渗流稳定（精选7篇）
渗流稳定 篇1
1 引言
本文研究对象古城水库大坝坝中部河槽处分布第四系全新统冲积粉质粘土, 承载力低, 压缩性高, 易引起压缩沉降, 造成坝体开裂及渗漏。老河床部位渗漏、散浸现象较为严重, 原始地面处理不彻底, 接合面及软夹层透水形成。并且由于坝体与坝基间的接合面含有较多腐殖土及较多粉质, 局部含少量砾砂, 施工时清基不彻底, 腐殖土孔隙度大, 土质疏松, 中等透水性, 易形成渗漏;坝基土局部中等透水性, 长期位于高水位情况下, 易形成渗漏。
2 古城水库概况
古城水库最大坝高21.5m, 坝顶长度1070m, 坝顶高程155.50m。主坝坝顶局部沉陷不均, 坝顶高程达不到原设计坝顶高程, 一般在0.1~0.3m之间, 最大处达到0.39m。
古城水库建成后, 经过多年的运行使用, 发现大坝存在很多问题, 大坝下游坡渗水严重, 由于大坝施工质量差, 坝坡面多处沉陷不均, 坡面混凝土块塌陷严重, 损坏面积达13 928m2, 损坏率达61.0%。
通过地质分析, 造成坝基渗漏的主要原因包括: (1) 坝体与坝基间的接合面含有较多腐殖土及较多粉质, 局部含少量砾砂, 施工时清基不彻底, 腐殖土孔隙度大, 土质疏松, 中等透水性, 易形成渗漏; (2) 坝基第 (2) 层土局部中等透水性, 长期位于高水位情况下, 易形成渗漏。
据此对大坝填筑质量进行评价:大坝坝体填筑质量不合格。
大坝下游坡面排水沟损坏严重, 坝下贴坡式反滤排水原设计长200m, 未按设计要求兴建, 实际只建了40m, 且已堵塞失效。由于水库确权划界工作没有到位, 大坝外坡禁脚内农民进行耕作的现象十分普遍, 给大坝造成了一定的安全隐患。据此, 对上游护坡及下游坝脚质量评价为不合格[1]。
3 计算古城水库大坝渗流
在对古城大坝渗流进行计算时, 可以使用二维稳定渗流有限元计算方法, 依据各向同性来对土层渗透性进行分析。在对断面进行计算时, 分别对河床的最大断面 (0+350m) 及岸坡坝断面 (0+485m) 进行计算。计算工况按初步设计的调洪计算结果, 在选择上游水位时, 分别选取了正常蓄水位、设计洪水位以及校对洪水位, 其高度为153m、154m和155m。在选择下游水位时, 河床坝段和岸坡坝段均为136m。
由以上试验可得出如下结论:大坝各土层的渗透系数及允许渗透坡降取值见表1, 根据渗流计算成果[2,3], 见表2。
4 古城水库大坝抗滑计算
根据渗流计算成果, 古城水库大坝抗滑稳定计算取河床段最大断面0+350m和岸坡坝段0+485m来进行计算。依据《中国地震动参数区划图》 (GB18306—2001) 中的有关规定, 水库所在位置的地震动参数标准值为0.05g, 地震烈度保持在Ⅵ度以上, 在进行复核计算时, 地震荷载的作用不进行详细考虑[4,5]。
依据水库的实际情况和《碾压式土石坝设计规范》 (SL274—2001) 的要求, 在对工况进行计算时, 主要分为以下2种情况: (1) 正常工况。在正常蓄水位的情况下, 渗流情况比较稳定, 此时下游坝坡也比较稳定;在设计洪水位的情况下, 渗流情况比较稳定, 此时下游坝坡也比较稳定;正常蓄水位下降到死水位时, 上游坝坡会出现比较稳定的情况。 (2) 非正常工况。在校对洪水位的情况下, 渗流情况比较稳定, 此时下游坝坡也比较稳定;当校对洪水位下降到正常蓄水位时, 上游坝坡会出现比较稳定的情况。使用有效应力法进行计算, 地质资料的有关参数构成了计算参数, 依据已有经验来进行校对, 具体情况见表3。
根据《碾压式土石坝设计规范》 (SL274-2001) 的规定, 对3级建筑物, 也要使用有效应力法和总应力法, 参考的依据为安全系数的最小值。在对体坝和厚坝计算抗滑稳定性时, 最佳的办法就是使用简化毕肖普法, 此次计算过程中, 对瑞典圆弧法和简化毕肖普法在计算抗滑稳定性的情况进行了认真的对比。最终选择使用的计算程序为岩土工程边坡稳定的计算程序, 它是由北京理正软件研究所研制的。
在水库水位降落期, 采用瑞典圆弧法进行稳定分析时, 其抗滑稳定安全系数可以分别采用有效应力法和总应力法公式进行计算。
用总应力分析, 计算较简单, 无需考虑孔隙压力, 分析的可靠性在很大程度上取决于试验条件模拟现场的实际情况。用有效应力分析, 其抗剪强度一般对试验条件不很敏感, 变化较小, 分析的可靠性主要取决于对剪切面上孔隙压力反映的真实程度。
在稳定渗流期里, 依据渗流分析计算坝体内的渗流压力, 坝体中的孔缝水压力u的计算公式如下:
式中, γW为水容重;h为渗透压力水头。
压缩性比较大的填土中出现水位下降的情况以后, 会有附加孔缝压力出现, 在确定孔缝水压力时会比较困难。在计算时, 采取了取近似值的方法, 对降落时出现的孔缝压力消散的情况没有进行考虑, 孔缝水压力系数不用太精确, 可以按照以下公式进行计算:
式中, h1为填土高度;h为水头损失值。
5 计算结果分析
通过渗流计算可知, 大坝渗流量大, 其原因是坝基、坝体防渗性能较差。坝体为黏土, 允许渗透坡降值为0.40, 坝基 (Q4al) 允许渗透坡降值为0.45。计算成果表明, 坝体出口渗透坡降最大为1.62, 坝体与坝基接触面渗透坡降最大为0.46, 均大于允许渗透坡降, 不满足要求, 坝体容易发生渗透破坏。从渗流计算结果可以看出, 渗流逸出点高程在139.88~151.98m之间, 逸出点过高。加之在水库的实际运行中, 观测到当水库蓄至正常蓄水位附近时, 大坝在下游第二级坡多处发生散浸和明流现象, 理论计算和实际运行情况均说明坝体和坝基在渗流方面不满足要求, 故需要对坝体和坝基进行防渗处理。
