非饱和条件

非饱和条件（通用6篇）

非饱和条件 篇1

1 降雨入渗对边坡稳定性的影响机理

1.1 非饱和边坡土壤水分运动的基本方程

在不考虑溶质势、温度势对水分运动的影响, 而且不考虑土骨架的变形, 把土壤水视为不可压缩流体时, 以体积含水率为因变量, 具有源汇项的非饱和土壤水分运动的基本方程为:

$\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{t}}=\frac{\partial }{\partial \text{x}}[\text{Κ}{}_{\text{x}}(\text{θ})\frac{\partial \text{ψ}{}_{\text{m}}}{\partial \text{x}}]+\frac{\partial }{\partial \text{y}}[\text{Κ}{}_{\text{y}}(\text{θ})\frac{\partial \text{ψ}{}_{\text{m}}}{\partial \text{y}}]+\frac{\partial }{\partial \text{z}}[\text{Κ}{}_{\text{z}}\frac{\partial \text{ψ}{}_{\text{m}}}{\partial \text{z}}]\pm \frac{\partial \text{Κ}{}_{\text{z}}(\text{θ})}{\partial \text{z}}(1)$

上式中:θ为体积含水率;Kx、Ky、Kz为水力传导度 (cm/min) ;最后一项前的符号依z轴取向而定, z轴向上取正号, 反之取负号。

假设土壤为各向同性, 则Kx (θ) =Ky (θ) =Kz (θ) , 上式可进一步变为:

$\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{t}}=\frac{\partial }{\partial \text{x}}[\text{D}(\text{θ})\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{x}}]+\frac{\partial }{\partial \text{y}}[\text{D}(\text{θ})\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{y}}]+\frac{\partial }{\partial \text{z}}[\text{D}(\text{θ})\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{z}}]\pm \frac{\text{d}\text{Κ}(\text{θ})}{\text{d}\text{θ}}\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{z}}(2)$

对于公路边坡来说, 由于倾角的存在, 使得非饱和土壤水分运动的基本方程的几何边界条件发生变化, 取垂直于地表的方向为z轴, 向下为正, 取顺坡方向为x轴, 顺坡向下为正, 在不考虑源汇项的条件下, 非饱和边坡土壤水分运动的二维方程式为:

$\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{t}}=\frac{\partial }{\partial \text{x}}[\text{D}(\text{θ})\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{x}}]+\frac{\partial }{\partial \text{z}}[\text{D}(\text{θ})\frac{\partial \text{θ}}{\partial \text{z}}]-\frac{\partial \text{k}(\text{θ})}{\partial \text{z}}\sin \text{α}-\frac{\partial \text{Κ}(\text{θ})}{\partial \text{z}}\cos \text{α}(3)$

1.2 土壤-水分特征曲线方程

土壤-水分特征曲线 (SWCC) 是指吸力与土的含水率之间关系曲线, 反映吸力作用下土体的持水能力。土壤-水分特征曲线的数学表达式对非饱和土强度、本构关系的表达式非常重要, 尤其是近年来由于非饱和土力学理论在边坡稳定性评价以及降雨型滑坡预测等方面的广泛应用。目前尚不能根据土壤的基本性质从理论上分析得出, 因此, 常用一些经验公式或简单模型表示。具有代表性且应用最广泛的是Brooks-Corey模型和Van-Genuchten模型。

Brooks-Corey模型可表示为:

$\begin{array}{l}\{\begin{array}{cc}\frac{\text{θ}-\text{θ}{}_{\text{r}}}{\text{θ}{}_{\text{s}}-\text{θ}{}_{\text{r}}}=\left[\frac{\text{h}{}_{\text{b}}}{\text{h}}\right]{}^{\text{λ}}& \text{h}<\text{h}{}_{\text{b}}\\ \text{θ}(\text{h})=\text{θ}{}_{\text{s}}& \text{h}\ge \text{h}{}_{\text{b}}\end{array}(4)\\ \text{V}\text{a}\text{n}-\text{G}\text{e}\text{n}\text{u}\text{c}\text{h}\text{t}\text{e}\text{n}\text{模}\text{型}\text{可}\text{表}\text{示}\text{为}:\end{array}$

