存在高滲透區的黏土心墻土石壩滲流穩定性分析

彭 銘，畢競超，朱 艷，2，方坑龍，李冰心，徐佳成

（1.同濟大學 地下建筑與工程系，上海 200092；2.中船第九設計研究院工程有限公司，上海 200063；3.溫州醫科大學 基建處，浙江 溫州 325035；4.中南置地有限公司，上海 200050；5.中國國際工程咨詢公司，北京 100048）

1 研究背景

黏土心墻土石壩是大壩工程中重要的擋水建筑物，黏土心墻的低滲透性可以迅速降低壩體水力梯度，確保壩體安全運行。當心墻出現質量問題時，在高水頭壓力作用下，可能導致壩體內部的滲透水力梯度大于臨界水力梯度，進而引發流土、管涌等重大滲漏事故，嚴重威脅大壩的運行安全。將350個水利工程事故案例按地質因素分別進行統計[1]，得出滲透破壞近半數，如圖1所示。1976年美國提堂水庫潰決，在壩址下游直到阿美利加瀑布水庫之間長130 km、面積約780 km2的地區，導致14 人死亡，25 000 人無家可歸，約40 萬畝農田被淹，估計全部損失達4 億美元。1993年甘肅溝后水庫潰壩洪水造成死亡288人，失蹤40人，2000 余間房屋倒塌，經濟損失約1.5 億元。由于壩體滲透破壞所導致的嚴重后果，心墻壩質量問題誘發的滲透穩定性一直是大壩工程關注的一個重要問題。

圖1 水利工程事故誘因[1]

國內外學者通過壩體模型試驗和數值分析研究壩體內部的滲透特性，并評估壩體的滲透穩定性。在模型試驗方面，劉杰等[2]研究溝后壩潰決的過程，認為面板頂端的接縫處漏水使面板與壩體之間大面積脫開，進而導致強透水層與庫水連通，發生壩坡垮塌最終導致潰決。張丙印等[3]通過水力劈裂試驗證明土石壩心墻中可能存在的滲透薄弱面是心墻產生水力劈裂的重要條件。朱崇輝等[4]通過對不同級配土料的滲透破壞坡降研究，發現粗粒土的滲透變形坡降與粒徑級配存在某種程度上的聯系。王勝群等[5]通過物理模型試驗，對現有土石壩加固措施提出了改進建議。馮新等[6]通過試驗將結果與不考慮薄弱層的研究結果對比，得出水平薄弱層的存在并沒有顯著降低壩體整體超載能力的結論。Okeke和Wang[7-8]將均勻大小的鵝卵石包裹在塑料網中放置在壩體內部用來啟動內部侵蝕，研究了壩體內部管涌破壞發展的全過程。閆冠臣等[9]進行了有軟弱通道的土壩變形、潰決立新模型試驗，研究結果表明土壩的潰決主要是由于軟弱通道發生管涌引起滲流破壞。現有在壩體模型試驗方面的研究成果揭示了土石壩滲透破壞機理，有效地解決了部分實際工程中的問題，但針對局部高滲透區大小、位置對黏土心墻壩滲流規律影響的研究相對很少。