依据《碾压式土石坝设计规范》 (SL274—2001) 的有关规定, 对3级坝体进行稳定分析时, 可以使用瑞典圆弧法。在正常运用的情况下, 坝坡抗滑稳定安全系数的最小值一定要大于1.2;在非正常运用的情况下, 坝坡抗滑稳定安全系数的最小值一定要大于1.1。使用简化毕肖普法后, 在正常运用的情况下, 坝坡抗滑稳定安全系数的最小值一定要大于1.3;在非正常运用的情况下, 坝坡抗滑稳定安全系数的最小值一定要大于1.2。
6 结语
本文采用二维稳定渗流有限元方法对古城水库大坝的进行渗流及抗滑分析, 分别进行了不同工况的计算, 最后得到了大量的结果及图表。研究表明, 水库大坝填筑过程中的清底工作十分重要, 其渗透及渗透稳定性直接关系到大坝的稳定性。
摘要：针对古城水库大坝出现的渗漏问题, 在充分核实和精确计算的基础上, 采用二维稳定渗流有限元计算方法, 进行了渗流分析, 对不同工况进行了计算, 研究了渗流对坝体产生的影响及危害性, 以期为同行提供借鉴。
关键词：有限元,水利大坝,渗流,质量控制
参考文献
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[2]龚雪, 方朝阳.漕河水库大坝渗流分析及加固设计方案探讨[J].水电能源科学, 2009 (4) :58-60+53.
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[5]王智阳, 赵婷, 崔晓波.故县水库大坝渗流分析[J].水利与建筑工程学报, 2012 (5) :132-136.
稳定渗流产能规律研究 篇2
实验研究中发现部分岩心的渗流规律亦不满足达西定律。人们称这种渗流为非达西渗流, 其典型特征为存在大于零的启动压力梯度;当压力梯度大于启动压力梯度时, 渗流速度与压力梯度存在着明显的非线性关系。如图1所示:
2 低速非达西渗流表达式
低渗透油层岩心室内流动实验表明, 当渗流速度很低时, 渗流为非达西渗流, 随着压力梯度增加渗流由非线性渗流过渡为拟线性渗流。所以本文采用基于图4-3的渗流运动方程来研究低速非达西渗流基本规律。具体表达式如下:
式中:
λ0—最小启动压力梯度, 对应图1中A点;
λ1—拟启动压力梯度, 对应图1中C点;
λ2—为线性渗流时的起始压力梯度, 相对应于图1中的B点;
n—为渗流指数, 表征的是低速非达西渗流规律的非线性程度。渗流指数n越大, 低渗透油藏中流体渗流的非线性程度越强。
3 低速非达西渗流的压力分布
根据低渗透油藏低速非达西径向渗流时的压力分布公式:
其中, α=1/n, n为大于1的常数。
4 低速非达西渗流油井产能
4.1 油井产能公式
本文仍以平面径向流动来推导出低渗油藏低速非达西渗流时油井产量公式, 径向流动情况下非达西运动方程为:
将上式代入流体流量公式q=Av中可得:
对于平面径向流动而言, A=2πrh代入上式可得低渗透油藏低速非达西渗流时油井产量公式:
对式 (4) 进行移项整理可得:
在这里令α=/1n, 代入上式, 整理可得:
对上式中的r进行积分可以得到:
已知条件为:在井筒处, r=rw, p=pwf;在供给边界处, r=re, p=pe。
可得:
结合式 (8) 和式 (9) 可以得到:
式 (10) 即为低渗透油藏径向低速非达西稳定渗流时的油井产量公式。由上式可以看出随着驱替压差∆p的变化, 可以求出相对应的油井产量q的值。
4.2 渗流指数n对产能的影响
对于低渗透油藏中的一口生产井, 当re=300m, rw=0.1m, h=10m, µ=4m Pa·#s, K=0.01µm2, λ0=0.001M P a/m, pe=10.0MPa, pwf=5MPa时利用公式 (10) 可以计算出油井产量q与渗流指数n的关系曲线如图2所示。
从图2中可以看出, 非达西渗流时油井产量随着渗流指数增大而逐渐减小并且减小的幅度逐渐变小, 说明渗流时非线性程度越严重, 油井产能越低。
4.3 启动压力梯度对产能的影响
对于低渗透油藏中的一口生产井, 当re=300m, rw=0.1m, h=10m, µ=4m Pa·s, K=0.1µm2, pe=10.0MPa, pwf=5MPa, n=1.6时利用公式 (10) 可以计算出油井产量q与启动压力梯度λ0的关系曲线如图3所示。
从图3中可以看出, 非线性渗流时油井产量q随地层启动压力梯度λ0的增加而呈直线递减趋势。
5 结论
(1) 以平面径向流动为例, 通过理论推导, 得到了低渗油藏低速非线性和非达西线性稳定渗流时地层压力分布和油井产能公式。
(2) 低渗透油藏非达西渗流时, 油井产量随着渗流指数增大而逐渐减小并且减小的幅度逐渐变小。
(3) 低渗透油藏非达西渗流时, 油井产量随地层启动压力梯度的增加而呈直线递减趋。
参考文献
[1]徐绍良, 岳湘安, 侯吉瑞等.边界层流体对低渗透油藏渗流特性的影响[J].西安石油大学学报 (自然科学版) .2007, 22 (2) :26-28
[2]何海峰, 孙天建, 龙文涛等.低渗透砂岩油层渗流启动压力梯度研究[J].西部探矿工程.2007, (1) :47-48
土石坝渗流稳定分析浅议 篇3
土石坝渗流分析的任务有如下几个方面: (1) 确定坝体浸润线和下游逸出点的位置, 为坝体稳定计算和排水体选择提供依据; (2) 计算坝体坝基的渗流量, 以估算水库渗漏损失和确定排水体尺寸; (3) 计算坝体与坝基渗流逸出处的渗透坡降, 以验算其渗透稳定性.