$\frac{\text{θ}-\text{θ}{}_{\text{r}}}{\text{θ}{}_{\text{s}}-\text{θ}{}_{\text{r}}}=\left[\frac{1}{1+\left(\text{α}\text{h}\right){}^{\text{n}}}\right]{}^{\text{m}}(5)$

式中:θ (h) 为体积含水量 (cm3/cm3) ;θr为残余含水量 (cm3/cm3) ;θs为饱和含水量 (cm3/cm3) ;h为土壤吸力 (cm) ;hb为土壤进气吸力 (cm) ;λ、m、n为经验常数, 其中$\text{m}=1-\frac{1}{\text{n}}$。

1.3 普遍极限平衡分析法 (GLE法)

边坡的力矩平衡安全系数Fm:

$\text{F}{}_{\text{m}}=\frac{{\displaystyle \sum \left[{\text{C}}^{\prime }\text{β}\text{R}+\left(\text{Ν}-\text{u}{}_{\text{w}}\text{β}\frac{\tan \text{φ}{}^{\text{b}}}{\tan {\text{φ}}^{\prime }}\right)\text{R}\text{t}\text{a}\text{n}{\text{φ}}^{\prime }\right]}}{{\displaystyle \sum \text{W}}\cdot \text{R}{}_{\text{x}}-{\displaystyle \sum \text{Ν}}\cdot \text{R}{}_{\text{f}}}(6)$

其力平衡安全系数Ff为:

$\text{F}{}_{\text{f}}=\frac{{\displaystyle \sum \left[{\text{C}}^{\prime }\text{β}\cos \text{α}+\left(\text{Ν}-\text{u}{}_{\text{w}}\text{β}\frac{\tan \text{φ}{}^{\text{b}}}{\tan {\text{φ}}^{\prime }}\right)\cos \text{α}\tan {\text{φ}}^{\prime }\right]}}{{\displaystyle \sum \text{Ν}}\sin \text{α}}(7)$

条间力函数:

$\text{E}{}_{\text{R}}=\text{E}{}_{\text{L}}+\left[\text{W}-(\text{X}{}_{\text{R}}-\text{X}{}_{\text{L}})\right]\tan \text{α}\frac{\text{S}{}_{\text{m}}}{\cos \text{α}}(8)$

式中:EL、ER为左侧、右侧条间水平法向力。

2 实例分析

本文选用专业的岩土工程和岩土环境模拟计算仿真软件:SLOPE/W (边坡稳定性分析) 软件和SEEP/W (地下水渗流分析) 软件。SLOPE/W 是全球岩土工程界应用最广泛的专业边坡稳定性分析软件;SEEP/W软件是第一款全面处理非饱和土体渗流问题的商业化软件, 可以分析多孔介质土体中的地下水渗流和超孔隙水压力消散问题。

计算分析以某高速公路路基边坡为例, 边坡高8.6m, 坡度为46°, 坡顶长3.5m, 土壤参数见表1。

根据现场实验, 四种土壤的体积含水率随孔隙水压力变化数据如图1所示。

取降雨强度为50mm/h和80mm/h, 计算了经过不同降雨历时 (6h, 12h) 边坡土体内的孔隙水压力, 见图2、图3所示。从图中可以得出, 相同降雨强度条件下, 边坡内孔隙水压力随着降雨历时的推移而逐渐增大, 入渗的雨水在坡脚处有一个逐渐消散的过程, 随着降雨量和降雨历时的增加, 导致入渗雨水在边坡坡角处暂时积聚, 进而在边坡坡角处土体达到饱和状态, 且饱和状态的范围逐渐向坡顶增大;相同降雨历时的条件下, 降雨强度越大边坡内的饱和区域越大, 孔隙水压力亦越大。