數值模擬方面，陳立宏等[10]通過基于Biot 固結理論和劍橋模型的有限元固結計算程序預測和分析了小浪底大壩心墻中的孔隙水壓力，發現高土石壩中產生較高的孔隙水壓力，可能會對大壩安全運行造成影響。Chen 等[11]應用三維飽和-非飽和滲流理論，對非飽和堆石壩的入滲過程進行研究，結果表明壩肩邊界附近滲流速度較快，水力梯度較大增加了滲透破壞的可能性。欒艷[12]采用數值模擬的手段，對土石壩的滲透規律和滲漏機理進行研究，認為土的滲透破壞都是從薄弱的滲流出口開始的，滲流帶走土顆粒后向上游發展，最后形成上下游連通的滲流通道。富強[13]通過對不同水位條件下土石壩的滲流過程的模擬，得到各種工況下不同時刻土石壩系統的浸潤線位置、壓力水頭、滲流量，速度場等研究了土石壩滲流破壞的特性。Li 等[14-15]先模擬小林村堰塞壩體內的水力梯度和孔隙水壓力，并在分析了堰塞壩邊坡的穩定性，發現小林村堰塞壩在滲流條件下是穩定的。董存軍[16]通過有限差分軟件模擬發現防滲體深度增加，下游壩坡滲透坡降、滲流速度和出滲流量的降低效果良好。涂揚舉等[17]利用有限元法對瀑布溝心墻土石壩進行滲流分析，結果表明心墻底部滲透坡降較小，壩體與兩岸相接部位心墻底部的滲透坡降最大。段芳[18]發現土石壩中存在的缺陷所在的土層滲透系數越大時，防滲墻缺陷對壩體穩定性的影響越大，壩坡下游的安全系數偏小。張錄等[19]通過有限元分析得到隨著庫水位增加，大壩心墻出逸比降、滲漏量及下游壩坡出逸比降均增大。Sazeda 等[20]認為大壩因滲流導致漫頂、侵蝕和管涌而潰決，指出壩高與來流量是影響壩體穩定性的最敏感因素。王鵬全[21]通過有限元模擬得到，對壩體滲流穩定影響的顯著水平依次為心墻滲透系數＞心墻高度＞心墻上游坡度。截至目前人們在數值模擬方面分析了其滲流破壞機理，并對防滲體的效果進行了評估，但缺乏定量研究心墻壩內高滲透區位置、滲透系數等重要因素對心墻壩內部孔隙水壓力分布及滲漏量的影響，進而為基于監測數據的反演和壩體安全性能的動態評估提供基礎。

本文以瀑布溝心墻壩為原型，通過模型試驗和數值模擬研究心墻存在高滲透區對壩體內部滲流場和滲流穩定性的影響。首先，通過模型試驗分析高滲透區的不同位置對心墻內部孔隙水壓力分布和滲漏量的影響；其次，利用有限元軟件按照水槽滲透試驗中各工況下壩體形態構建數值模型，將模型試驗數據用于驗證數值分析的準確性；最后，采用數值模型分析不同水位、高滲透區位置和滲透系數對心墻內部滲流場、壓力水頭分布和滲透穩定性的影響。

2 實驗模型

2.1 模型參數壩體模型的原型為瀑布溝心墻土石壩，剖面如圖2所示，最大壩高186 m，壩頂寬14 m，壩底寬257 cm，壩體上游的高寬比為1∶2，下游高寬比為1∶1.8。考慮到試驗裝置尺寸，將模型試驗的幾何相似比設定為n = 300。本實驗設置波流水槽長42 m、寬0.8 m、高1.25 m。按照相似比壩前穩定水位設定為58 cm，壩高為64 cm（包含防浪墻高度）。壩頂如果嚴格按照相似比進行縮尺會導致其寬度極小難以堆筑，故將壩頂寬度放大到10 cm。為了監測心墻不同位置處的孔隙水壓力大小，在距離壩底15 cm、30 cm、40 cm的心墻中心位置布置了3層孔隙水壓力計，每一層布置兩個孔隙水壓力計，間隔為20 cm。壩體模型剖面以及孔隙水壓力計的具體布置位置如圖3所示。壩體由外至內分別是心墻區、過渡區和堆石區。波流水槽底部、槽首和槽尾是混凝土結構，中間段為鋼結構，水槽兩側鑲嵌雙層鋼化玻璃，通過水槽側壁的透明鋼化玻璃可以觀察到槽內的試驗現象。

2.2 材料參數心墻防滲料的顆粒級配如圖4所示。瀑布溝心墻土石壩反濾料最大粒徑不大于15 mm，小于0.075 mm 含量小于5%；過渡層最大粒徑不大于300 mm，小于5 mm 含量不大于10%；堆石區土料最大粒徑不大于80 0mm，小于0.075 mm 含量不大于5%，各分區土料的粒徑級配如圖4（a）所示。根據瀑布溝心墻壩過渡區與堆石區土料級配曲線中d20對應的粒徑尺寸，將模型過渡區土料粒徑設定為10 mm，堆石區土料粒徑設定為20 mm。壩體模型中各分區土料的最大粒徑為20 mm，滿足小于水槽寬度1/10的要求（水槽寬度為800 mm）。由于土工試驗規程（SL237-1999）中規定等量替代法適用于超粒徑不超過40%的情況，因此決定采用混合法（n=2）將心墻區與高滲透區土料的最大粒徑縮尺到10 mm，重新縮尺后的土料級配曲線如圖4（b）所示。

