31-60、T61-120, 分别代表扬压力观测日当天、前期2～7 d、前期8～15 d、前期16～30 d、前期31～60 d、前期61～120 d的气温平均值。

同理按式 (7) 建立15个测压孔的扬压水位统计模型, 代表性测压孔扬压水位统计模型分量分解见表2。

2.3对比分析

将表1与表2进行对比分析可知:

(1) 表2中所列出的8个代表性测点统计模型均入选了温度因子, 说明温度对该混凝土坝坝基扬压力变化是存在一定影响的, 这也表明在建立混凝土坝渗流监测统计模型时应考虑温度变化的影响。表2中未列出的其他7个测压孔 (UP2、UP4、UP5、UP6、UP8、UP12、UP14) 扬压水位的统计模型中, 也均入选了温度因子。

(2) 从统计模型复相关系数R和剩余标准差S来看, 表2中考虑温度影响所建立的统计模型复相关系数R, 比表1中不考虑温度影响时的R有所提高, 剩余标准差S则有所下降, 说明考虑温度影响所建立的统计模型的质量要优于不考虑温度影响所建立的统计模型, 因而也更能代表各环境变量对坝基扬压力的实际影响。

(3) 表2中8个统计模型的温度分量所占比重大致为6.5%～11.3%, 温度分量所占比重与下游水位相当, 但比上游水位、降雨和时效要小, 说明温度变化对混凝土坝坝基扬压力的影响比上游水位、降雨和时效变化对混凝土坝坝基扬压力的影响要小。

(4) 从表1和表2各分量比重变化情况来看, 考虑温度影响后, 上游水位、下游水位、降雨和时效分量的比例均有下降, 其中上游水位和时效下降的比例较大。这主要是因为该混凝土坝为多年调节水库, 水位呈明显的年周期性变化;而本文中温度因子选择为气温因子, 气温也呈明显的年周期性变化, 上游水位因子与气温因子之间具有一定的相关性。当不考虑温度因子时, 温度变化引起的坝基扬压力变化大部分被分解到上游水位分量中;考虑温度因子时, 温度变化引起的坝基扬压力变化被独立分解出来, 因而上游水位分量所占的比重就随之明显下降。此外, 不考虑温度因子时, 温度变化引起的坝基扬压力变化也有一部分被分解到时效中, 导致考虑温度影响后, 时效所占比重下降。

(5) 由于上游水位因子与气温因子之间具有一定的相关性, 当不考虑温度变化影响时, 统计模型所分离出来的上游水位分量将会比实际的上游水位分量偏大, 有可能导致在对防渗帷幕的防渗效果进行评价时产生误导, 甚至得出错误的评价结论。因此, 从这个意义上讲, 在建立混凝土坝坝基扬压力统计模型时, 必须考虑温度变化的影响。

当然, 本文只给出了一座混凝土坝坝基扬压力考虑温度变化与不考虑温度变化时的建模结果对比分析实例, 上述分析结论还有待大量工程实例的进一步验证。

3结论

温度对混凝土坝渗流的影响是十分复杂的, 目前的理论研究尚不完善, 一般认为温度对混凝土坝渗流影响主要是由于温度变化导致坝体混凝土孔隙、坝基岩石裂隙等发生变化以及温度变化导致其他物理量 (如变形、应力等) 的变化, 从而引起渗流状态发生变化。

本文以某混凝土坝坝基15个测压孔的扬压力监测为例, 分别建立了不考虑温度因子和考虑温度因子的扬压力监测统计模型, 对比研究了温度变化对混凝土坝坝基扬压力的影响。研究表明:在建立混凝土坝渗流监测统计模型时, 应考虑温度因子;温度因子与上游水位因子之间存在一定的相关性, 考虑温度因子有利于提高建模质量, 能更好地描述各环境变量对渗流的实际影响程度, 能更准确地对大坝安全作出评价。

参考文献

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