计算降雨强度为50mm/h和80mm/h, 且降雨12h后边坡土体的稳定性。当降雨强度达到50mm/h, 雨水对边坡形成一定的渗流力, 持续降雨12h作用后, 边坡顶部非饱和区逐渐缩小, 并出现局部暂态饱和区, 土体含水率增加, 边坡孔隙水压力增大, 内摩擦角和粘聚力下降导致边坡土体抗剪强度急剧下降, 进而导致边坡稳定性的降低, 此时边坡最小安全系数为0.275, 已经产生滑坡的危害, 见图4所示。随着降雨强度增加到80mm/h, 同样降雨12h后, 边坡土体安全系数下降得非常快, 仅为0.103, 如图5所示, 此时边坡滑动面的范围也明显增大, 必须对边坡坡面雨水渗流问题进行有效地控制。

3 结论

本文通过建立对公路边坡土体稳定性影响的数值模型, 采用相应的岩土工程计算仿真软件GEO-SLOPE和GEO-SEEP模拟了某高速公路路基边坡在两种降雨强度条件下非饱和边坡土体参数的变化规律, 其计算结果与工程实际较为接近。

(1) 相同降雨强度条件下, 边坡内孔隙水压力随着降雨历时的推移而逐渐增大, 入渗的雨水在坡脚处有一个逐渐消散的过程, 随着降雨量和降雨历时的增加, 导致入渗雨水在边坡坡角处暂时积聚, 进而在边坡坡角处土体达到饱和状态, 且饱和状态的范围逐渐向坡顶增大。

(2) 相同降雨历时的条件下, 降雨强度越大边坡内的饱和区域越大, 孔隙水压力亦越大。边坡顶部非饱和区逐渐缩小, 并出现局部暂态饱和区, 土体含水率增加, 边坡孔隙水压力增大, 内摩擦角和粘聚力下降导致边坡土体抗剪强度急剧下降, 进而导致边坡稳定性的降低。

(3) 当降雨强度分别为50mm/h和80mm/h, 且持续降雨12h后路基边坡最小安全系数仅为0.275和0.103, 都已经产生了滑坡的危害, 且后者边坡滑动面的范围较前者亦有明显地增大。

摘要：基于降雨入渗对边坡稳定性影响机理的分析, 采用SLOPE/W软件和SEEP/W软件, 模拟了降雨强度为50mm/h和80 mm/h条件下边坡土体渗流场的变化。算例分析表明:相同降雨强度条件下, 边坡土体孔隙水压力随着降雨时间的推移而逐渐增大。相同降雨历时条件下, 降雨强度越大边坡内的饱和区域越大, 孔隙水压力也越大;降雨持续时间对边坡稳定的影响程度与降雨强度大小有关。

关键词：高速公路,非饱和,降雨强度,边坡稳定,安全系数

参考文献

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[4]Robert R.Ziemer.The role of vegetation in the stability of forestedslopes[A].in IUFRO Proceedings-Referate-Exposes, divisionL.Japan.1981:2-10.

[5]陈祖煜.土质边坡稳定分析-原理、方法、程序[M].北京:中国水利水电出版社, 2003.

[6]梁冰, 王永波, 赵颖, 刘磊, 孙维吉.降雨入渗和再分布对边坡土壤水分运移的数值模拟研究[J].系统仿真学报, 2009, 21 (1) :43-45, 49.

[7]黄润秋, 戚国庆.非饱和渗流基质吸力对边坡稳定性的影响[J].工程地质学报, 2002, 10 (4) :343-348.

[8]滦茂田.土体稳定分析极限平衡法改进及其应用[J].岩土工程学报, 1992, 14 (A01) :20-29.

非饱和条件 篇2

对非饱和带水-气二相流动的进行了探索,得出了相应的参数结果,建立了气压自动采集系统,为进一步的`非饱和带水气二相流动的实验模拟与数值模拟提供了参数依据.

作 者：陈家军 彭胜 王金生 王志明 李书绅  作者单位：中国辐射防护研究院, 刊 名：水科学进展  ISTIC EI PKU英文刊名：ADVANCES IN WATER SCIENCE 年，卷(期)：2001 12(4) 分类号：P641.131 关键词：非饱和带   水-气二相流   参数确定   实验研究  