圖2 瀑布溝心墻土石壩典型剖面

圖3 壩體模型剖面及孔隙水壓力計的布置

將過渡區和反濾區合并為一個區，由于這兩個區的滲透系數較大，所以并不明顯影響壩體滲流場。反濾層土料的等效粒徑為0.5 mm。由于心墻與過渡區的坡度過大，所以在填筑壩體的過程中將長為79 cm，寬為14 cm，厚度為0.8 cm的PVC 板固定在各分區的邊界處，然后由心墻向兩側依次填筑5 cm 高的相應土料并層層壓實，拆除PVC 板，心墻壩填筑如圖5（a）所示。試驗過程中按照土工試驗規程（SL237-1999）土工試驗規程中的要求進行常水頭滲透試驗，測得到各分區土料的滲透系數，如表1所示，材料各區域參數如表2所示。

圖4 原型和模型壩體心墻與高滲透區土料級配

圖5 模式實驗水槽和壩體圖

表1 各工況高滲透區的設置詳情

表2 各分區土樣的滲透系數

2.3 工況設置為了研究心墻內部存在高滲透區情況下的滲流特性，以及高滲透區的位置變化對孔隙水壓力分布和滲漏量的影響，在不同位置設置高滲透區域開展滲流實驗研究。考慮到壩前水位為58 cm，壩體內部孔隙水壓力值的變化范圍較小，因此不同工況下高滲透區的位置間距變化不能太小；另一方面由于試驗過程中孔隙水壓力計的量程較大，影響其測量精度，所以高滲透區的位置不能過高導致其距離水位面太近。基于上述考量，分別在15、30、40 cm 高度的3個位置各設置了4 cm厚的高滲透區域。

2.4 試驗過程按照設計的壩體剖面，以工況1為例，首先在水槽兩側的鋼化玻璃上畫出輪廓，然后在壩基處鋪設一層高為1 cm的高嶺土，同時在鋼化玻璃內側涂抹一層5 mm的硅膠，起到增大玻璃界面摩擦和黏結壩體材料的作用，以減小界面滲流。由心墻向兩側依次填筑5 cm 高的相應土料并層層壓實，同一層土料填筑完成后，按照各分區的邊界輪廓將PVC 板向上提升，再次由心墻向兩側填筑相應土料并層層壓實，并將孔隙水壓力計放置在預定的位置，按照上述步驟最終將心墻壩填筑完成。壩體填筑完成后，在距離下游壩趾1.68 m 處設置擋水板，通過收集滲流水量測水位變化，監測滲流試驗過程中下游的滲漏量，如圖5（b）所示。壩體填筑完成后，采用熱風槍通過加熱外側玻璃以及長時間靜置的方式加快硅膠的凝固。24 h 后開始壩體滲流試驗，首先設置好動態數據采集儀與水槽控制臺專用軟件，然后開始采集并同時開始監測孔隙水壓力以及壩體下游滲漏量的變化，當水位達到預定水位（58 cm）后停止放水，并繼續監測一段時間，由于滲漏的存在，試驗過程中有少量的補水以保證壩前水位基本不發生變化。工況2、3和4的壩體堆筑過程與工況1 基本相同，區別是分別在距離壩基15、30和40 cm的心墻處設置了一層4 cm 厚的高滲透區，高滲透區的土料按照瀑布溝心墻土料級配下包線經過混合法縮尺后獲得的級配曲線混合配制成。