土石坝渗流分析的方法有公式计算法 (流体力学法﹑水力学法﹑有限元法) 流网法和电模拟法。其中水力学法在建立在一些基本假定之上, 为一种近似解法。但其计算简单且精度并能满足工程要求, 为一种常用的方法。故本设计采用水力学法计算, 其基本假定如下:
(1) 坝体土料为匀质, 坝内任意一点的各个方向上的渗透系数相同且为常数;
(2) 渗流为二元稳定层流, 渗流运动符合达西定律V=K×J (V为渗透流速, K为渗透系数, J为渗透坡降) ;
(3) 渗流为渐变流, 任意过水断面上各点的坡降的流速相同。
二、渗流计算
1. 工程信息
某水库水位为200 m, 库容积15.28亿m3, 保护农田面积1 160万亩, 灌溉面积247万亩。由水利水电枢纽工程的分等指标工程级别为一级, 工厂规模大 (1) 型。相应的水工建筑物的级别:主要建筑物1级;次要建筑物3级;临时建筑物4级。
洪水标准按永久建筑物洪水标准确定, 正常运用的洪水重现期为500年, 非正常运用的洪水重现期为10 000年。
(1) 主坝坝址区河谷为不对称河谷, 右岸比左岸切割深, 两岸有一、二、三级阶地存在, 两岸阶地边缘较平缓, 呈狭长带状。右岸基岩裸露, 左岸基岩上的各级阶地表层均有壤土 (黄土状) 分布, 厚度2~8 m, 局部壤土以下有薄层砂质粘土透镜体存在。河床冲积层厚度一般10 m左右, 最深处16 m, 岩性为砾卵石层。
(2) 主坝坝址区地基岩体主要为太古界片麻岩系, 河床左侧及左岸以正变质花岗片麻岩为主 (gn-M1) , 河床右侧及右岸分布有花岗片麻岩、大理岩及各类片麻岩 (mb-M1~gn-M8) 地层。
河床部分为一两翼坡度较缓的背斜构造, 以25°~35°的倾角向下游倾伏, 背斜左翼岩层走向NE37°、右翼岩层走向NE72°, 倾角35°~45°, 岩体节理发育。有宽几十厘米到1m多的辉绿岩脉、中性岩脉和伟晶岩脉侵入, 多呈走向NW5°~25°倾向NE, 倾角740~85°或近于直立方向, 岩脉的活动影响了地基岩体的完整性。
2. 渗流分析的工况
渗流计算时, 应考虑水库运行中出现的不利条件, 一般需要计算上游正常蓄水位191.8 m与下游相应最低水位147.9 m。此时坝内渗流的坡降最大, 易产生渗透变形。
3. 总渗流量计算公式
根据地形和地基透水层分布情况, 将坝体沿坝轴线分成12个曲边坝段。先计算各坝段交界处的坝体单宽深流量, 然后按下式计算全坝段的总渗流量。
-各坝段长度, m.
-各坝段交界处的坝体单宽渗流量.