★ 着色NaCl晶体色心光谱参数确定

★ 应用不同模型估计虹鳟生长性状的遗传参数

非饱和条件 篇3

摘要：我国具有广大的季节冻土和多年冻土区，冻土渗透系数的测定是研究冻土区水文地质与工程地质的关键。冻土渗透系数的测定与常规测定方法不同，需要满足在渗透系数测定的条件下不融化的基本条件。基于此，本文设计了冻土渗透系数测定的实验装置，主要有三部分组成，分别为低温恒温装置、渗透仪装置、渗流装置；之后，制作了不同含水率的冻土样，并用质量分数为10%的盐溶液作为渗透液体，测量了不同含水率冻土样的渗透系数，结果表明：随着含水率的增加，冻土的渗透系数减小的越来越快。

关键词：冻土；渗透系数；含水率

凍土是指温度在0℃或0℃以下，并含有冰的各种岩石和土壤。我国具有广大的季节冻土和多年冻土区，多年冻土主要分布在青藏高原、大、小兴安岭等地区，而大部分地区多为季节性冻土，都具有冬季冻结，夏季融冻特点。在冻土区，土壤冻结作用使冻土区的水文循环机理与过程、工程地质性质等研究变的更加复杂，了解冻土层水理参数的变化，主要为冻土渗透系数的变化，对揭示冻土水分动态规律、地下水补给过程、正确进行水文水资源计算等具有重要意义，也对冻土区道路工程建设、水库大坝的修建和农业土壤持水等方面有一定的参考意义。关于冻土土壤渗透系数的测定与常规测定方法有明显差异，而冻土渗透系数的测定相关装置并不完善，且有关非饱和冻土渗透系数测定的研究较少。基于此，本文分析了冻土渗透系数测定方法的难易，设计了冻土渗透系数测定的实验装置，并对不同含水率下冻土的渗透系数进行了测定，探究了含水率对冻土渗透系数的影响。

1. 冻土渗透系数测定装置的功能与结构

1.1 需满足的条件和功能

冻土渗透系数的测定与常规渗透系数测定方法有所不同，常规渗透系数的测定可直接在室温下进行，从实验原理上大致分为有“常水头法”和“变水头法”，而冻土渗透系数的测定需满足以下条件：

（1） 在渗透系数测定的过程中冻土不融化，处在低温恒温的环境中；

（2） 用于渗透的流体在低温恒温的环境下不结冰。

本实验拟测定恒低温环境下冻土或非冻土的渗透系数，土样类型为松散沉积物，借鉴常规的“变水头法”的测量原理，进行了冻土渗透系数测定装置的设计，其主要具有以下功能：

（1）可以颗粒级配、含水率与密度为主要控制指标制定试验冻土土样；

（2）可进行不同温度下的冻土或非冻土的渗透系数进行测定，其温度范围为10℃～-20℃；

（3）可采用不同渗透流体进行土样渗透系数的测定，例如蒸馏水、盐水、油等流体.

1.2 结构

冻土渗透系数测定装置示意图如图1所示，装置主要有三部分构成：渗透仪装置，渗流管路装置，低温恒温装置。

渗透仪装置：主要为TST—50型土壤渗透仪，是实验装置的核心部分，其主要组成有上盖、底座、套座、环刀、透水石、螺杆等组成。渗透仪外形直径为φ118（管咀除外），高度约155mm，净重约3.5kg，其内能容纳直径为φ61.8mm（30平方厘米）、高h为40mm圆柱形土样。另外，制备土样时需要参照水电部土工试验规程SD128—012—84或参照JTJ051—93《公路土工试验规程》T013—93。

渗流管路装置：由烧杯、手动泵、橡皮管、橡皮管夹、液柱水管、直尺等构成，除了能进行渗透实验前后液柱高度的测量等，还能实现饱和土样及向液柱水管注入渗透流体的功能，能保证测量数据结果的可靠性和渗透实验的方便性。

低温恒温装置：低温恒温环境是实验的关键控制因素之一。其主要由低温恒温槽组成，低温恒温槽内有低温恒温酒精循环，将渗透仪置入其中，并在槽内放有较长的一段渗流胶管，从而保证渗透仪中的土样和渗透流体处于恒温状态。

图1 冻土渗透性实验装置示意图

1. 烧杯；2. 手动泵；3. 低温恒温槽；4. 橡皮管夹；5. TST—50型土壤渗透仪；6. 贝雷砂岩；7. 冻土；8. 烧杯；9. 液柱水管；10. 直尺。

