考慮應力狀態的懸掛式防滲墻-砂礫石地基管涌臨界坡降試驗研究

羅玉龍，吳 強，詹美禮，盛金昌

（河海大學 水利水電學院，南京 210098）

1 引 言

懸掛式防滲墻是一種十分重要的防滲措施，廣泛應用于堤防工程及深厚覆蓋層上的高土石壩工程中。防滲墻的建設一方面有利于堤壩的整體穩定性，但另一方面也會在防滲墻底部及周圍巖土體內產生較大的滲透坡降。眾多專家認為，這可能造成防滲墻底部土體發生局部滲透破壞，甚至誘發大壩整體破壞，建議繼續加深防滲墻深度以減小滲透坡降，這樣不僅加大了施工難度，顯著地提高了工程投資，而且由于墻體深度過大，難以保證質量。

眾多學者對懸掛式防滲墻的防滲效果及控制管涌等滲透變形發展的效果進行了廣泛的研究，如張家發等[1]通過砂槽模型，模擬了細砂地基中滲透變形的發生和擴展過程，表明懸掛式防滲墻對滲透變形的發生條件影響很小，但對滲透變形的擴展及模型破壞的條件影響顯著。毛昶熙等[2]開展了有懸掛式防滲墻的砂質堤基水槽模型管涌試驗，對不同貫入度懸掛防滲墻防止管涌效果進行了研究，確定了懸掛式防滲墻及其前后水平段的滲流臨界坡降，給出了管涌險情是否影響大堤安全的估算公式。李廣信等[3]利用有機玻璃模型槽，模擬二元堤基條件及不同防滲墻深度下，堤基內管涌的發生和發展過程，試驗表明懸掛式防滲墻對于管涌出砂量有控制作用，且管涌口環形出砂面積與防滲墻深度線性相關；砂土越密實，越不易發生管涌。丁留謙等[4]研究了雙層堤基設置懸掛式防滲墻情況下管涌發展并導致潰堤的過程和機理，試驗表明懸掛式防滲墻可以有效地提高堤基管涌破壞的水平平均臨界滲透坡降，降低管涌的危害程度，使堤基整體抵抗管涌破壞的能力顯著提高。周曉杰等[5]模擬了二元堤基在不同防滲墻深度、位置條件下滲透變形的發生、發展過程。王保田等[6]的試驗表明，懸掛式防滲墻的臨界表觀水力梯度隨貫入度的增加而有較大的增加。Tanaka 等[7]、Maeda 等[8－9]、Sakai等[10－11]研究了砂基中板墻周圍土體的滲透破壞過程，試驗發現，隨著板墻上下游水頭差的增大，下游砂表面開始破壞，上游砂表面開始下沉，當達到臨界狀態時，板墻底部土體開始發生侵蝕和流動。上述研究成果加深了對含有懸掛式防滲墻的強透水地基滲透破壞機制的認識，但均沒有考慮地基所處的三向受壓狀態的影響。由于懸掛式防滲墻底端一般距地表幾十米（堤防工程）甚至是幾百米（深厚覆蓋層上的高土石壩工程），防滲墻及強透水地基均處于高壓力狀態，土體內部的孔隙通道被顯著壓縮，進而限制了大量潛在可動細顆粒在土體中及防滲墻與土體接觸面上的運移，與不考慮應力情況比較，會顯著地提高管涌的臨界滲透坡降（這里定義管涌臨界滲透坡降為土體最早出現極少量細顆粒流失現象時對應的滲透坡降）。然而，已有的研究成果均不能完全體現應力狀態對懸掛式防滲墻-強透水地基管涌臨界坡降及管涌發展過程的影響，可能造成眾多不必要的工程浪費。

為了研究懸掛式防滲墻-強透水地基所處的應力狀態對其管涌等滲透變形發展過程影響，本次利用自行研制的土與結構物接觸剪切滲透儀，對不同應力狀態下懸掛式防滲墻-砂礫石地基管涌臨界滲透坡降進行了研究。

