渗流稳定性（精选7篇）
渗流稳定性 篇1
0 引言
在水利水电工程中, 土石坝是被采用的最普遍的一种坝型。据国内外大量统计资料表明:由于渗流问题直接造成土石坝失事的比例约占30%~40%.土石坝是挡水建筑物, 渗流和土坝并存, 有土石坝就必然有渗流。因此, 对土石坝进行渗流及其稳定分析具有重要的作用。
1 计算模型和方法
1.1 计算模型
钟陵水库位于进贤县钟陵乡, 距进贤县城约40km, 座落于信江水系润溪支流。该主坝现状为为均质土坝, 主坝填筑自1958年开始, 至1960年基本建成, 经历年加高加固达到现有规模, 根据本阶段测量成果, 主坝现状坝顶高程35.1m~35.59m (黄海高程, 下同) , 坝顶宽4.8m~5.3m, 坝顶长577m, 上游坝坡为砼预制块护坡, 坡率1:3.22~1:3.52, 下游坡为草皮护坡, 坡率1:2.73~1:2.83, 坝脚贴坡排水体顶高程25.0m~26.47m。
1.2 渗流计算原理与稳定分析方法
1.2.1 渗流计算原理[1]
石坝稳定渗流问题可以归结为求解S1, S2, S3, S4边界上的定解问题:
式中:ω为汇源流量;q为渗流区域边界上单位面积流入 (出) 流量;S1, S2, S3, S4分别为已知水头、已知流量、自由面、溢出面边界。
1.2.2 稳定计算方法[2,3,4,5]
考虑在各种设计计算工况下, 根据毕肖普法计算最小安全系数。
2 渗流计算成果分析
2.1 计算工况
渗流计算应考虑水库运行中出现的各种不利条件, 一般需计算下列水位组合情况:
1) 上游正常蓄水位与下游相应的最低水位;
2) 上游设计洪水位与下游相应的水位;
3) 上游校核洪水位与下游相应的水位。
2.2 渗流计算成果分析[6]
1) 根据现状坝体断面渗流计算, 坝体在校核洪水位 (33.88m) 情况下坝体浸润线出逸点高程30.81m, 在下游坝坡出逸, 位置较高 (贴坡排水体顶高程25.0m~26.47m) 不利于下游坝坡的抗滑稳定。
2) 各层计算渗透坡降值均较大, 下游坝坡土的最大坡降值为0.49, 大于其允许值0.38, 易产生渗透破坏, 坝基土的最大坡降值为0.33, 接近允许值0.4, 基岩的最大坡降值为0.062, 小于允许值0.52。容易产生渗透破坏, 综上所述, 大坝坝身、坝基需进行防渗处理。
2.3 加固及防渗措施[7,8,9]
1) 本工程选用塑性砼防渗墙方案, 按规范要求, 防渗墙顶高程应高于校核洪水位0.5m, 设计墙顶高程取为34.50m, 底高程伸入相对不透水层 (q<10Lu) 0.5m, 最大墙深约25m, 考虑帷幕灌浆可灌性较差, 结合坝身防渗处理措施, 左坝肩采用砼防渗墙防渗。
2) 为防止大坝浸润线出逸处产生渗透破坏而危及大坝安全, 本次加固设计对大坝原贴坡排水体拆除重建, 贴坡排水体顶高程28.0m, 坡度1:3, 厚0.4m, 顶部水平宽3 m, 排水体趾部设置齿槽, 排水体下设三级反滤层。
3) 大坝坝脚约2m有一条平行坝脚的灌溉渠, 渠底高程约26.0m, 渠水外渗, 影响主坝坝脚局部稳定和渗漏观测, 不利于工程管理, 本次加固设计将原灌溉渠向下游迁移100m, 原有灌溉渠拆除并采用透水风化料回填。
2.4 加固后渗流分析
处理后结果分析:
1) 加固后的主坝0+150设计断面坝体浸润线在下游排水体中出逸, 位置较低。
2) 相比现状断面, 设计断面各土层渗透坡降明显降低, 最大渗透坡降值均小于其允许值。
3) 经防渗处理后设计断面计算渗流量Q=0.538m3/d·m, 其中坝体0.19m3/d·m, 坝基覆盖层0.008m3/d·m, 基岩0.34m3/d·m, 渗流量明显降低。同时浸润线明显降低, 对坝坡稳定有利。