2. 非饱和冻土渗透系数的测定

2.1 试验材料

本次试验用土取自长春市松散沉积土层，属于粉质黏土。实验采用的为扰动土样，先将采集的土样放在120摄氏度的风干烘箱进行烘干，之后碾碎过2.0mm筛，得到后的土样用于制备冻土。

冻土样的制备需先进行含水土样的制备。预在TST—55渗透仪的环刀内配制孔隙度为40%的土样，根据渗透仪的体积和土颗粒的密度可计算的需要的干土样质量为195.84g，将干土平铺在不吸水的铁盘内，用喷雾设备喷洒预计的加水量（可根据含水率的不同调整加水量），并充分拌和。之后，进行低温冷冻制备冻土将配制后不同含水率的土样装入土壤渗透仪的环刀内，并分层进行压实，尽量使土颗粒在环刀内的密度均匀。后安装好土壤渗透仪，并将渗透仪的三个流体进出口用橡胶管夹封住，防止低温循环槽内的酒精进入。将低温循环槽的温度设置-5℃，土样冷冻12小时以上。

2.2 试验方法

试验分为两个阶段，第一阶段为盐水饱和冻土样。盐水饱和冻土样主要通过渗流管路装置实现的，待冻土样形成后，用橡皮管夹夹住渗透仪下部右侧橡皮管，通过手动泵向渗透仪内注入温度为—5℃的渗透流体，以防止冻土样融化，待渗透仪上部出口端有渗透液体流出为止，即可进行下一阶段。第二阶段为渗透系数测定阶段，待冻土样饱和后，撤下渗透仪下部右侧的橡皮管夹，并用橡皮管夹夹住上部出口处橡皮管，然后再用手动泵向渗流管路内注入质量分数为10%的低温盐溶液至一定高度，待渗流管路内无气泡，撤掉出口处的橡皮管夹，并夹住注入盐水橡皮管，同时记录中起始水头高度H1，在测定过程中，每隔3个小时记录一下水头高度，每次实验记录三次。

试验结果按照土工试验规程标准变水头渗透试验提供的渗透系数计算公式，即式（2）进行计算。

式中：2.3为ln和lg的变换因数；—水温为t℃时的试样的渗透系数（cm/s）；a为变水头管截面积（cm2），0.1256cm2；L为试样高度（cm）；A为试样截面积（cm2）；t為时间（s）；H1，H2分别为起始和终止水头（cm）。

2.3 试验结果与分析

不同含水率下冰的饱和度和冻土渗透系数的实验结果如表1所示，其中饱和度的计算假定了土样中水全部转化为填充在孔隙内的冰。其绘制的图像如图2、图3所示。从表中和图中可以看出，随着含水率和饱和度的增加，冻土渗透系数逐渐减小，含水率从0增加到15渗透率减小的越来越快。

表1 不同含水率下的冻土渗透系数测量值

[含水率

w（%）＼&0＼&5＼&7.5＼&10＼&12.5＼&15＼&渗透系数

S（%）＼&0＼&0.208＼&0.313＼&0.417＼&0.525＼&0.625＼&渗透系数

k（cm·s-1）＼&7.73E-07＼&7.49E-07＼&6.50E-07＼&5.30E-07＼&0＼&0＼&]

渗透系数呈现这种趋势变化可能原因有：

（1） 采用10%盐溶液作为渗透流体，在较低含水率的冻土中，可能有盐水会造成部分冻土的融化，而在较高含水率的情况下，盐水的作用就会较弱。

（2） 在较高含水率的情况下，较难以保证水分的均匀性，会造成局部出现全饱和现象，无孔隙作为渗透通道，这种现象会随着含水率增加越来越明显。

（3） 土颗粒可能发生吸水膨胀的现象，随含水率的增加更加明显，造成孔隙空间减小的越来越快的现象。

3. 结论

（1）设计了冻土渗透系数测定装置，主要有低温恒温装置、渗透仪装置、渗流装置三部分构成，可对不同颗粒级配、含水率、密度、温度、渗透流体等条件下冻土或非冻土的渗透系数进行测定 ；

（2）在-5℃时，对含水率分别为0、5、7.5、10、12.5、15的冻土进行了渗透系数的测定，随着含水率的增大，渗透系数减小的越来越快。

参考文献：

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[2] 杨广云，阴法章，刘晓凤，等.寒冷地区冻土水文特性与产流机制研究[J].水利水电技术，2007，（1）：48—51.