三、渗流计算成果
现在以正常蓄水位191.8与下游相应最低水位147.9时的计算工况为例进行计算。
1. 单宽流量计算
2. 总渗流量计算
四、结语
1. 无粘性土管涌货流土的判别
土坝渗流稳定计算可以鉴别土的渗透变形形式, 判别坝体和地基土的渗流稳定性, 进行坝下游渗流逸出段的渗流稳定计算。
根据基本资料, 该坝区的砂砾史料蕴藏丰富。因此筑坝材料以砂砾石为主, 间夹卵石及砾砂, 薄层粗砂。现用简单易行的伊斯托敏娜方法来判断以土体的不均匀系数作为依据, 有筑坝材料筛分试验成果汇总表不均匀系数最大133.5, 最小值33.96, 平均值61.29>20故可能发生管涌。
根据无粘性土的抗渗破坏比降及允许比降参考值改土发生管涌的临界坡降J=0.30, 允许坡降[J]=0.20, 安全系数K=1.5。
2. 渗稳定计算
正常蓄水位与下游相应最低水位时断面渗流区域内的任意一点和逸出点处的抗渗稳定条件:
3. 正常蓄水位的渗流分析
浸润线:取最大剖面得浸润线为
允许坡降可参考下列数字:
摘要：土石坝剖面尺寸初步拟定后, 必须进行渗流分析和稳定分析, 可为确定经济、可靠的坝体剖面提供依据。本文通过对土石坝坝体渗流稳定计算的详细论述, 明确渗流计算的目的和过程, 对类似工程的计算具有指导和借鉴意义。
关键词：土石坝渗流稳定计算,工况
参考文献
尾矿坝渗流稳定分析关键技术研究 篇4
某尾矿坝工程地形起伏不大, 该地区主要赋存基岩裂隙水和第四系松散岩孔隙潜水。根据实际勘察, 地层自上而下分为圆砾和砂岩两层, 在岩土工程稳定性方面, 坝基主要由中风化泥岩体构成。在大坝稳定的情况下, 不会出现沿坝底以下不连续结构面的剪切滑动破坏的现象, 坝肩稳定性较好。该区伏基岩为泥岩, 无不良地质现象, 而库区岩体为泥岩, 开挖后, 砾质边坡的稳定性较好。该工程建筑物有尾矿坝、回水泵站等。在建设初期, 其坝高为8.6m, 坝全库容为9.14×104m3, 尾矿坝总坝高为18.6m。建设完成后, 总库容为45.69×104m3, 构筑级别为5级。
由于该尾矿库在7~8月降水较多, 常形成暴雨, 并且该尾矿库地质水文条件较复杂, 容易形成洪水漫顶的现象, 因此, 尾矿坝渗流数值的模拟分析是非常重要的。第一, 分析尾矿坝渗流分析的基本理论, 地下流体渗流规律应遵循质量守恒定律及能量守恒与转化定律。根据达西定律, 渗流速度与渗透阻力成线性关系, 其表达公式为:V=KI。其中, V为渗漏速度 (cm/s) , K为介质的渗透速度 (cm/s) , I为水利边坡。但是, 达西定律只适用于层流运动。第二, 对于渗流分析方法, 主要分为基于水力学的理论计算方法、物理模拟方法和数值模拟方法。其中, 数值模拟方法是应用最广泛的方法, 其是一种将连续体分为有限个单元体来形成方程组的在计算机上求解的方法, 包括有限差分法、有限单元法、边界元法等。
2 尾矿坝渗流数值模拟关键技术分析
2.1 渗流分析
由于渗流分析是渗流稳定性、坝体抗滑稳定性和坝体应力场分析的基础, 该尾矿坝属于非均质土体, 因此, 采用一种用于分析多孔渗水材料的Geo-Studio中的SEEP/W进行人工耦合计算机渗流下的滑坡稳定性系数分析。SLOPE/W模块可以有限分析岩土结构中的应力及变形, 然而, 无论是在开挖前, 还是开挖后, SIGMA/W都可以对基地中所产生的超孔隙水压力进行模拟分析, 其分析结果有利于制定尾矿坝的加固措施。因此, 将SIGMA/W与SEEP/W软件相互结合来进行土体固结分析, 即对受外荷载作用下的岩土结构中孔隙水压力的模拟分析包括以下几点:第一, 在不同库水位工况条件下, 初期坝、堆积坝浸润线形态和出溢点的计算。假想尾矿坝内渗流发生在重力流动和稳态情况下, 这样就可以确定坝体浸润线的位置和坝基内的流网图。第二, 在渗流分析的基础上分析尾矿边坡抗滑性, 通过得出的最小安全系数来判断土体的渗透稳定性。第三, 通过计算尾矿坝堆积坝在降雨条件下的渗流场来分析影响尾矿坝浸润线高低的因素。第四, 应用神流场与应力场的耦合来分析研究尾矿坝在降雨入渗条件下出现地基滑坡的可能性。
2.2 初期坝渗流计算
由于初期坝无渗流现象, 在运行过程中, 也无不良地质现象, 因此, 将土石坝作为渗流分析对象, 分析土石坝的边界条件。由于上游水头H=1133.9m, 下游水头H=1129.5m, 根据土石坝坡面建立模型, 应将坡面地下水渗流域离散成三角单元, 并划分为网格。不透水初期网格划分完成后, 则需要进行初期浸润线计算。在进行渗流计算时, 一般将坝体的地表标高设为0m。坝体标高为9.6m, 正常蓄水位为6.9m, 最高洪水位为7.1m, 因此, 可根据各土层的具体物理参数来计算坝坡稳定性系数, 如表1所示。从表中可以看出, 洪水位下与正常水位下的滑坡安全系数均满足规范规定的稳定性要求, 但洪水位下的稳定性小于正常水位下的稳定性。
2.3 堆积坝渗流计算