3 試驗結果與分析

3.1 各工況結果由于同一高度處的2個孔隙水壓力計對稱分布，讀數接近，在這里只給出每個高度的1個孔隙水壓力計的監測結果。如圖6所示，黑紅藍三實線為將監測結果進行降噪后孔隙水壓力變化趨勢，背部灰色陰影為初始監測結果。在監測初期，孔隙水壓力計的值維持在0 kPa 左右，說明孔隙水壓力計基本達到飽和。

圖6 不同工況下孔隙水壓力監測結果

表3 各工況孔隙水壓力監測值

工況1（無高滲透區域）中，隨著水位的上升，各個位置埋設的孔隙水壓力計的監測結果不斷增大，當壩前水位穩定后，孔隙水壓力值也逐漸趨于穩定。孔隙水壓力計CH1（距壩基15 cm 處）埋設高度較低，在0.36 h時孔隙水壓力計值由0 逐漸增大；CH3（距離壩基30 cm 處）在0.55 h時孔隙水壓力值由0 逐漸增大；CH6（距離壩基40 cm 處）在0.65 h時孔隙水壓力值由0 逐漸增大。當0.85 h 后水位達到預設水位，3個孔壓計監測值逐漸趨于穩定。當水位穩定后，得到CH1、CH3、CH6的孔隙水壓力值分別為3.32、2.37、1.52 kPa，如表3所示。根據達西定律，由于CH1、 CH3 、CH6 距離壩前水位面越來越近，壓力水頭逐漸減小，所以孔隙水壓力值也逐漸減小。47 min 后壩體滲流的水到達擋水板處，80 min 后滲漏水體的高度達到5 mm，90 min 后滲漏水體的高度在7 mm 左右，此時停止監測，經過測算滲漏水體總量接近9.6 L，平均滲漏速率為6.4 L/h。

工況2的孔隙水壓力計的監測結果如圖6（b）所示，工況2中各個位置埋設的孔隙水壓力計的監測結果隨著水位的上升不斷增大，并于壩前水位穩定后，孔隙水壓力值趨于穩定。與工況1 相比，CH1與CH3 位置處的孔隙水壓力監測值出現明顯增大，分別為3.76和2.61 kPa，同時孔隙水壓力由0 開始升高的時間更早。這是因為高滲透區的存在增加了心墻的滲流速率，心墻內部的水頭損失減小，故孔隙水壓力均隨之增加。但CH5/6 位置的孔隙水壓力變化不明顯，這是因為該處（距壩基40 cm）明顯高于高滲透區域（距壩基15cm）所在位置，因此受到高滲透區域影響較小。37 min 后壩體滲流的水到達擋水板處，90 min后滲漏水體高度在2 cm 左右，此時停止監測，經過測算滲漏水體總量接近26.9 L，單位滲漏量為17.9 L/h，高于工況1 平均滲漏速率6.4 L/h。

工況3的孔隙水壓力計的監測結果如圖6（c）所示，與工況1 相比，在CH1與CH3 位置處可以看出孔隙水壓力監測值出現明顯增大；相比工況2，CH1 處孔壓（3.59 kPa）低于工況1（3.76 kPa），而CH3處孔壓（2.71 kPa）高于CH1（2.61 kPa），這是因為工況2中CH1和工況3中CH3 監測點分別處于各自的高滲透區域，因此水頭損失相對較小，孔壓值比其它工況大。CH5的孔壓值略高于工況2，這是因為監測點離高滲透區域相對較近。38min 后壩體滲流的水到達擋水板處，90 min 后滲漏水體高度達到1.9 cm，此時停止監測，經過測算滲漏水體總量接近25.6 L，單位滲漏量為17.1 L/h，略小于工況2 單位滲漏速率。這是因為工況2中高滲透區域位于心墻底部，水力壓力相對較大，因此滲流量也相對較大。

工況4的孔隙水壓力計的監測結果如圖6（d）所示，由于高滲透區心墻滲流路徑較短（圖3），孔隙水壓力升高時間較工況1 有明顯的提前。如同工況2、3，工況4中，處在高滲透區域處的CH5 孔壓值比其他工況較大。73 min 后滲漏水體的高度達到1 cm，90 min 后滲漏水體高度在1.8 cm 左右，此時停止監測，經過測算滲漏水體總量接近24.3 L，單位滲漏量為16.2 L/h，略小于工況2和3。這是因為高滲透區域位于心墻頂部，水力壓力相對較小，因此滲流量也相對較小。4種工況下滲漏水體的高度變化如圖7所示。