3 加固后稳定计算成果分析
3.1 计算工况
1) 上游水位校核洪水位33.88m时形成稳定渗流期的下游坡;
2) 上游水位为设计洪水位33.61m时形成稳定渗流期的下游坡;
3) 上游水位为正常蓄水位32.95m时形成稳定渗流期的下游坡;
4) 上游水位由校核洪水位33.88 m非常降落至正常蓄水位32.95m时的上游坡;
5) 上游水位由正常蓄水位32.95 m非常降落至死水位25.51m时的上游坡;
6) 上游水位由校核洪水位33.88m非常降落至死水位25.51m时的上游坡。
以上计算成果可知, 大坝设计断面上、下游边坡均能满足抗滑稳定要求, 设计坝坡满足稳定要求[10]。
4 结论
通过渗流和稳定分析可以看出:
1) 未进行加固处理的坝体浸润线逸出点位置太高, 不利于下游坝体的抗滑稳定, 加固处理后, 坝体浸润线在下游排水体中出逸, 位置较低, 同时浸润线明显降低, 对坝坡稳定有利。
2) 加固处理后, 设计断面各土层渗透坡降明显降低, 且最大渗透坡降值均小于其允许值。
3) 根据规范要求, 加固后大坝上、下边坡所有工况计算的安全系数均能满足抗滑稳定要求。
参考文献
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矿山尾矿坝渗流及稳定性分析 篇2
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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渗流稳定性 篇3
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
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稳定渗流产能规律研究 篇4
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。
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磷石膏尾矿坝渗流场与稳定性分析 篇5
我国现有尾矿库8540座[1],每年产出的尾矿约3×108t。一般尾矿库都靠近铁路、公路或者河流,下游居住人员密集。一旦溃坝,不仅严重威胁企业和人民的财产安全,且污染环境。尾矿坝的溃坝与滑坡灾害也时有发生[2、3],从尾矿坝失事工程来看,几乎所有的尾矿坝事故均与水有关。因此,很好地解决渗流问题,对维持尾矿坝的稳定性十分有利。
罗晓辉等[4]采用Bishop法进行了尾矿坝渗透静力稳定行分析;张超等[5]在磷石膏高压三轴试验的基础上研究了磷石膏高坝的稳定性;徐晗等[6]根据磷石膏渣坝渗流场的分布特征以及坝坡的稳定性,提出在初期坝上游以及磷石膏下游底部设置排渗棱体的方案。磷石膏尾矿库对排渗设施的要求较高,磷石膏尾矿坝在不同渗流场作用下的坝坡稳定性是具有理论价值及工程意义的课题。
本文针对大峪口磷石膏尾矿坝的实际情况,计算了不同工况下尾矿坝的饱和-非饱和渗流场,并对相应工况下非饱和土坝坡的稳定性进行了分析。
2 稳定渗流基本理论
2.1 渗流控制方程
对于平面内的稳定渗流,控制方程为:
式中,kx、ky分别为x、y方向上的渗透系数,H为总水头。
2.2 定解条件
2.3 饱和-非饱和渗流计算参数的确定
进行饱和-非饱和渗流分析首先需要确定各土层的土-水特征曲线和渗透性函数。土-水特征曲线是由各层土的颗粒级配曲线和物理性质指标以及与同类土的类比得到的[7];渗透性函数是由各层土的饱和渗透系数和土-水特征曲线求得的[8,9]。