2 土與結構物接觸剪切滲透儀介紹

筆者新研制的土與結構物接觸剪切滲透儀如圖1所示。該儀器可研究高應力、高滲壓條件下土體與結構物接觸面的滲流應力耦合機制，包括圍壓系統、軸向壓力系統、滲透壓力系統、數據采集系統及土與結構物模型底座等。圍壓及軸向壓力系統模擬土與結構物承受的高應力狀態，最高圍壓、軸向壓力分別可達2.0 MPa和4.0 MPa；滲透壓力系統模擬接觸面承受的高水力梯度的滲流作用，最高水頭達200 m，最低水頭0～2 m，能夠實現高低水頭的快速切換；數據采集系統能夠實時監測試樣沉降、孔隙水壓力消散等。土與結構物模型底座由模擬結構物的硬塑板和可拆卸的金屬底座組成，金屬底座包含有進水口和出水口，如圖2所示。

圖1 土與結構物接觸剪切滲透儀Fig.1 Photograph of soil-structure contact shear permeameter

圖2 模型底座Fig.2 Model base

根據研究目的，本試驗不施加軸向壓力，僅考慮圍壓對懸掛式防滲墻-砂礫石地基管涌發生臨界坡降及管涌發展過程的影響，滲透壓力系統采用低水頭模式，由變水頭水箱提供，試樣進出口端設置測壓管以便實時監測總水頭變化。試驗過程：①按照填筑要求制備試樣，并飽和試樣。②分級緩慢施加圍壓，并打開排水管固結排水。③分級施加滲透壓力，施加完每級水頭后，利用濾網收集流出的細砂，待流量穩定后，測定流量，記錄時間及流量，計算滲流速度，繪制出砂量-滲透坡降關系，滲流速度-滲透坡降關系曲線。

3 不同應力狀態下防滲墻-砂礫石地基管涌試驗

試驗土料為 Skempton等[12]研究使用的缺乏中間級配的管涌型砂礫石料A，其顆粒級配曲線如圖3所示。擬開展無圍壓、圍壓0.2、0.4、0.6、0.8 MPa等5組試驗，各組試驗砂礫料試樣的填筑密度嚴格控制在1.843 g/cm3，孔隙率在0.31～0.33之間，以保證各組試驗成果具有可比性。試驗中懸掛式防滲墻高度10 cm，厚1 cm，即滲徑長21 cm，試樣總高度為20 cm，制備的試樣見圖4（冷凍后拍攝）。

圖3 砂礫石顆粒級配曲線Fig.3 Particle size distribution curve of the sand-gravel

圖4 懸掛式防滲墻-砂礫石試樣Fig.4 Suspended cut-off wall and sand-gravel sample

3.1 無圍壓試驗結果

無圍壓試驗中，滲透坡降i從0.1緩慢增加大2.9（i＝進出口兩端總水頭差/滲徑長度）。當i=0.16時，試樣開始流出極少量細砂，持續約 3 min，因此，無圍壓情況下，懸掛式防滲墻-砂礫石地基的管涌臨界滲透坡降icr=0.16；此后逐漸抬高水頭，均未有任何細砂流出，直到i=0.41時，再次出現極少量細砂流失現象；i在 0.41～1.27之間時，多次出現間斷性的極少量細砂流出現象；當i=1.42時，一次出砂量驟然達到0.05 g；此后出現連續性出砂現象，但出砂量極少；當i=2.57時，出砂量驟然加大，達到0.061 g；當i=2.90時，出砂量再次驟然減小。試驗結束時，總出砂量為0.4～0.5 g，整個試樣未出現明顯的管涌破壞現象。