将尾矿堆积坝作为渗流渗透性分析对象, 受地质条件的限制, 为了有效进行渗流计算, 应采用概化地质模型的方式。即概化水文地质参数的时空分布, 将尾细砂、尾粉砂等尾矿库土层进行简化, 在尾矿库库区及坝体处, 建立二维渗流数值计算模型。当尾矿库堆积标高达到1 146时, 库水位的正常蓄水位和洪水位应分别达到1 143.8m和1 144.2m。分析尾矿堆积内渗透水的总压力、孔隙水压力、流速场的分布等运移规律。在进行堆积浸润计算时, 在正常蓄水位情况下, 坝顶高程应为1 146m, 水位应在1 143.8m以下;在洪水位条件下, 坝顶高程应为1 146m, 水位应在1 144.2m以下。通过模拟计算可得出, 正常蓄水位条件下与洪水位条件下的浸润线高度是有差别的, 但稳定系数是大于规范值的。
分析降雨条件下的渗流, 该地区的降雨量集中分布在6~8月份, 其降雨强度为1.836E-8m/s。通过模拟降雨量达到降雨边界条件下的尾矿坝边坡地下水渗流特征及变化过程, 可以得出, 降雨本身对尾矿坝地下水渗流场的影响不大, 但是, 降雨量对软弱层的第四系地层的渗流场会产生影响。因此, 在降雨量较多的季节, 应注重尾矿坝地下水的疏导, 并做好排水措施, 从而提高尾矿坝的稳定性。
摘要：尾矿坝是矿山生产过程中选矿废弃物的构筑物。随着人们对矿产资源需求的不断增加, 对尾矿坝的数量及坝体高度提出了更高的要求。若尾矿坝出现溃坝的现象, 则容易发生有害污染物下泄事故, 甚至可能造成人员的伤亡。因此, 有必要分析尾矿坝的渗流稳定性及关键技术, 以避免因坝内地下水的渗流而影响坝体的稳定性。
关键词：尾矿坝,渗流,稳定性
参考文献
矿山尾矿坝渗流及稳定性分析 篇5
尾矿坝作为尾矿库设施的重要组成部分, 隐伏着巨大的安全隐患, 是事故易发部位, 其稳定与否, 直接决定了尾矿库能否正常使用[1]。在各国的矿山事故中, 由于尾矿坝工程的失效而引起严重危害的事例不胜枚举, 尾矿坝的安全问题已成为尾矿库安全工作最为重要的内容[2]。目前, 工程上对尾矿坝通常简化成一般边坡或水坝, 采用传统的极限平衡方法[3] (包括圆弧滑动法、简布法、毕肖普法等) 。极限平衡法虽然原理简单, 但所获得的成果可靠性不足, 反映的信息量也不足。
数值模拟分析法得益于计算机技术的发展, 近年来逐渐得到推广, 国内外众多研究机构开发了如ABAQUS等数值模拟软件, 使得工程上可更加充分地考虑渗流耦合、复杂边界等因素, 得出可靠的坝体稳定系数及其他信息, 为其设计和施工做指导[4,5]。本文基于渗流耦合及稳定性分析理论, 采用功能强大的非线性有限元软件ABAQUS对某尾矿坝进行了模拟分析, 并与传统的极限平衡方法运算结果进行对比分析, 对尾矿坝渗流及稳定性进行了分析。
2 实例分析
2.1 工程概况
该尾矿坝按施工时间和作用分为初期坝和后期坝, 坝基为中—微风化千枚岩 (可视为隔水层) , 施工前做过清基, 岩体完整性较好, 自然状态下稳定性较好。两侧为岩性边坡, 未发现崩塌、滑裂迹象, 自然状态下稳定性较好。
坝顶标高208m, 上游库内水位标高约218.0m, 下游水位出溢点约82.0m, 会产生渗透力。在稳定渗流作用下, 对下游坝面 (自由面) 稳定性不利, 因此需对下游坝坡进行稳定性分析。
坝体自上而下由4个单元层组成: (1) 尾细砂; (2) 尾粉砂, 可按简化的均质砂土层计算, 其渗透速率与孔隙比的关系见表1, 孔压与饱和度的关系见表2; (3) 黏土堆石料 (初期坝) , 初步判断滑面不会穿过该层, 对黏聚力和摩擦角放大处理; (4) 中风化千枚岩岩体完整性较好, 可视为刚体。
2.2 北京理正软件稳定性分析
不考虑地震作用, 基于瑞典法、简布 (Janbu) 法和毕肖普 (Bishop) 法, 按《碾压式土石坝设计规范》 (SL 274—2001) 中的圆弧滑动法, 计算该尾矿坝在稳定渗流 (人工拟入) 作用下安全系数, 滑面采用指定圆心及搜索范围或自动搜索最危险滑裂面的办法确定[6,7,8,9]。计算简图如图1所示, 天地震作用稳定渗流期的安全系数汇总见表3。
2.3 ABAQUS渗流及稳定性分析
当前坝体处于稳定渗流期, 按上述工况建立模型, 上游坝坡按公式 (1) 设置孔压边界, 底部设渗透速率为1.0×10-5m/s的2.5m厚砂石排水层, 坝基默认为不透水边界, 网格单元类型为CPE4P (4节点平面应变孔压单元) , 按渗流与应力耦合原理, 利用ABAQUS建立非饱和渗流二维模型。
式中为平均应力, MPa;Yh为单位应力下的水平位移, mm。
通过ABAQUS后, 处理模块获得的孔压等值线云图及饱和度等值线云图如图2和图3所示。
由图2可知, 坝体中同时存在饱和渗流和非饱和渗流, 坝体右上角存在负压, 为非饱和区, 其他部位为饱和区, 库水从上游流至下游, 由饱和区流入非饱和区。由图3可知, 红线为浸润线, 浸润线以下饱和度100%, 浸润线以上饱和度逐渐减小, 对应的负孔压逐渐增大, 即基质吸力逐渐增大。浸润线呈曲线下降, 由于初级坝渗透性较差, 经过初期坝后曲线下降明显, 因大渗透性褥垫层的存在, 使得曲线最后坡度变缓, 下游溢出点在坝趾以上15.0m左右, 符合实际情况。依据工程资料, 利用ABAQUS建立二维边坡分析模型, 根据塑性区开展和位移场分布, 并运用强度折减原理, 获得尾矿坝稳定系数。