3 磷石膏尾矿坝渗流场模拟
3.1 工程概况
大峪口磷石膏库目前为Ⅲ级库;初期坝为堆石坝,坝高28m,坝顶宽5m,坝轴线长265m;马道以上初期坝上、下游坡坡比分别为1誜1.8和1誜2,马道以下初期坝上、下游坡坡比分别为1誜2和1誜2.2。子坝(后期堆积坝)采用磷石膏压实填筑而成,子坝高为5m,坡比为1誜2。排渗系统分为排渗褥垫和水平排渗沟两部分,排渗褥垫布置在库底,长150m,宽120m,水平排渗沟沿坝轴线方向布置,间距为20m[10]。
该磷石膏堆积坝截止目前磷石膏堆积体厚度已达43m,最终堆积厚度为83m,尾矿坝堆积至1/2~2/3最终设计坝高。按尾矿库设计规范的有关规定,应全面勘察该尾矿坝,给出现有坝体的稳定性评价,并计算最终坝体的稳定性[11]。
3.2 计算工况
本文对尾矿坝3个剖面进行了计算,图1是根据工程地质剖面图适当简化后的2-2′剖面计算简图。分析中边界条件的选取如下:磷石膏沉积滩顶面和排水沟为水头边界;磷石膏堆积体右侧、坝基底边、坝基左右两侧均为不透水边界;沉积滩面上的水头高度由不同库水位确定;初期坝下游坝脚处的排水沟内的水头取0m。
根据实际运行中可能遇到的情况,渗流计算拟定了9种计算工况,具体参见表1,表中9个工况的坝顶标高均为180m。
m
需要说明:
1)假定沉积滩滩顶比子坝坝顶低1m,沉积滩平均坡比1誜100。
2)工况1为正常运行,对应的是该尾矿坝的当前实际运行情况。工况2对应的是介于实际运行与洪水运行之间的一种情况。工况3为洪水运行,此时的库水位指的是最高洪水位。
3)讨论排渗系统淤堵情况时按淤堵程度不同分成轻度淤堵、严重淤堵、完全淤堵3种情况,分别设定水平排渗沟或排渗垫层的渗透系数为原定值的25%、5%以及与磷石膏粉砂(4)渗透系数等同。
4)工况9考虑了一种特殊情况,即库水位为179.3m,已经超过沉积滩滩顶以上0.3m,在堆积坝坝顶以下0.7m。
3.3 渗流场计算结果
图2给出了不同工况下浸润线的位置。
渗流场计算结果表明:干滩长度越长,浸润线位置越低;排渗垫层淤堵越重,浸润线位置越高。因此,在运行过程中,保有一定的干滩长度以及保持排渗系统的排水通畅对降低坝体浸润线作用明显。以上9种工况下坝体均无浸润线逸出,水通过初期堆石坝底部流向了排水沟,也体现了透水堆石坝对降低浸润线的显著作用。
4 磷石膏坝稳定性分析
稳定性分析计算参数见表2,采用有效应力法进行稳定性分析。
注:γ为重度,k N/m3;,γsat为饱和重度,k N/m3;c′为有效黏聚力,k Pa;Φ′为有效内摩擦角,(°);Φb为吸力内摩擦角,(°);k为饱和渗透系数,m/s。排渗垫层长为150m,纵向排渗沟宽为2m,深为0.8m。
该磷石膏库所处地区的基本地震烈度小于6度,根据《水工建筑物抗震设计规范》(DL 5073—2000),可不考虑地震力的作用[12],只考虑正常运行、洪水运行两种工况。分别对1-1′、2-2′、3-3′剖面进行了分析,对整个坝体稳定性做出评价。具体计算工况同表1中渗流场计算分析时的工况。
本文中非饱和尾矿坝稳定性分析采用Mohr-Coulomb强度模型。计算方法选用了瑞典圆弧法与简化Bishop法进行对比。表3中的数值引自尾矿库安全技术规程[13],瑞典圆弧法计算所得的安全系数不应小于相应情况的数值。简化Bishop法给出的最小安全系数允许值比表3中的值高8%[14]。
采用瑞典法和简化Bishop法进行稳定性分析,表4仅给出了各工况下算得的最小安全系数,均为工况8下的安全系数。因此,工况8是最危险的工况。