3.2 不同圍壓試驗結果

在圍壓為0.2 MPa試驗中，i從0.18緩慢增加到4.9。試驗初期，i在0.18～0.32之間均未見出砂現象；i=0.41時，開始流出2粒細砂，說明icr=0.41；i=0.54時，停止出砂，此后開始出現持續性的出砂，但出砂量極少；當i=1.53時，出砂量驟然增大，達到0.015 g，之后出砂量驟然減??；當i=2.45時，出砂量再次驟然增大，達到0.176 g。此后，隨著i的增大，出砂量均較大，其中，i=3.45時，出砂量為0.21 g；i=4.93時，出砂量達到0.32 g。試驗結束時，總出砂量達到1.178 g，雖然試驗后期持續大量出砂，但試樣仍未出現明顯的管涌破壞現象，只在出口附近形成了比較明顯的大孔隙通道，見圖5。從圖中可以看出，進水端及出水端都發生了比較明顯的細顆粒運移現象。試驗結束時，進水端主要剩余大顆粒，與防滲墻的接觸面上大顆粒較大。而出水端一方面聚集了從進水端運移過來的大量細顆粒，另一方面，在與防滲墻的接觸面上形成了非常明顯的大孔隙通道。

圖5 圍壓0.2 MPa時試驗結束后試樣進出水端Fig.5 The sample inlet and outlet under confining pressure of 0.2 MPa

圖6為圍壓0.2 MPa試驗結束后出水端附近顆粒級配曲線與試驗前級配的對比。從圖中可以看出，試驗前后出水端附近區域顆粒級配的最顯著區別體現在0.06～0.1 mm的顆粒上，試驗結束后，出水端0.06～0.1 mm的顆粒含量已經基本為0，說明試驗過程中，所有的0.06～0.1 mm的顆粒已經全部流出試樣，這也可以從圖5中得到驗證。

圖6 圍壓0.2 MPa時試驗前后出水端土體顆粒級配對比Fig.6 The outlet soil particle size distribution under confining pressure of 0.2 MPa

在圍壓0.4 MPa試驗中，滲透坡降從0.13緩慢增加到5.15，當滲透坡降為0.56時，試樣開始出現管涌現象，即 icr＝0.56。此后整個試驗過程中一直有細砂流出，但出砂量時大時小，其中滲透坡降為0.64～1.84之間時，出砂量極少，而在滲透坡降為2.05、4.22、4.54、5.15時，出砂量分別達到0.054、0.058、0.066、0.103 g，說明管涌的發展過程并不是一直持續的，而是存在細砂侵蝕運移、淤堵于孔隙中、重新沖開孔隙，重新運移等眾多復雜現象。試驗結束時，總的出砂量達到0.382 g。雖然試驗后期也出現持續大量出砂的現象，但試樣未發生明顯的管涌破壞。在圍壓0.6、0.8 MPa試驗中，icr分別達到0.69、0.84。試驗結束時，2個試樣均未出現明顯的管涌破壞現象。

各試驗中監測的滲透坡降i與滲流速度v之間的關系如圖7所示。從圖中可以看出，隨著圍壓增大，i-v曲線斜率減小，說明試樣的滲透系數逐漸減小，尤其是無圍壓時試樣滲透系數遠大于其他有圍壓的試樣。此外，i-v關系曲線呈現冪函數特征，不再符合常規的Darcy定律，而是符合毛昶熙等[13]介紹的非Darcy定律。

式中：k為滲透系數；系數m與土體密實度及有效粒徑有關。按照上述關系擬合，得到無圍壓、圍壓0.2、0.4、0.6、0.8 MPa時i-v經驗公式分別為

相關系數均在0.95以上。擬合結果表明，隨著圍壓增大，滲透系數逐漸減小，如圖8所示。無圍壓時滲透系數為 0.113 cm/s，圍壓 0.8時滲透系數為0.065，僅相當于無圍壓時的0.5倍。由此可見，應力狀態對土體滲透性的影響巨大，圖9為不同應力狀態下出砂量與滲透坡降的關系。