圖7 各工況滲漏量監測結果

圖8 各工況孔隙水壓力變化趨勢

3.2 各工況監測數據對比分析各工況心墻內部各位置孔隙水壓力變化趨勢如圖8所示，通過實驗數據分析我們發現如下幾條規律：

（1）同一工況下，心墻不同部位處的孔壓的上升速率（斜率）基本接近，心墻底部的孔壓值最先上升，穩定時孔壓值最大。這是因為底部處滲透壓力較大，因此滲流速度相對較快，且穩定時水頭最大。存在高滲透區域時心墻不同部位的孔壓都將上升，且滲漏量將顯著增大，這為通過孔壓和滲漏量監測數據分析心墻是否存在質量問題提供重要依據。

（2）心墻不同部位存在高滲透區域時，孔壓數據呈現不同規律。總體上，位于高滲透區域處的孔壓值要大于其它工況的同一位置孔壓值，而且離高滲透區域越近，相應位置的孔壓值越大。這是由于高滲透區滲透系數較大，根據達西定律可知高滲透區的水力坡降比心墻小，在相同流徑的情況下，高滲透區水頭損失較小。

（3）隨著高滲透區的位置升高，高滲透區所在位置處的壓力水頭減小，因壩體滲漏量與壓力水頭存在正相關關系，故壩體滲漏量隨之減小（如圖7所示），（2）和（3）的規律為根據孔壓分布和滲漏速率大小來分析心墻質量問題所在位置提供重要指導。

4 有限元數值模擬及參數敏感性分析

4.1 數值模型參數設置數值模型剖面按照物理模型設置成4個區分別為心墻區、高滲透區、反濾區與堆石區。模型剖面被劃分為4494個單元，共4650個節點，選用四邊形網格。壩體上游設置為滲流邊界與水頭邊界。壩趾處設定為滲流邊界，壩體基底處設定為零流量，模型剖面如圖9所示。壩體各分區土料的物理力學參數指標如表4所示。以4種工況下的壩體形態構建數值模型，考慮分步加載并選用應力場與滲流場的耦合計算模型分析各工況下的孔隙水壓力的分布和滲漏量，其中工況1 不設定高滲透區，工況2、3、4分別為在距離壩基15、30、40 cm 處人為設置一層厚度為4 cm的高滲透區。采用有限元軟件中函數模塊（Existence functions）設定24 h 后再添加水頭邊界條件，水頭高度為0.58 m，按照試驗過程中水位上升速度設定水頭上升速度。參考模型試驗中孔隙水壓力計的埋設位置獲取數值分析孔隙水壓力。

圖9 壩體數值模型剖面

表4 各分區土料物理力學參數

4.2 4種工況數值結果4種工況的孔隙水壓力分布云圖以及孔隙水壓力如圖10所示。發現孔隙水壓力等值線在高滲透區有變緩的趨勢，并引起心墻右側孔隙水壓力等值線向上“擺動”。這一趨勢也證明了模型實驗規律：高滲透區域的存在會增大局部孔隙水壓力值，而且離該區域越近，孔壓增大趨勢越明顯。

4.3 試驗與數值結果對比如圖11所示，不同工況下的模型試驗和數值模擬所獲取的孔隙水壓力和總水頭壓力的變化趨勢基本一致，同時，滲漏速率變化趨勢也基本一致（如表5），即存在高滲透區域滲漏速率顯著增大，隨著高滲透區域上移，滲漏速率降低。