由折减系数FV1, 可得到不同折减系数下任一时刻坝体的等效塑性云图。当折减系数为1.550, t=0.7000h时, 出现较明显的贯通区域, 塑性云图如图4所示;折减系数为1.634, t=0.7563h时, 塑性云图如图5所示;折减系数为1.641, t=0.7609h时, 塑性云图如图6所示;折减系数为1.641时所对应的位移等值云图如图7所示。
由图6图、图7可见, 当折减系数为1.641时, 在时间t=0.7609h时刻, 坝体右上部产生贯通的塑性区, 该区域的位移也较大, 即将产生圆弧滑动面的趋势。因此, 该尾矿坝的安全系数取1.641。设立顶部节点点集, 以该点水平位移拐弯点作为评价标准, 水平位移U1随FV1 (折减系数) 的变化关系如图8所示, 则安全折减系数为1.629。
3 结语
利用北京理正边坡软件及ABAQUS软件, 分析得到的尾矿坝稳定系数, 均满足《尾矿库安全技术规程》 (AQ2006—2005) 中要求的二等尾矿坝按瑞典圆弧滑动计算抗滑稳定性最小安全系数1.250的标准, 以及《选矿厂尾矿设施设计规范》要求的一级边坡工程最小安全系数1.300的标准。其中, 后者模拟得到的稳定系数因考虑了渗流耦合作用而偏安全, 引入了强度折减法并综合了塑性区和位移云图, 稳定系数的取得更具可靠性。
用ABAQUS软件对该尾矿坝进行模拟, 获得了其现状浸润线形状和位置, 浸润线从上游坡面至下游坝面逐渐降低, 流经初期坝时下降明显, 溢出点在下游坝趾以上约15.0m处, 浸润线以下是饱和渗流, 浸润线以上是非饱和区 (负压) 。
由此可知, ABAQUS在尾矿坝稳定性分析中具有明显的优势, 模拟效果与实际工况相吻合, 能获得丰富的信息量, 根据现场监测数据还能够动态地获得尾矿坝安全状况, 在今后的尾矿坝工程分析与评估当中值得推广运用。但运用该方法时, 所需的参数较多;建立模型时, 本构及边界的选择也是一项难点工作, 在今后的应用中还需要进一步的进行理论研究。
参考文献
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某土石坝渗流稳定分析及安全评价 篇6
某大坝坝址控制流域面积为57.92 km2。水库正常蓄水位为974.60 m, 校核洪水位为979.02 m, 死水位962.5 m;总库容297.26万m3 (原始库容) , 正常蓄水位以下库容150万m3 (水库运用30年情况) , 死库容11.60万m3 (水库运用30年情况) , 兴利库容138.43万m3 (水库运用30年情况) 。
2 计算断面的选取
本次渗流计算分析, 大坝典型断面选取主河槽处最大坝高断面, 根据该大坝地质勘察报告提供地质参数计算, 大坝断面为透水地基上的有棱体排水的均质土石坝, 上游坝坡为1∶2.75, 下游边坡为1∶2.5, 在上下游坝面968.20 m高程处各设置一马道, 马道宽2 m, 大坝断面见图1, 计算参数见表1。
3 允许渗透坡降计算
3.1 渗透坡降计算
下游排水体失效时, 浸润线将从下游坝坡逸出, 并假定发生渗漏时的下游水位为0 m。
渗透坡降计算采用有限元二维渗流方法, 土层渗透系数按各向同性考虑。取坝体最大断面进行渗流计算。
渗透坡降J计算公式按照达西定律基本公式[1]:
式中:J——渗透坡降;
L——渗透途径长度;
ΔH——上下游水头差。
3.2 发生流土的临界渗透坡降计算
式中:Ja——临界坡降;
γs——土体容重;
γ0——水容重;
n——孔隙率。
计算发生流土的临界渗透坡降Ja=0.51, 即坝体允许渗透坡降J<0.69, 坝基允许渗透坡降根据《水工设计手册》[2]中选取, 取0.48。
3.3 渗流量及渗流水深计算
大坝渗流量及渗流水深 (参考《水工设计手册》第三卷) 用下列公式计算:
有限透水地基均质土坝:
当
其中, q为通过坝体及坝基的渗流量;qd为通过坝体的渗流量, 按不透水地基上的均质土坝计算;h0为大坝渗流量计算中渗流水深;m2为大坝下游坡比;m1为上游坡比;a为出逸点与下游水位高差;T为有限透水地基厚度;H1为上游水深;H2为下游水深;L为渗径;k为坝体渗透系数;k0为坝基渗透系数。
4 安全分析
4.1 渗透坡降计算成果
渗透坡降计算成果见表2。
由表2可以看出大坝在各种工况下的渗透坡降均小于允许渗透坡降, 大坝不存在渗透变形破坏。
4.2 各种工况下浸润线位置
各种工况下浸润线位置见图2。
各种工况下浸润线坐标见表3～表5。
5 结语
土石坝的渗流稳定分析一直是土石坝坝工建设与管理中所面临的重要研究内容之一, 通过对某土石坝的典型断面进行二元渗流分析, 选取校核洪水位、设计洪水位、兴利水位为三种计算工况, 计算结果表明大坝在各种工况下的渗透坡降均小于允许渗透坡降, 大坝不存在渗透变形破坏, 并同时确定了该工况下的浸润线位置。
摘要：以某土石坝工程为研究对象, 根据该大坝地质勘察报告提供地质参数计算, 选取典型断面进行渗流计算, 确定各工况下的浸润线位置, 并对计算结果进行分析, 评价结构的安全状况, 研究结果表明:大坝在各种工况下的渗透坡降均小于允许渗透坡降, 大坝不存在渗透变形破坏。
关键词：土石坝,渗流计算,安全评价
参考文献
[1]吴持恭.水力学[M].北京:高等教育出版社, 2008.
[2]华东水利学院.水工设计手册[M].北京:水利电力出版社, 1983.