圖7 不同應力狀態下滲透坡降與滲流速度關系Fig.7 Relationships between hydraulic gradient and flow velocity under different stress states

圖8 滲透系數與應力狀態的關系Fig.8 Relationship between permeability and stress state

圖9 不同應力狀態下出砂量與滲透坡降的關系Fig.9 Relationships between eroded sands and seepape hydraulic gradient

從圖9可以看出，管涌發展過程中，隨著滲透坡降的增大，出砂量并不是一直增大，而出現時大時小的現象，這是因為細顆粒在孔隙通道中運移過程中，當遇到大于其直徑的孔隙通道時，細顆?？梢皂樌┻^孔隙，而當細顆粒直徑大于孔隙時，細顆粒便將堵塞孔隙，導致后面的細顆粒一起停留在堵塞位置，直到繼續增大滲透坡降，使得細顆粒沖開堵塞的孔隙時，出砂量才會有顯著地增大，但之后孔隙通道可能繼續堵塞，導致出砂量的再次降低。即管涌的發展過程就是一個運移－堵塞－堵塞沖開－重新運移的緩慢的、循環往復的過程。

整理不同應力狀態下管涌臨界滲透坡降發現，其與圍壓呈現明顯的線性關系，如圖10所示。按照線性關系擬合，得到不同應力狀態下的管涌臨界坡降icr經驗公式為

相關系數為0.982。

從這一經驗公式可以看出，圍壓越大，防滲墻-砂礫石地基發生管涌的臨界滲透坡降就越大，也表明地基越不容易發生滲透破壞。

圖10 圍壓與管涌臨界滲透坡降關系Fig.10 Relationship between confining pressure and critical piping hydraulic gradient

對于實際工程，只要能夠確定懸掛式防滲墻底部所處的應力狀態，便可以根據該公式估算其管涌臨界滲透坡降，再根據土體的允許滲透坡降（由滲流-應力耦合試驗獲得），兩者對比，綜合確定合理的防滲墻貫入深度。

4 結 論

（1）應力狀態對懸掛式防滲墻-砂礫石地基的管涌臨界滲透坡降影響巨大，圍壓P與管涌臨界滲透坡降 icr之間具有顯著的線性關系（見式（3））。該公式可用于確定懸掛式防滲墻在強透水地基中的合理貫入深度，適用于：①圍壓小于0.8 MPa；②缺乏中間級配的管涌型砂礫石地基。對于我國西南地區眾多建設在深厚覆蓋層上的200～300 m級高土石壩工程而言，懸掛式防滲墻底部均處于高壓力狀態，本文的經驗公式不再適用，需要開展更高應力狀態下的管涌試驗研究，但通過本文的研究可以推斷，與不考慮應力狀態情況相比，高應力狀態下懸掛式防滲墻底部附近土體發生管涌的臨界滲透坡降必將得到顯著提高。

（2）管涌發展過程中，隨著滲透坡降的增大，出砂量出現時大時小的現象，這說明管涌的發展過程是一個細顆粒運移－細顆粒堵塞孔隙－堵塞孔隙被沖開－細顆粒重新運移的漸進性惡化破壞過程。

（3）防滲墻-砂礫石系統的滲流流動規律不再符合線性Darcy定律，滲流速度v與滲透坡降i、滲透系數k之間符合v=kim型非Darcy定律。

（4）應力狀態對防滲墻-砂礫石系統的滲透性影響巨大，圍壓越大，滲透系數越小。對于本試驗，無圍壓時滲透系數達到0.113 cm/s，而圍壓0.8 MPa時的滲透系數驟減為0.065 cm/s。

本文的研究成果體現了滲流-應力耦合效應對防滲墻-砂礫石地基滲透穩定性的影響，提出的管涌臨界坡降經驗公式將為確定深厚覆蓋層中懸掛式防滲墻的合理貫入深度提供重要的理論依據，同時為進一步開展更高應力狀態下管涌發展過程的研究提供了有益的借鑒。

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