圖10 4種工況孔隙水壓力分布云圖

圖11 試驗與數值得到的孔隙水壓力變化趨勢

表5 各工況滲漏量

但現場試驗監測的孔壓值和滲漏速率比數值模擬計算的結果略大，造成這種現象的主要原因是模型試驗存在明顯的界面滲流。盡管對模型實驗的側面邊界和底部邊界進行了防滲處理，但實驗過程中仍存在較為明顯的界面滲流，心墻壩與側壁和基底表面的土顆粒與壁面之間存在著較大的空隙，從而在界面形成了滲漏量較大的繞流現象；同時實驗過程是三維滲流場，而且心墻很難保持完全均值，將在相對較為薄弱處形成局部優勢滲流，但數值模擬所研究的是二維滲流場，這使監測所得的孔隙水壓力值、總水頭壓力和滲漏速率都略高于數值模擬結果。雖然試驗監測值與數值模擬計算值略有偏差，但所得變化規律完全一致，因此數值分析可以用于揭示高滲透區域對心墻壩滲流規律。

4.4 參數敏感分析通過模型實驗得到了數值分析的可行性，下面采用數值分析研究不同水位、心墻、高滲透區不同滲透系數等參數對滲流場和滲漏量的影響，各工況參數設置如表6所示。數值模擬結果顯示的各工況下總水頭分布及滲漏量如圖12和表7所示。

圖12 心墻和高滲區不同滲透系數和不同水位情況下的壩體總水頭分布云圖（單位：m）

表6 各工況參數設置

（1）心墻滲透系數敏感分析 通過對比工況5、3、6可以得到不同心墻滲透系數對心墻壩滲流場和滲漏量的影響。如表8所示，隨著心墻的滲透系數增大，不同測點位置的孔隙水壓力都略微增加。從圖12可以看出，心墻滲透系數增加使得心墻右側總水頭等值線相對均勻地向下游發展，意味著心墻對水力梯度的控制效果整體降低。3種工況中隨著心墻滲透系數的增大，滲漏量依次為9.47、10.79和12.64 L/h。由表7 高滲透區和上下部滲漏量可以看出，心墻滲透系數的降低時，心墻和高滲透區域的滲漏量均下降，但心墻部分下降更明顯，流體更多匯集于高滲透區（如工況3）；而心墻滲透系數提高時，壩體各部分滲漏量均將提高，但心墻部分滲漏速率提升更大，表現為增加的部分壩體滲流主要有心墻各處分擔（如工況6）。

表7 高滲透區滲漏量

（2）高滲透區滲透系數敏感分析。工況7、3、8代表高滲透區域滲透系數的增加對孔隙水壓力和滲流量的影響如表9所示，隨著高滲透區域滲透系數增大，不同測點位置的孔隙水壓力都略微增加，增加趨勢略小于心墻滲透系數的影響。從圖12可以看出，心墻高滲透區域滲透系數增加使得心墻右側總水頭等值線向下游發展，主要體現在高滲透區域附近總水頭等勢線呈弧形下游發展，意味著心墻對水力梯度的控制效果通過局部區域影響而降低。由表7看出工況7、3、8 滲漏量隨著高滲透區滲透系數的增大而增大，依次為9.85、10.79和12.38 L/h，原因是滲透系數增大提高了高滲透區的透水能力。由表7可以看出，隨著高滲透區滲透系數的提高，壩體的透水量提高，同時也使更多的流體通過高滲透區流向下游，高滲透區滲漏量有明顯的升高。隨著高滲透區滲透系數的增大，高滲透區入口、內部和出口處流速箭頭均變得密集，說明流速和流量在不斷增大，流體更多地從高滲透區位置通過，說明高滲透區滲透系數對流體的運移有顯著的影響。

表8 工況5、3、6 數值結果匯總

表9 工況7、3、8 數值結果匯總

表10 工況9、3、10 數值結果匯總

（3）上游水位敏感分析 工況9、3、10 表示不同水位情況下孔壓值和滲漏量的變化規律（表10所示），所對應的水位依次為56、58和60 cm。從表10可以看出，隨著水位的增大，各處孔壓值整體增大。從表7可以看出，隨上游水位的增大相應的滲漏量依次為10.26、10.79和11.48 L/h，增加趨勢并不呈線性，這是因為心墻上部較窄，水力路徑較短，相應增加水位時滲流量增加較大。由表7可以看出，隨著上游水位的抬升，高滲透區的滲漏量產生微弱的提高，表明上游水位上升而導致的孔壓升高提升了高滲透區的滲流量，但并不能產生決定性影響。同時流速分布差異較小，說明小幅水位變化對流速分布的影響不大。