某高尾矿坝设计期渗流与稳定分析 篇7
关键词：尾矿坝,设计期,渗流,稳定,堆积坝坡度
1 前言
拟建中的某尾矿库位于河北省承德市, 设计坝高170m, 库容1500万m3, 为山谷型上游式尾矿库, 尾矿库最终等别为2级。《尾矿库安全技术规程》 (AQ2006-2005) [1]、《选矿厂尾矿设施设计规范》 (ZBJ1-90) [2]等规程、规范明确指出:“1、2级山谷型尾矿坝的渗流应按三维计算或由模拟试验确定”。
在设计期, 对尾矿坝进行三维渗流计算及稳定分析存在尾矿坝沉积剖面及物理力学特性指标难以准确确定的困难。尾矿坝与水库大坝不同, 在设计期无法准确预测其运行若干年后所形成的沉积地层分区。其原因在于上游法筑坝工艺过程不可能严格控制沉积尾矿的分布, 沉积干滩长度随着库内水位的变化而大幅度的摆动, 致使粗粒尾矿与细粒尾矿出现犬牙交错的不规则分布[3]。尾矿各分区的几何形状、沉积位置难以在筑坝前就预先确定。在本尾矿坝三维渗流与稳定分析中, 首先依据同一选厂临近尾矿坝勘察资料类推本尾矿坝概化沉积剖面及物理力学指标, 近似获得设计总坝高下的尾矿坝沉积剖面。以汛期及正常运行期不同干滩长度作为渗流及稳定分析输入条件, 计算了不同工况下的渗流场分布及抗滑安全系数, 得到一些趋势性的结论。
2 尾矿库设计基本情况
库区地形属低山剥蚀地貌, 地貌形态简单, 沟谷狭窄, 库区开阔。沟谷呈“U”字型, 沟底平均坡度110‰, 沟口拟建初期坝处较为平缓, 沟尾部分为两个沟岔, 分别为主沟与支沟 (见图1) 。支沟目前建有一尾矿库, 当前坝高约90m。拟建的尾矿库位于主沟, 通过在主沟沟口修建一座35m高透水初期坝拦挡尾砂 (初期坝建基面高程400m) , 主沟和支沟尾矿库均存储同一选厂排放的尾矿砂, 粒度、浓度相同, 主沟尾矿坝堆积坝坡设计采用分段坡度, 自下而上分别是1∶4、1∶6与1∶9.5。
3 尾矿坝断面概化方法
无论是尾矿坝的渗流计算还是稳定分析, 前提都要确定尾矿的沉积规律, 根据沉积规律估计概化断面, 从而确定不同分区内尾矿砂渗透系数或物理力学指标。在新建尾矿坝的设计阶段, 尚无成熟的尾矿坝断面概化方法。徐宏达[4]根据国内数个尾矿坝颗粒级配及地质勘察资料, 提出了一种半经验半理论方法概化尾矿坝地层剖面。首先根据颗粒级配情况, 沿尾矿坝滩长纵深方向计算沉积滩不同位置上的尾砂粒径, 根据尾砂粒径的变化确定分界点, 从初期坝踵连线至分界点, 即可获得尾矿坝的概化剖面。
考虑到设计单位未提供全尾矿颗粒级配资料, 使用半经验半理论方法不具备条件。在另一方面, 正常运行的支沟与拟建的正沟尾矿库充填同一选厂尾砂, 二者运行方式、放矿流量、尾矿浓度等参数接近, 因此根据支沟尾矿坝的地质勘察资料, 渗流与稳定分析采取了类推方法确定正沟尾矿坝的概化剖面, 见图2。
1-堆石反压平台;2-尾中砂;3-尾粉土;4-中风化基岩;5-堆石初期坝
4 尾矿坝渗流场分析
4.1 计算模型
选取尾矿坝初期坝趾向外外延80m为计算区域外边界, 上游边界选取到尾矿坝和上游初始地面最远交汇处, 左右两边边界取到尾矿沟两侧山梁处。边界条件如下: (1) 库内边界采用定水头边界, 库内两侧山体取为可能逸出边界, 干滩为流量入渗边界; (2) 下游反压平台坝脚为定水头边界, 以上为可能逸出边界; (3) 模型底部边界为隔水边界。
库区地表有近1.5m的含砾粉土覆盖层及强风化覆盖层, 由于层厚较薄, 对渗流场影响甚微, 在渗流场计算模型中对上述二地层做了简化处理。在上述工程区计算范围内, 对模型进行了网格划分, 为了减少建模工作量, 对510m高程 (坝高110m) 、530m高程 (坝高130m) 采用二维网格模型, 对最终标高570m高程 (坝高170m) 采用二维、三维网格模型。二维模型采用四边形及三角形单元, 三维模型中尾矿砂、地层、周边山体全部采用六面体8结点单元来模拟 (图3) 。
根据支沟尾矿库岩土体试验值和建议值选取正沟尾矿库渗流计算参数, 详见表1。
注:z方向为重力加速度方向。
4.2 计算模型
本次计算通过变换坝高模型与干滩长度, 共计设定了6个计算工况, 涵盖了尾矿坝3个时期汛期与正常运行期的渗流场情况。此外, 对最终坝高模型同时建立了三维模型, 比较二维与三维渗流计算结果的差异。各计算工况详见表2。
4.3 计算结果分析
根据上述边界条件和网格划分, 使用有限元方法对尾矿坝进行了渗流计算。表3为各工况渗流计算结果汇总表, 图3和图4为坝高分别为110m和130m二维渗流场水头等值线图, 图5尾矿坝纵剖面二维与三维计算浸润线对比图。
注:*C_3和D_3工况提供总出逸流量。
由图4～6可以看出, 由于初期坝透水效果很好, 浸润线的位置得到了有效控制, 在尾矿坝子坝坝坡上没有渗流出逸, 透水的初期堆石坝对坝体渗流场状况起着决定性的控制作用, 为了确保渗流控制效果, 保证初期坝及反压平台的同步上升及透水性是关键环节。