综上所述,可得该尾矿坝稳定性特征如下:
1)在目前实际坝高180m、干滩长度300m时,坝体是稳定的。
2)3个剖面在正常运行和洪水运行工况下,干滩长度越长,安全系数越高。
3)排渗系统淤堵程度越重,安全系数越低。
4)在假定排渗系统完全淤堵且干滩长度为0m时,渗流分析中也未见有水流逸出。
5)同一工况下1-1′、3-3′剖面的坝体安全系数比2-2′剖面的要高,因为2-2′剖面处的坝基中有两层黏土,而1-1′、3-3′剖面处坝基为基岩,磷石膏直接堆积在基岩上,黏土的强度要比基岩低。
5 结论
1)通过分析大峪口磷石膏尾矿坝在各种工况下的渗流场发现,干滩长度越长,浸润线越低;排渗垫层淤堵程度越重,浸润线越高。
2)各工况下坝体无浸润线逸出,体现了堆石坝对降低坝体浸润线的作用。
3)在实际运行工况(即工况1)下,最小安全系数为2.27,其他各工况算得的安全系数也说明坝体是稳定的。坝坡安全系数随着干滩长度的增加而明显升高,随着淤堵程度的加重而明显降低。在运行过程中保有一定的干滩长度以及保持排渗系统的排水通畅对维持尾矿坝稳定作用明显。
土石坝渗流稳定分析浅议 篇6
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
渗流稳定性 篇7
近年来, 受异常气候的影响, 造成格尔木河、收工河等河流的入湖径流剧增, 导致青藏铁路察尔汗盐湖段的达布逊湖、团结湖的湖水面积迅速扩大, 低矿化度湖水向盐湖路基渗流和漫溢, 在察尔汗车站南段有8km多线路左侧有大量卤水浸泡, 已严重威胁到岩盐路基的稳定性及列车的安全运营。岩盐填筑的路基极易受未饱和湖水的溶蚀, 轻者卤水浸泡使岩盐填筑的路基松软, 沉降量加大和产生不均匀沉降变形, 重者低矿化度卤水溶蚀路基, 使路基基底的岩盐形成空洞或蜂窝煤状结构, 使路基强度严重降低, 同时在这段路基附近钾肥生产与日俱增, 大量开采使得路基两边卤水水位形成很大的压差, 给低矿化度卤水横穿铁路路基提供了有利条件。因此, 对路基的溶蚀机理进行研究, 提出合理的治理方案显得尤为重要。
2 稳定性计算方法
用有限元计算围岩稳定性评价思想是沿松动圈面抗剪强度与松动圈面上实际剪应力的比值, 即
将上式两边同除以安全系数F得到
式中c为粘聚力, φ为内摩擦角, τ土体抗剪强度, 'c为折减后的粘聚力, 'φ为折减后的内摩擦角, s为松动圈的长度, 关系式如下:
由上式可以看出当强度折减F后围岩达到极限状态。在有限元计算时, 反复折减强度参数, 如果模型不收敛, 对应的F值就是最小稳定安全系数。
3 渗流-溶蚀-应力三场耦合控制方程
3.1渗流方程
在三维状态下, 取自然坐标, 其渗流本构方程为:
将式 (5.25) 、 (5.26) 代入式 (5.24) 得:
式中:p为裂缝中的水压;w为盐岩张开度;kf为渗透系数;n为空隙率;s1与s2为切向自然坐标。
3.2 变形方程
由平衡方程可得:
由于岩层压裂后, 形成裂缝, 裂缝的变形就需采用GOODMAN节理单元模型, 其控制方程为
式中:λ, μ为岩体的拉梅常数;μ为岩体位移;Fi为体积力。
3.3 溶蚀方程
其扩散通量与浓度可用FICK扩散定律表述为
式中:Ji是扩散通量的分量;C是浓度, 且为空间和时间的函数;Di j是扩散系数分量。根据扩散定律及质量守恒定律, 可以得到盐矿床化学溶液在水流中的对流扩散方程为
方程右端第一项为扩散造成的化学溶液的运移;第二项为对流产生的化学溶液的运移, 称为对流扩散项。t为时间, I=f (ς, C, T) 称为浓度源汇项, 它取决于单位固体矿物可溶解度ζ、化学流体浓度C和温度T, 此规律可以通过实验获得。