[3] 伍根志，戴长雷，高宇.非饱和冻土渗透系数测定装置分析与设计[J].黑龙江大学工程学报2015，6（4）：12—15.

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[5] 李龙辉，肖迪芳，杨春生.寒冷地区融雪径流和融冻期降雨径流计算模型初探[J].水文，2011，（2）：84—88.

非饱和条件 篇4

尾矿库是一种特殊的工业建筑物,也是一座人工建造的具有高势能泥石流的巨大危险源,是矿山安全的头等问题[1]。据不完全统计,在汛期洪水工况下引发的尾矿库事故占各类尾矿坝事故的50%以上。目前,国内外有关尾矿库安全方面的研究[2,3,4,5],主要集中在尾矿库工程对周围环境的影响、尾矿坝稳定性、影响尾矿坝溃决的因素以及尾矿坝地质灾害与危险性评估等方面,对尾矿堆积坝在降雨情况下尾矿坝体稳定性的研究甚少[6,7,8,9]。

降雨会降低尾矿坝坝体的抗剪强度,抬高浸润线使得孔隙水压力升高,另外,长时间、高强度降雨会使得浸润线以上区域出现暂态饱和区,则相应区域会出现暂态孔隙水压力升高的情况。由于许多滑坡事故并不是出现在浸润线抬升到相应高程后才出现的,所以对降雨入渗引起的暂态水荷载需引起足够的重视。

1 尾矿坝降雨入渗破坏分析

由于渗透压力的存在,降低了尾矿坝坝坡的整体稳定性,尾矿坝在渗流的作用下,可能产生自身的变形和破坏现象,严重情况下甚至出现溃坝。尾矿砂沉积分层作用,产生各向异性渗透速率,对坝内渗流影响很大,尤其对坝内浸润线位置影响非常大。浸润线位置过高,会使坝面或下游发生沼泽化,导致坝体、坝肩和不同材料结合部位有渗流水流出,渗流量增大,引起管涌,最终导致溃坝。

尾矿坝在渗流的作用下,渗流出口处的颗粒特征及其渗透压力的条件对坝体的安全有重要意义。渗流出口处的尾砂在非正常渗流情况下,能导致坝体流土、冲刷及管涌等多种形式的渗透破坏。若渗透压力能克服尾矿颗粒间的联系强度,且尾矿体的内部结构及其边界有颗粒位移的通道和空间,则在渗流场中产生渗透变形。

尾矿坝渗透变形的发生演变过程与地质条件、尾砂级配、水力条件、尾砂渗透性质和防排水措施等因素有关。在流场中作用于尾矿坝体的渗流压力产生的本质是水在渗流过程中受到了尾矿颗粒的摩擦阻力而在渗透途径上损失了水头,尾矿颗粒也受到水沿渗流方向施加于尾矿颗粒的渗透压力。渗透压力在数值上等于渗流方向上损失的水头,其大小取决于渗透坡降。

2 降雨入渗条件下饱和-非饱和渗流模拟

2.1 饱和-非饱和渗流理论

1856年法国水利工程师达西(Henry-Darcy)通过在直立均质各向同性砂柱中的渗透实验(在一维流条件下做不同流量的稳定运动试验),发现了在层流状态时,水的渗透速度与水力坡降成正比,并总结出了著名的Darcy定律[10]:

式中:v—渗流速度,cm/s;q—渗透流量,cm3/s;i—水力坡降;k—比例常数,称为土的渗透系数;A—垂直于渗流方向土的截面积,cm2。

在非饱和土中渗透系数不为常数,而是关于含水量或者基质吸力的函数,且渗透系数会随着体积含水量的不同而有所变化。饱和-非饱和渗流分析的基本方程为:

式中:[K]为透水系数矩阵;{H}为总水头向量;[M]为单元储水量矩阵;{Q}为流量向量;t为时间。透水系数矩阵[K]表示为

降雨入渗过程是入渗水分在非饱和区运动的过程,而降雨入渗边界又是一个流量边界,只是这个流量并不是不变的,在计算过程中需要根据含水率调整入渗流量,从而实现对降雨入渗问题的数值模拟。以二维饱和-非饱和渗流问题为例,所应满足的控制方程和边界条件为:

式中,S1为水头分布规律已知的边界,H1为边界水头。

求解降雨条件下尾矿坝饱和-非饱和渗流场时,应已知该问题的定解条件才能对渗流控制方程进行求解。定解条件包括边界条件和寝条件,求解稳定渗流问题时要知道边界条件。饱和-非饱和渗流计算中,定解条件为以下方程组,初始条件:

式中,H0—已知函数;Ω—渗流区域。由于本次分析设定第一类边界,水头H是给定的无须计算。

2.2 渗流模拟结果及分析

进行有地表入渗的饱和-非饱和非稳定渗流场模拟时,首先要给定计算区域的初始水头场。坝体边坡的边界条件较难给定,特别是尾矿坝两侧的状态很难给定。在缺乏实测值的情况下,非饱和区的初始水头场需要一定的假设,即假设此区域不因降雨而和相邻区域发生水交换,意味着只由初始条件决定。雨水的入渗对初始的渗流场比较敏感,因此本文采用稳定状态下的渗流场获得初始的水头值。

取尾矿坝坝基底边和左右两侧为不透水边界,堆积坝体右侧为不透水边界,沉积滩顶面和排水沟为水头边界。沉积滩顶面的水头根据不同库水位对应的水头高度取值,位于初期坝下游坝脚处的排水沟内水头取0m。某尾矿坝单元三角网格划分图,如图1所示。

尾矿坝渗流场的初始入渗点并不是实际库区水位位置,一般比正常水位高,与尾矿放矿时间长短、库区地形及库区降雨量有关,放矿时间越短、地形较为开阔、降雨较少时,浸润线入渗点就与库水位接近。如图2和图3所示干滩长度150m和100m的渗流图,上游浸润线降低效果越明显,但下游降低效果不明显。

正常情况下(干滩面长度为150m),尾矿坝地下水位线与坝坡面相距一定距离,未发生相交现象,坝体处于稳定状态。随着库水位的上升,干滩长度逐渐降低,尾矿坝地下水位线随之上升,但由于尾矿库排渗系统运行正常,初期透水堆石坝渗透性良好,地下水位线在靠近坝基处显著降低。当干滩长度降低到100m时,地下水位线最靠近坡面处为堆积坝中上部附近,如果出现这种情况,地下水极有可能从该处溢出,出现管涌或坡面沼泽化,并可能造成溃坝事故。随着库水位的升高,坝体内部等水头线趋于密集,坝体内部渗流速度显著加快,这对尾矿坝的稳定性有很不利的影响。

通过模拟可以知,降雨条件下,库水位、浸润线升高很快,特别是在初期坝顶逸出的高度很高,所以要严格控制滩长,即严格控制库水位。一般在上游式尾矿库中后期,由于受到库容的限制,提高库区排洪能力成为中后期的关键。

3 结论

本文针对某尾矿库,分析了降雨条件下对尾矿坝渗流及稳定的影响,运用饱和-非饱和渗流理论及降雨入渗理论,分析了尾矿坝渗流场的变化过程,根据计算出来的瞬态渗流场利用非饱和尾砂抗剪强度理论,对尾矿坝的瞬态稳定性进行了分析。

分析降雨条件下对尾矿坝渗流及稳定的影响,研究尾矿坝渗流场的变化过程,对尾矿库的防洪、泄洪与调洪设计以及汛期尾矿库安全管理与技术措施的制定都有着极为重要的意义。降雨条件下尾矿坝饱和-半饱和渗流模拟分析研究对提高尾矿坝降雨条件下安全运行,降低尾矿库溃坝事故发生率具有重要意义。