在图5尾矿坝纵剖面二三维对比图中, 二者计算结果非常类似, 只有在局部地区三维浸润线略高于二维结果, 体现了三维模型中渗流水由两侧坝肩向坝轴线中心集水和收缩的效果。三维渗流结果和二维渗流结果接近, 证明了此渗流计算的正确性。
5 坝坡及反压平台透水性敏感性分析
5.1 堆积坝坡度对渗流场的影响
设计单位提出初步设计方案时, 担心较缓的堆积坝坡导致水流出逸。事实上, 较缓的坝坡对渗透稳定是有利的[5,6]。在上下游水头差确定后, 尾矿坝坡度越缓, 相当于水平渗径的延长, 水头损失越大, 因而浸润线也越低。但是, 较缓的坡度也带来库容使用上的不经济, 因此堆积坝坡最常见的坡度为1:4～1:5。
为了验证上述论述, 渗流计算假定510m高程以上变坡段仍采用1:4的坡度, 其它条件不变, 采用二维有限元程序对两种堆积坝坡度下的渗流场做了对比计算, 见图7。堆积坝坡坡度一直为1:4的浸润线较三种坡度下的浸润线最高有近40m的抬升, 增加了渗透破坏 (管涌、流土) 的风险。设计单位采用1:4与1:6与1:9.5的三种坡度设计堆积坝时, 最初的考虑是为了减少副坝施工的费用, 尽可能利用库容;另一方面, 较缓的坡度亦导致浸润线大幅度降低, 减小了渗透破坏的风险。
1-不同的堆积坝坡度;2-浸润线
5.2 反压平台透水性对渗流场的影响
此尾矿坝一个重要特点是矿山在初期坝外堆积大量堆石料, 形成一个复合透水初期坝。为了论证反压平台及初期坝这种复合型透水坝对尾矿库整体渗流场的影响, 计算对k压=0.1k坝、k压=0.2k坝、k压=0.5k坝、k压=k坝 (k压为反压平台的渗透系数, k坝为初期坝的渗透系数) 四种情况做了对比, 见图8。
1:K压=K坝 2:K压=1/2K坝 3:K压=1/5K坝 4:K压=1/10K坝
计算结果表明反压平台的透水性能对整体渗流场有较大的影响, 当反压平台渗透系数为初期坝的1/10时, 浸润线抬升约30m, 且在460m高程反压平台与堆积坝坡接触部位有出逸现象。因此, 为了保持尾矿库的渗透稳定, 保证浸润线不出逸, 必须尽力维护反压平台的透水性能, 坝体修筑时, 将反压平台填料过筛处理, 直径小于1cm的碎石料不上坝, 日常运行时保证反压平台上不堆存尾矿砂。反压平台与堆石初期坝填料粒径之间有差异, 因此要选取级配碎石, 做好反压平台与初期坝接触部位反滤过渡层的处理工作。
6 稳定分析结果
在第4节的渗流计算中, 共考虑了尾矿库建成后坝高为110m、130m、170m库水位分别为正常运行水位及设计洪水位二维及三维渗流6个计算工况。将上节渗流计算的水力条件施加于边坡稳定计算中, 采用有效应力法对尾矿坝进行了稳定分析, 采用的岩土体物理力学参数见表4。由于该地区地震设防烈度为VI度, 地震动参数0.05g, 故本稳定分析中还补充地震荷载+设计洪水位的特殊运行工况计算。计算工况及稳定安全系数列表见表5。
在稳定分析结果表5中, 6种工况无论是采取瑞典法还是简化Bishop法所得的稳定安全系数在洪水运行期和特殊运行期均满足《选矿厂尾矿设施设计规范》的要求, 且有一定的安全储备。出现这种计算结果的原因主要有两条:①较高的堆石初期坝有良好的透水能力, 使得浸润线在堆积坝内埋藏较深, 堆积坝体内尾砂大部分处于非饱和状态, 抗剪强度较高。②坝坡总体坡度较缓, 下滑力小。
注: (1) 来自与UU (不固结不排水) 试验结果, 参考尾矿库勘察报告; (2) 经验值。
7 结论与建议
(1) 在设计阶段进行指定坝高下的渗流计算与稳定分析的前提是确定尾矿坝沉积概化剖面。鉴于支沟与正沟尾矿库仅一山之隔、排放的尾砂相同、尾矿库规模类似, 本计算参考了支沟尾矿库工程地质勘察成果推测正沟尾矿库的地层构造, 进而进行渗流与稳定分析, 得到了一些趋势性的成果。考虑到后期较长的堆坝期及尾矿库运行管理的不确定性, 在运行期间应加强观测, 通过观测及勘察结果进一步验证与修正渗流与稳定分析结果。
(2) 渗流计算结果证明了合理的尾矿坝结构型式 (透水初期坝坝高为总坝高的1/6～1/3、较缓的堆积坝坡度) 对维持尾矿坝渗透稳定的重要性。但渗流敏感性分析也指出了保持初期坝及反压平台透水性能的必要性。填筑反压平台时, 细粒料及尾砂不得上坝, 同时做好反压平台与初期坝接触部位的反滤过渡层处理工作。
(3) 稳定计算结果表明:尾矿坝在110m坝高至170m坝高在洪水运行及特殊运行情况下的稳定安全系数在1.8～2.5之间, 满足《选矿厂尾矿设施设计规范》的要求, 且具有一定的安全储备。但是上述结果是在理想条件下估计尾矿坝沉积地层构造及正规运行管理的前提下得到的, 尾矿库在运行过程中须严控放矿工艺, 坝前不得积水及独头放矿, 汛期必须保持干滩长度在100m以上。
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