对流扩散中的扩散系数:在笛卡儿坐标系中对各向同性的盐岩介质, 其流体扩散系数为
式中:V为流场平均速度;iV, Vj为坐标方向的分速度;αL, αT为横向及纵向的扩散度;δij为δ记号。结合方程和边界条件, 即可以给出盐溶液在溶解空间流场中浓度场的数学模型:
3.4 耦合方程
将固体、液体两相介质进行耦合, 分析水力压裂过程中盐岩裂纹的起裂、扩展及溶解规律更为切合实际, 因为裂纹内水压的变化会改变裂纹的法向应力, 从而影响裂纹的张开度;而张开度的变化受应力场的控制, 同时也影响裂纹中的水压, 这种相互作用的盐岩-溶解的固流传质耦合数学模型可表示为如下:
渗流方程
盐岩变形控制方程
孔隙变形控制方程
盐溶液在溶解空间流场中浓度场方程
4 案例分析
4.1 几何模型
岩盐地段路基均为0.5~1.0米的低路堤, 是将岩盐碾碎喷洒适量卤水, 碾压作为岩盐路基。考虑岩盐的特殊性质, 为了防止降水溶蚀, 故在路面铺设0.15厚度的砾石土, 但为了简化模型, 将砾石层与第二层岩盐填料作为同一土层, 路基基底土层为含盐类粉质粘土, 并且认为路基与基底土层呈均匀分布, 如图1所示。岩盐路基土体各层参数如表1所示。
4.2 模型的建立
图2为流体场流体与多孔介质模型, 其中绿色与蓝色区域为路基两侧湖水, 本模型主要是考虑两侧流对中间多孔介质属性的岩盐路基入渗所引起的变化进行了模拟分析。在流体与路基两侧接触位置增加流固耦合边界条件, 网格采用映射网格划分, 结构场与流体分别采用8节点划分网格。盐岩介质采用上述开发的本构模型。首先分别在结构场和流体场计算, 最后将结构场和流体场计算结果, 导入FSI求解器中求解, 得到流固耦合计算结果。
4.3 结果分析
通过对路基两侧湖水作用下的多孔介质属性的岩盐路基进行模拟, 并指定路基骨架材料特性与渗流系数, 湖水与路基两侧接触的区域定义流固耦合边界, 主要针对两侧湖水入渗对路基侧向位移与有效应力进行分析。
图3为仅有自重荷载时, 路基的自重应力云图, 可以看出, 路基在自重作用下, 应力呈均匀分布, 由路基向路基底部依次均匀增大。其中最大值为30.38k N/m2, 出现在路基基底地层最下方, 由于网格划分的原因, 图中自重应力最小值不为零。
由图4-图9可得如下结论:
1) 路基两侧Z向、Y向位移呈不同趋势, 主要是因为两侧路肩所取节点的自重应力不同而有所差异。其次, 在自重作用下路基Z向位移大于Y侧向位移, 且左侧路肩位移变化较为平缓, 右侧较为陡峭;路基两侧自重应力分布也不均匀, 变化较大可能是因为左右两侧所取节点不均匀所至。
2) 在路基两侧施加流体时, 流体会渗入路基, 路基有效应力减小, 路基土体强度降低, 致使路基位移增大, 其中路基两侧位移尤为明显;从图中也可以看出, 施加流体作用后, 路基的位移相比自重作用下的位移增大, 说明流体作用也是引起路基位移的一部分;从图中还可以明显的看出流体引起的位移相对于自重作用明显, 即流体作用是造成路基位移的主要部分。
5 结语
针对湖水对岩盐路基的冲蚀作用进行了数值模拟, 分析了路基的自重应力, 并比较路基两侧与湖水流固耦合作用后, 路基的有效应力、路基的沉降、路基两侧Y方向的侧向位移以及路基的孔隙压力等。结果表明湖水的冲蚀作用会影响路基的有效应力、孔隙压力以及路基Y向与Z向位移, 对比自重应力引起的位移可知, 路基的沉降位移主要是由湖水入渗路基所引起的, 自重荷载为引起位移的次要因素。但是路基的孔隙压力不甚明显。
参考文献
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