摘要：降雨条件下,由于渗透压力的存在,降低了尾矿坝坝坡的整体稳定性,可能产生坝体自身的变形和破坏,甚至导致尾矿库溃坝发生。针对某尾矿库,分析了降雨条件下对尾矿坝渗流及稳定的影响,运用饱和-非饱和渗流理论及降雨入渗理论,分析了尾矿坝渗流场的变化过程,根据计算出来的瞬态渗流场,利用非饱和尾砂抗剪强度理论,对尾矿坝的瞬态稳定性进行了分析。研究成果对于提高尾矿坝降雨条件下安全运行,降低尾矿库溃坝事故发生率具有重要意义。

关键词：尾矿库,降雨入渗,饱和-半饱和,渗流,模拟分析

参考文献

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非饱和条件 篇5

粘土岩非饱和渗流模型在地下水运移过程中的数值模拟

根据实验室粘土岩非饱和渗流实验的结果,将考虑塑性应变硬化、Hoek-Brown和Mohr-Coulomb 3种非饱和渗流应力耦合模型应用于模拟某粘土岩竖井,研究了粘土岩在开挖、通风、衬砌支护及长期运营期,围岩内渗流从初始饱和→非饱和→近饱和的过程以及地应力和水力学参数(Biot系数、饱和度与毛细孔隙水压力关系、水相的相对渗透系数与饱和度关系)对围岩内的非饱和流动区域大小的影响.计算结果表明,水力学参数对非饱和渗流的影响区域非常显著,尤其是对水相的.相对渗透系数与饱和度的关系的影响.

作 者： 作者单位： 刊 名：岩石力学与工程学报  ISTIC EI PKU英文刊名：CHINESE JOURNAL OF ROCK MECHANICS AND ENGINEERING 年，卷(期)：2003 22(z1) 分类号：O357.3 关键词：数值分析   非饱和渗流   耦合   本构模型   通风  

非饱和条件 篇6

1 实验方法

1.1 实验条件

实验采用大庆油田萨尔图油层杏5-J2-J P928井某层位岩心, 岩心渗透率K1=1.62×10-3μm2, K2=67.8×10-3μm2, K3=578.99×10-3μm2;实验室温度为20~24℃;地层水粘度为0.86m Pa·s;模拟地层原油粘度为6 m Pa·s驱替速度分别为0.1ml/min, 0.3 ml/min, 0.5 ml/min。

1.2 实验步骤

(1) 选择合适的岩心并进行编号;

(2) 将准备好的岩心抽真空并饱和地层水;

(3) 取出饱和完的岩心放入岩心夹持器里, 采用不同泵速研究对不同岩心影响, 并记录各个岩心的实验数据。

2 实验结果与分析

下面图1表明了渗透率为K1=1.62×10-3μm2的岩心饱和地层水后, 在不同驱替速度下建立原始含油饱和度时的影响:

下面图2表明了渗透率为K2=67.8×10-3μm2的岩心饱和地层水后, 在不同驱替速度下建立原始含油饱和度时的影响:

下面图3表明了渗透率为K3=578.99×10-3μm2的岩心饱和地层水后, 在不同驱替速度下建立原始含油饱和度时的影响:

从图1, 图2, 图3可以看出, 不同的泵速对渗透率为K1=1.62×10-3μm2的岩心, 基本对渗透率为K2=67.8×10-3μm2的岩心和渗透率为K3=578.99×10-3μm2的岩心影响不是很大。

3 结论

对于低渗透岩心在0.1ml/min, 0.3 m/min, 0.5 ml/min的泵速下, 建立含油饱和度时由于渗透率低产生一个憋压的过程, 当压力达到一定值时岩心内部发生油驱水的过程, 油面以不同速度推动水面移动, 高泵速界面冲洗岩石表面时对岩石洗水的效率大于低泵速, 所以由于不同泵速的差异对同样的岩心建立原始含油饱和度有一定的影响。对于高, 中渗透率岩心, 由于岩心孔隙连通性、孔道半径、胶结情况等[3,4], 实验室条件下不同泵速对岩心油水界面推移影响不是很大。因此对于实验室条件下, 低渗透率岩心建立模拟原始含油饱和度时在避免速敏的前提下泵速适当大点, 对于高, 中渗透率岩心则影响不大。

参考文献

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