（4）穩定性分析 利用判定土體滲透穩定性的水力準則Terzaghi 準則[22]，計算高滲透區水力梯度、臨界水力梯度與穩定性系數，其中土的臨界水力坡降及水力坡降計算公式為：

式中：Jcr為土的臨界水力坡降；Gs為土的比重；e為土的孔隙比；γd為土的干重度；γw為水的重度；J為水力坡降；dh為水頭損失；ds為流程長度。穩定性系數表示為：

各工況高滲透區滲流穩定性系數如表11所示，工況1 不存在高滲透區，其心墻水力梯度最大。工況2、3、4 表明心墻內存在高滲透區時，隨著高滲透區位置的升高，水力梯度不斷減小，使得穩定性系數逐漸升高，壩體更加穩定。工況5、3、6可以看出，心墻滲透系數越大，高滲透區水力梯度越小，高滲透區的穩定性系數越大，但心墻滲透系數越大意味著心墻的臨界水力梯度降低，會使得壩體整體穩定性降低。工況7、3、8 表明高滲透區滲透系數越大，水力梯度越小，但高滲透區內臨界水力梯度變得更小，使得穩定性系數降低，導致壩體穩定性降低。工況10的壩前水位最高，所以其水力梯度最大，穩定性系數最低，在3個不同水位中壩體最不穩定。總體穩定性系數均大于1，表明在這些工況下壩體均為出現滲透破壞。

表11 各工況高滲透區滲流穩定性系數

5 結論

本文以瀑布溝心墻土石壩為原型，通過模型試驗分析高滲透區域對心墻孔隙水壓力以及壩體滲漏量的影響，基于試驗結果驗證了數值模擬結果的可靠性，并采用數值模擬方法開展不同水位、心墻和高滲透區域滲透系數的敏感分析，得到了以下結論：

（1）高滲透區域將改變心墻的滲流場，成為優勢滲流通道，顯著減小所在區域的水頭損失，導致心墻不同部位的孔壓都有一定程度的上升，而且離高滲透區域越近，孔壓值上升幅度越大。同時高滲透區域的存在將顯著提升壩體滲漏速率，這為通過孔壓和滲漏量監測數據分析心墻是否存在質量問題提供重要依據。

（2）心墻滲透系數增加使得不同部位孔壓值和壩體滲漏速率增大，引起心墻右側總水頭等值線相對均勻地向下游發展；高滲透區域滲透系數增加主要增加所在區域的孔壓值和滲漏量，并使得心墻外側總水頭等勢線呈弧形下游發展；隨著上游水位的增大，各處孔壓值整體增大，滲漏速率呈現非線性增加，這是因為心墻上部較窄，水力路徑較短。

（3）隨著高滲透區位置的升高，水力梯度不斷減小，穩定性系數逐漸升高；隨著心墻滲透系數的增大，高滲透區水力梯度減小，但由于心墻本身的臨界水力梯度降低，會使得壩體整體穩定性降低；隨著高滲透區滲透系數增大，水力梯度減小，高滲透區內臨界水力梯度變得更小，穩定性系數降低。

（4）在本研究所設置工況中，對于高滲透區滲流穩定性系數的影響，心墻滲透系數的變化比高滲透區滲透系數與上游水位變化對其影響更大，前者約為后二者的6.62和8.34倍。后續研究可采用更多不同的控制變量研究各因素對壩體滲流穩定性的影響。

模型實驗和數值分析規律基本一致，所得結論可為基于監測數據反演分析心墻的質量問題和評估壩體的安全性能提供依據。本文以模型試驗為主，測點相對較為離散，對高滲透區域所引起的壩體指標變化趨勢做定性分析，后續研究可以此為基礎，通過大量數據收集與模擬計算進行定量擬合，以期獲得精確變化指標與規律。